李 楓 劉海龍 邢 雷 朱雨朦 高金明

(1.東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院 2.黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

0 引 言

水力旋流器憑借其操作簡單及成本低廉等因素被廣泛應(yīng)用到油田采出液預(yù)分離、礦業(yè)選取和含油污水處理等領(lǐng)域[1]。水力旋流器在應(yīng)用過程中分離效率受結(jié)構(gòu)參數(shù)、操作參數(shù)及分離介質(zhì)物性參數(shù)等多重因素影響[2-3]。提高旋流器分離效率始終是相關(guān)領(lǐng)域研究者的主要研究方向。

李天靜等[4]在經(jīng)典管柱式分離器基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上優(yōu)化，形成可提高分離效率的新型分離器結(jié)構(gòu)。高奇峰等[5]在傳統(tǒng)直流導(dǎo)葉式旋流分離器的基礎(chǔ)上，拉伸導(dǎo)錐形成中心體結(jié)構(gòu)，增強(qiáng)了旋流穩(wěn)定性。劉彩玉等[6]提出了一種新型同向出流式氣液旋流分離裝置，針對(duì)其不同結(jié)構(gòu)參數(shù)開展了數(shù)值模擬及試驗(yàn)研究，完成了結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)選。張艷等[7]采用響應(yīng)面優(yōu)化方法對(duì)同向出流水力旋流器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，優(yōu)化后的旋流器結(jié)構(gòu)較原始結(jié)構(gòu)可將分離效率提高4.45%。趙沅[8]從筒體結(jié)構(gòu)、導(dǎo)向葉片和溢流管結(jié)構(gòu)等幾個(gè)方面對(duì)軸流導(dǎo)葉式旋流分離器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了分析。王勝等[9]對(duì)導(dǎo)流片型油水旋流分離器入口結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，通過對(duì)比試驗(yàn)研究直板型導(dǎo)流片與流線型導(dǎo)流片壓降損失差異，證實(shí)了流線型導(dǎo)流片結(jié)構(gòu)應(yīng)用于井下油水旋流分離器所產(chǎn)生的分離效果最好。丁文剛等[10]采用數(shù)值模擬方法對(duì)變螺距螺旋導(dǎo)流式單錐旋流器內(nèi)部旋流腔長度、溢流管直徑和底流管直徑進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化，優(yōu)化后的旋流器最高分離效率可達(dá)97.23%。上述研究從油水分離水力旋流器基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)上改進(jìn)創(chuàng)新，尋求最佳油水分離效率，推動(dòng)了旋流器結(jié)構(gòu)不斷的發(fā)展。此外，部分學(xué)者通過引入輕質(zhì)氣體，降低離散復(fù)合液滴密度來強(qiáng)化油水分離效率。趙健華等[11]探討了注氣情況下油水分離水力旋流器流場(chǎng)影響，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)部，結(jié)果證實(shí)充氣后流場(chǎng)速度增加，油滴粒子滯留旋流腔內(nèi)部時(shí)間縮短。趙立新等[12]提出了一種氣攜式液液水力旋流器，通過將氣體沿旋流器側(cè)面注入旋流腔內(nèi)部，并運(yùn)用數(shù)值模擬驗(yàn)證后得出將氣體引入可以提高旋流分離效率的結(jié)論。

上述研究表明，采用注入氣相的方法與離散介質(zhì)混合，形成與連續(xù)相密度差更大的復(fù)合粒子，可有效提高水力旋流器的分離效率。基于上述研究結(jié)論，本文以軸入式同向出流水力旋流器為研究對(duì)象，在旋流器軸心注氣錐端口處開設(shè)注氣口，外界氣體通過在空氣壓縮機(jī)及氣泵的作用下由進(jìn)氣口向注氣錐內(nèi)部注氣后正面沖擊分布在軸心區(qū)域的油核，以達(dá)到對(duì)軸心油核推舉的作用，從而加快油核向溢流出口方向的軸向運(yùn)移速度，進(jìn)而提升旋流器的分離性能，為進(jìn)一步提高水力旋流器油水分離性能提供思路，為氣舉式水力旋流器進(jìn)一步應(yīng)用提供理論指導(dǎo)。

