趙健華 楊 威 胡大鵬

(大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院)

在油田后期的二次、三次采油中，由于采出液中含水量高達(dá)80%以上，同時(shí)聚合物驅(qū)及三元復(fù)合驅(qū)等采油技術(shù)的推廣應(yīng)用，使得含油污水中聚合物含量及其乳化程度增加，油滴粒徑變小，采用常規(guī)水力旋流器處理采出污水難度加大，分離效率降低。為了提高旋流分離性能，在旋流技術(shù)研究中采取了優(yōu)化旋流器結(jié)構(gòu)、強(qiáng)化旋流流場及氣浮與旋流組合等多種措施，以滿足含油污水分離要求[1～3]。

氣浮與旋流分離相結(jié)合產(chǎn)生出來的注氣式油水分離水力旋流器，是在常規(guī)液-液水力旋流器基礎(chǔ)上向旋流器內(nèi)部注入氣體，利用氣泡對微小油滴的攜帶作用所產(chǎn)生的氣浮效應(yīng)，提高其分離效率。對注氣式水力旋流器的研究，目前主要采用實(shí)驗(yàn)手段，研究注氣方式、操作條件及結(jié)構(gòu)參數(shù)等對分離性能的影響[4～6]。

筆者采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(Computational Fluid Dynamics，CFD)方法對注氣式油-水分離水力旋流器進(jìn)行數(shù)值模擬，對比分析注氣前后旋流器內(nèi)部流場變化情況，研究了在入口注氣條件下氣液體積比、進(jìn)料流量及分流比等操作參數(shù)對分離效率的影響，并將計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行比較。

1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

1.1幾何結(jié)構(gòu)

以雙錐型油水分離旋流器為原型，以適當(dāng)方式向旋流器內(nèi)注入氣體便得到注氣式水力旋流器模型。注氣方式分為：入口注氣、旋流腔微孔注氣及錐段單點(diǎn)注氣等，其中以入口注氣的效果最好[7]。筆者擬采用入口注氣方式，即將壓縮空氣經(jīng)旋流器入口注入，與原料液混合后一同進(jìn)入旋流器內(nèi)，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。旋流器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)：D=48mm，Dc=20mm，Di=8mm，Do=8mm，Du=10mm，α1=30°，α2=1.5°，L=30mm，L1=48mm，L4=400mm。坐標(biāo)建立，以旋流器軸線為z軸，底流口所在平面為x-y平面，坐標(biāo)原點(diǎn)位于底流口圓心處。

圖1 注氣式液-液水力旋流器結(jié)構(gòu)示意圖

1.2網(wǎng)格劃分

應(yīng)用Fluent 前處理軟件Gambit 生成幾何模型，進(jìn)行網(wǎng)格劃分。采用三維模擬的結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格模型，進(jìn)行區(qū)域離散化，把一個(gè)復(fù)雜的幾何體分解成可六面體網(wǎng)格化的小體，對單個(gè)區(qū)域網(wǎng)格化后將體與體之間的面設(shè)置成內(nèi)部表面。在流場參數(shù)變化較大的近壁區(qū)及入口附近設(shè)置邊界層網(wǎng)格，并進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，其余區(qū)域設(shè)置稀疏網(wǎng)格，入口附近局部網(wǎng)格如圖2所示。

圖2 旋流器三維網(wǎng)格模型(局部)

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

2.1數(shù)學(xué)模型

注氣式油水分離水力旋流器內(nèi)部流場處于油-氣-水三相復(fù)雜狀態(tài)，為了模擬流場特征和分離特性，筆者采取多相流模型中的混合模型(Mixture Model)與離散相模型(Discrete Phase Model，DPM)相結(jié)合的方式，先采用歐拉-歐拉方法的混合模型模擬計(jì)算充氣時(shí)氣泡對水相流場的影響，獲得雙相耦合情況下的水相流場分布。在此基礎(chǔ)上采用歐拉-拉格朗日方法的離散相模型模擬加入油滴粒子后分散相油滴的運(yùn)動(dòng)軌跡。湍流模型采用雷諾應(yīng)力模型(RSM)，該模型適合于描述具有各向異性的強(qiáng)旋流動(dòng)的復(fù)雜流場。

2.2邊界條件及數(shù)值計(jì)算方法

速度入口：雙側(cè)進(jìn)料口定義為速度入口，設(shè)置入口處物流各組成的物性參數(shù)、體積分?jǐn)?shù)、速度和介質(zhì)進(jìn)入時(shí)的湍流狀況。壓力出口：溢流口和底流口分別定義為壓力出口，溢流出口壓力po=0.0MPa，底流出口壓力pu=0.2MPa。壁面：旋流器邊壁為無滑移固壁，與其接觸的流體的相對速度為零，在近壁處采用非平衡壁面函數(shù)法處理計(jì)算近壁處流場。分散相：假設(shè)油滴為球形，氣體為球形氣泡，在入口處分散相在連續(xù)相中均勻分布；忽略分散相粒子間的相互作用，顆粒湍流擴(kuò)散模型選用隨機(jī)游走模型。