1 工作原理及結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

氣舉式同向出流水力旋流器結(jié)構(gòu)及工作原理如圖1所示。該旋流器主要由進(jìn)氣口、進(jìn)液口、螺旋流道、注氣錐、注氣口、底流口及溢流口部分構(gòu)成。油水混合液由環(huán)形入口進(jìn)入旋流器內(nèi)，經(jīng)過螺旋流道后由軸向運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)榍邢蛐D(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，在離心力的作用下輕質(zhì)油相沿著注氣錐壁向軸心聚集形成油核，水相向旋流器壁方向運(yùn)移。油相由溢流口排出，水相由環(huán)形底流口排出，實(shí)現(xiàn)油水分離。由于靠近出口方向旋流器內(nèi)切向速度逐漸減小，部分油相未能及時(shí)由溢流口排出而是進(jìn)入底流口，影響了旋流器分離性能。為此，采用在軸心注氣的方式，使注氣錐頂位置形成高壓氣流，提升軸心油核向溢流口方向的運(yùn)移速度，同時(shí)離散氣體與未匯聚至油核的油滴聚合形成密度更小的復(fù)合油滴，進(jìn)而增強(qiáng)氣舉式同向出流水力旋流器的油水分離效率。為了分析氣舉式同向出流水力旋流器的內(nèi)部流場(chǎng)特性及分離性能，構(gòu)建其流體域模型，如圖2所示。具體結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)如表1所示。

圖1 氣舉式同向出流水力旋流器工作原理圖Fig.1 Functional diagram of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

圖2 氣舉式同向出流水力旋流器流體域模型圖Fig.2 Fluid domain model of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

表1 氣舉式同向出流水力旋流器流體域結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Fluid domain structure parameters of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

2 數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格劃分

由于六面體網(wǎng)格穩(wěn)定性好且收斂精度高[13]，所以本文采用六面體網(wǎng)格單元作為網(wǎng)格模型的基本單元。通過ICEM軟件對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器進(jìn)行網(wǎng)格劃分，徑向截面均以O(shè)形劃分方式生成網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量越多理論上計(jì)算分辨率越高，但會(huì)極大消耗計(jì)算資源，且網(wǎng)格數(shù)量增加到一定數(shù)值后對(duì)計(jì)算結(jié)果意義不大。計(jì)算精度主要取決于網(wǎng)格質(zhì)量而非網(wǎng)格單元數(shù)量和單元類型[14]，對(duì)不同網(wǎng)格水平的模型施以相同的邊界條件并進(jìn)行迭代計(jì)算，待收斂后進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)。將流體域模型劃分成網(wǎng)格數(shù)分別為326 186、408 924、559 080、620 586和703 426共5個(gè)不同數(shù)量等級(jí)，并以溢流口的油相體積分?jǐn)?shù)來考核網(wǎng)格數(shù)量對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的影響。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)增大到559 080時(shí)，氣舉式同向出流水力旋流器溢流口的油相體積分?jǐn)?shù)基本不隨網(wǎng)格數(shù)的增加而發(fā)生變化，最終選用網(wǎng)格劃分總數(shù)為559 080的模型開展數(shù)值模擬研究。網(wǎng)格模型劃分結(jié)果如圖3所示。

圖3 氣舉式同向出流水力旋流器網(wǎng)格劃分Fig.3 Grid division of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

2.2 數(shù)值計(jì)算模型

針對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器進(jìn)行數(shù)值模擬，由于RSM模型適合于描述具有各向異性的強(qiáng)旋流動(dòng)等復(fù)雜流場(chǎng)，所以本文選用RSM模型對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器進(jìn)行描述。RSM模型實(shí)質(zhì)就是根據(jù)時(shí)均化法則，直接構(gòu)建表示雷諾應(yīng)力的輸運(yùn)方程，通過對(duì)輸運(yùn)方程中新產(chǎn)生的未知項(xiàng)分別進(jìn)行?；痆15]，從而構(gòu)成封閉方程組。對(duì)于不可壓縮流動(dòng)，時(shí)均化后的Navier-Stokes方程為[16]：

(1)

(2)

RSM模型中，通過求解雷諾應(yīng)力各分量的輸運(yùn)方程來封閉以上基本方程：

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：Dij為擴(kuò)散項(xiàng)，Pij為應(yīng)力產(chǎn)生項(xiàng)，φij為壓力應(yīng)變項(xiàng)，εij為黏性耗散項(xiàng)，μt為湍動(dòng)黏度，σk為0.82，C1為1.8，k為湍動(dòng)能，ε為耗散率，δij為Kronecker delta函數(shù)，Pkk=2p。

2.3 邊界條件

油水兩相間模擬計(jì)算采用多相流混合模型(Mixture)，設(shè)置混合相液體入口邊界為速度入口(Velocity inlet)，速度方向垂直于進(jìn)液口端面。底流液出口與溢流液出口均設(shè)置為自由出口(Outflow)，注氣通道圓周壁面與旋流器側(cè)壁面均為無滑移壁面邊界條件。設(shè)置水相為連續(xù)相，密度為998.2 kg/m3、黏度為1.003×10-3Pa·s；油相為離散相，密度為889 kg/m3、黏度為1.06 Pa·s、粒徑為300 μm，油相體積分?jǐn)?shù)為2%；氣相為注入相，密度為1.225 kg/m3、黏度為1.789×10-5Pa·s，油水混合相進(jìn)液速度根據(jù)旋流器處理量適用范圍設(shè)置為1.24 m/s，溢流分流比設(shè)置為30%，選取中等湍流強(qiáng)度5%；注氣口邊界條件為速度入口(Velocity inlet)，速度方向垂直注氣口端面。旋流器內(nèi)流場(chǎng)為復(fù)雜的三維強(qiáng)旋流場(chǎng)，湍流強(qiáng)度高，對(duì)流-擴(kuò)散項(xiàng)的離散格式采用有限體積法的QUICK格式，作為旋轉(zhuǎn)條件下旋流器數(shù)值計(jì)算的離散化方法?；谟邢摅w積法，對(duì)所建立的湍流控制方程進(jìn)行離散化，選用計(jì)算穩(wěn)定性強(qiáng)、收斂性好的SIMPLE算法對(duì)離散后的控制方程組進(jìn)行求解計(jì)算[17]，收斂精度設(shè)為10-6。

3 結(jié)果分析

3.1 進(jìn)氣速度對(duì)速度場(chǎng)分布的影響

3.1.1 軸向速度

液流在旋流分離腔內(nèi)的軸向速度是反映分離性能的重要指標(biāo)[18]，軸向速度越大，油滴停留在旋流腔內(nèi)部時(shí)間越短。模擬得到不同進(jìn)氣速度v條件下油滴軸向速度曲線圖，如圖4所示。從圖4可以看出：從注氣口位置開始，油滴軸向速度隨著軸向位置的增大而逐漸升高；當(dāng)油滴運(yùn)動(dòng)至溢流管入口時(shí)，由于溢流管直徑小于分離腔內(nèi)部直徑，油滴軸向速度增大至13 m/s，注氣口附近液流軸向速度隨進(jìn)氣速度增加呈現(xiàn)出逐漸升高的趨勢(shì)；當(dāng)進(jìn)氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時(shí)，軸向速度由0.9 m/s升高至5.5 m/s，說明油相在氣體沖擊與氣泡的攜帶作用下迅速向溢流口運(yùn)動(dòng)，通過注氣實(shí)現(xiàn)對(duì)油核的推舉，提升了油相向溢流口方向的運(yùn)動(dòng)速度；而后隨著軸向位置的變化又下降至同一速度值，此后的不同進(jìn)氣速度對(duì)應(yīng)軸向速度曲線基本一致。這是由于旋流腔內(nèi)部存在較強(qiáng)的旋流場(chǎng)，注氣條件下也會(huì)被強(qiáng)旋流所干擾，且注氣強(qiáng)度遠(yuǎn)小于內(nèi)部旋流場(chǎng)強(qiáng)度。

圖4 不同進(jìn)氣速度時(shí)軸向速度對(duì)比曲線圖Fig.4 Axial velocity correlation curve at different intake velocities

3.1.2 切向速度

為了分析注氣條件對(duì)旋流器內(nèi)切向速度的影響，過S1截面徑向位置繪制不同進(jìn)氣速度條件下切向速度均值對(duì)比條形圖，如圖5所示。由圖5可知：當(dāng)無氣體注入時(shí)，切向速度為2.87 m/s，切向速度隨著進(jìn)氣速度的增大而逐漸變小；當(dāng)進(jìn)氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時(shí)，切向速度由2.86 m/s降至2.83 m/s。這說明進(jìn)氣速度的增大使得軸心處液相體積變少，間接減弱注氣口附近混合液體切向速度。