對流-擴(kuò)散項(xiàng)的離散格式采用有限體積法的QUICK格式，它適用于六面體網(wǎng)格，具有較高精度。壓力-速度場求解采用基于RSM模型的SIMPLEC 算法。

入口介質(zhì)的物性和參數(shù)設(shè)定見表1。

表1 入口介質(zhì)物性參數(shù)

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1油滴粒子軌跡

圖3所示分別為注氣前后旋流器內(nèi)油滴粒子軌跡圖。由圖3可以看出，未注氣時(shí)油滴粒子在外旋流的跡線密度較大，逃逸所用最長時(shí)間為0.795s；注氣后油滴粒子在外旋流的跡線稀疏，內(nèi)旋流的跡線密集，說明油滴在氣泡的攜帶下迅速向中心核處運(yùn)動(dòng)，逃逸所用最長時(shí)間縮短為0.241s。

a. 未注氣時(shí)

b. 注氣時(shí)圖3 旋流器流場內(nèi)油滴粒子軌跡(時(shí)間渲染)

圖4所示為跟蹤具體一個(gè)油滴粒子得到的用逃逸時(shí)間渲染的軌跡圖，反映了粒子在旋流器中的分離過程。圖4a所示是一個(gè)油滴粒子從溢流口逃逸出去的運(yùn)動(dòng)軌跡，該油滴粒子從入口進(jìn)入后，沿著旋流器器壁向下游做螺旋運(yùn)動(dòng)，在錐段區(qū)聚攏到中心區(qū)，并獲得向上速度，進(jìn)而從溢流口流出，這也說明了旋流器內(nèi)兩相的分離主要是在錐段，尤其是在小錐段；圖4b所示是一個(gè)油滴粒子從底流口逃逸出去的油滴粒子運(yùn)動(dòng)軌跡，該油滴粒子從入口進(jìn)入后做螺旋運(yùn)動(dòng)直接從底流口流出，沒有反向內(nèi)旋從溢流口被分離出去，這種油滴往往是被碰撞破碎或乳化的粒徑小的油滴。

圖4 單個(gè)油滴粒子運(yùn)動(dòng)軌跡(時(shí)間渲染)

3.2速度分布

3.2.1切向速度

切向速度是衡量旋流器分離因數(shù)大小的指標(biāo)。圖5所示為注氣前后旋流器內(nèi)不同截面上的切向速度沿半徑方向的分布。由圖5可知，切向速度沿半徑方向由內(nèi)向外先增大后減小，并呈對稱分布。切向速度的最大值點(diǎn)把流場分為內(nèi)、外兩層旋流。在內(nèi)旋區(qū)，注氣后的切向速度明顯增大，而對外旋區(qū)的切向速度影響不大。這說明，注氣后切向速度的增大，使油滴所受離心力增大，有利于油水兩相的分離，但同時(shí)也會加重油滴的剪切破碎。由于氣-水密度差懸殊，氣體進(jìn)入后無論是否粘附油滴，總是快速地向中心柱區(qū)運(yùn)動(dòng)，致使邊壁處氣體分率減少，對外旋流影響減弱。

圖5 旋流器不同截面處切向速度分布

3.2.2徑向速度

徑向速度是影響油滴徑向遷移的重要因素，是油滴在徑向沉降過程中所受阻力的主要原因，直接影響到旋流器的最小分離粒度。圖6所示為注氣前后旋流器內(nèi)不同截面上的徑向速度沿半徑方向的分布。由圖6可知，徑向速度的變化比較復(fù)雜，分布曲線比較雜亂，但還是有著共同規(guī)律：在主分離區(qū)，流體的徑向速度既有正值也有負(fù)值，速度大小基本上隨著半徑的增大而增大，距中心軸一段距離處達(dá)到最大；在外旋流區(qū)，徑向速度基本上為負(fù)值，即流體向中心匯聚；注氣后流體徑向速度的增大，使油滴徑向遷移的時(shí)間縮短，相應(yīng)的阻力也會增大。

圖6 不同截面處徑向速度分布

3.3操作參數(shù)對分離效率的影響

3.3.1氣液體積比的影響

圖7是進(jìn)口流量4.1m3/h，分流比15%時(shí)，氣液體積比(注入氣體在入口狀態(tài)下的體積與液體體積之比)與分離效率的關(guān)系曲線。由圖7可看出，隨著氣液體積比從小到大的改變，分離效率的變化是先下降后升高再下降。分析認(rèn)為，當(dāng)氣液體積比較小時(shí)，注入的氣體量少，不足以對油滴起到攜帶作用，但引起流場速度、壓力的變化，可能會使分離效率降低。隨著注氣量的增加，有充足的氣泡與油滴粘附形成油-氣復(fù)合體，分散相與連續(xù)相密度差增大，氣體攜帶油滴向中心柱區(qū)運(yùn)動(dòng)并向上進(jìn)入溢流口，產(chǎn)生明顯的氣浮效果，使分離效率提高。當(dāng)注氣量繼續(xù)加大后，大量的氣體占據(jù)了旋流器核心區(qū)，阻礙了油滴粒子的運(yùn)動(dòng)，干擾了旋流器內(nèi)部的正常流場，導(dǎo)致分離性能下降。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)也反映出這一規(guī)律。由分析得知，注氣量過小或過大都會使分離效率有所下降，適宜的注氣量應(yīng)提供充足的氣體以產(chǎn)生足夠的氣泡攜帶油滴，起到氣浮-旋流協(xié)同作用。模擬所得最佳氣液比為8%，對應(yīng)的分離效率最大為94%。

圖7 氣液體積比與分離效率關(guān)系曲線

3.3.2進(jìn)料流量的影響

圖8是在分流比15%、氣液體積比8%時(shí)，進(jìn)口流量與分離效率的關(guān)系曲線。模擬結(jié)果顯示，無論注氣與否，旋流器的分離效率隨進(jìn)料流量的增加而逐漸增大，之后趨于平穩(wěn)，注氣后的分離效率比未注氣時(shí)所提高。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)顯示，隨流量的增加，分離效率增大，達(dá)到最大值后，隨流量的增加而降低[8]。根據(jù)Stokes離心沉降定律，單個(gè)油滴的徑向沉降速度v正比于進(jìn)料流量的平方，即v∝Qi2，而水相的軸向速度u正比于進(jìn)料流量的一次方，即u∝Qi，因此，單個(gè)分散相油滴的軌跡角度arctan(v/u)∝Qi。表明進(jìn)料流量增大時(shí)，有更多的分散相油滴從外旋流進(jìn)入內(nèi)旋流，即分離效率增大。注氣后流場的流速增大，離心力增大，促進(jìn)油水分離。另一方面，流速的增大加劇了對油相的剪切，油滴破碎乳化，導(dǎo)致分離效率下降。由于模擬時(shí)油滴顆粒按均一直徑計(jì)算，未考慮油滴破碎因素，故計(jì)算結(jié)果未能反映出增大流量對油滴破碎的不利影響。

圖8 進(jìn)口流量與分離效率關(guān)系曲線

3.3.3分流比的影響

圖9是進(jìn)口流量為4.1m3/h，氣液體積比為8%時(shí)，分流比與分離效率的關(guān)系曲線。模擬結(jié)果顯示，注氣后的分離效率較未注氣時(shí)有所提高，分離效率隨分流比的增加而增大。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)表明，分流比在8%～15%區(qū)間，分離效率隨分流比的增加而增大，達(dá)最大值后，繼續(xù)增加分流比，分離效率則下降[8]。理論模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值在分流比小于15%范圍內(nèi)基本吻合。在實(shí)際應(yīng)用中，除油型水力旋流器的分流比一般控制在較小范圍內(nèi)。對于注氣式旋流器考慮到注氣后體積流量的增大，同時(shí)要更好地發(fā)揮氣體的氣浮作用，因此實(shí)驗(yàn)范圍的分流比在8%～20%[8]。

圖9 分流比與分離效率關(guān)系曲線

4 結(jié)論

4.1注氣后旋流器內(nèi)流體的切向速度和徑向速度均增大，油滴粒子從旋流器內(nèi)逃逸出去的時(shí)間縮短，表明氣體對油滴產(chǎn)生了氣浮作用，有利于油水分離。

4.2注氣量過小或過大都會使分離效率有所下降，適宜的注氣量應(yīng)該保證有足夠的氣泡與油滴粘附且不脫落，形成“氣攜油”復(fù)合體。模擬條件下所得最佳氣液比為8%，相應(yīng)的分離效率最大值為94%。

4.3進(jìn)口流量和分流比對注氣式旋流器的影響規(guī)律與未注氣的常規(guī)旋流器的影響規(guī)律相同，但注氣條件下的分離效率比未注氣時(shí)的分離效率提高5%～10%，說明氣浮對強(qiáng)化旋流分離起到一定的作用。

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