圖5 不同進(jìn)氣速度時(shí)S1截面切向速度均值條形圖Fig.5 Tangential velocity mean bar chart of S1section at different intake velocities

3.2 進(jìn)氣速度對(duì)軸向壓降的影響

模擬得到不同進(jìn)氣速度時(shí)旋流器軸心位置壓降對(duì)比曲線圖，如圖6所示。由圖6可以看出：由旋流器注氣口到溢流口壓力損失逐漸增大；當(dāng)軸向位置處于注氣口至溢流管區(qū)間時(shí)，壓降總體呈緩慢增長趨勢(shì)；當(dāng)軸向位置處于溢流管壁軸向位置時(shí)，軸向壓降急劇增大，并在溢流管出口處達(dá)到最大值322 kPa。這說明油水混合液在旋流分離過程中一直存在能量損耗，當(dāng)無氣體注入時(shí)，注氣口附近軸向壓降達(dá)到216 kPa。由圖6還可以看出：注氣口附近軸向壓降隨軸向距離的增加而短暫下降后又恢復(fù)上升趨勢(shì)；注氣口附近液流軸向壓降隨進(jìn)氣速度的增加而逐漸減小，當(dāng)進(jìn)氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時(shí)，軸向壓降由214.7 kPa降低至213.0 kPa；隨著軸向位置的逐漸增大，不同進(jìn)氣速度對(duì)油水混合液軸向壓降所造成的影響逐漸減弱直至無明顯差異。這說明注氣會(huì)影響旋流器軸心位置壓力場(chǎng)且影響范圍主要集中在注氣口附近。

圖6 不同進(jìn)氣速度時(shí)軸向壓降對(duì)比曲線圖Fig.6 Axial pressure drawdown correlation curve at different intake velocities

3.3 進(jìn)氣速度對(duì)油相體積分?jǐn)?shù)的影響

為分析進(jìn)氣速度對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器內(nèi)部油相體積分?jǐn)?shù)和分離效率的影響，研究了分離器的內(nèi)部流場(chǎng)特性。由于注氣通道內(nèi)部有效橫截面積不同，所以通過控制進(jìn)氣口單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)氣量實(shí)現(xiàn)對(duì)進(jìn)氣速度的調(diào)節(jié)。分析不同進(jìn)氣速度對(duì)油相體積分?jǐn)?shù)的影響，模擬得到S1截面徑向位置油相體積分布云圖，結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同進(jìn)氣速度時(shí)S1截面油相體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.7 Oil phase volume fraction cloud chart of S1section at different intake velocities

由圖7可知：當(dāng)無氣體注入時(shí)，軸心處油相體積分?jǐn)?shù)明顯大于外圍的油相體積分?jǐn)?shù)，大部分油相均從溢流管流出；油相體積分?jǐn)?shù)隨徑向位置變化呈先升高后降低的趨勢(shì)，軸心處油相體積分?jǐn)?shù)最大達(dá)到58%；隨著進(jìn)氣速度的不斷增大，軸心處油相體積分布云圖有顯著變化，當(dāng)進(jìn)氣速度達(dá)到0.5 m/s時(shí)，軸心處油相體積分?jǐn)?shù)為32%，軸心處油相體積分?jǐn)?shù)隨進(jìn)氣速度的繼續(xù)增大而不斷減小，進(jìn)氣速度達(dá)到3.0 m/s時(shí)，該截面軸心位置的油相體積分?jǐn)?shù)幾乎為0。這是氣體的注入使得油核受到?jīng)_擊后加速流出溢流口，且注入氣體的速度越大，氣體占據(jù)有效空間區(qū)域越大，所以油相體積分?jǐn)?shù)明顯變小。另一方面，盡管注入氣體速度不同，但是對(duì)S1截面油核外圍徑向位置的油相體積分布無明顯影響，說明此時(shí)氣體只作用于軸心附近聚集的油核上，在氣體沖擊下迅速將油核向溢流出口方向推出，從而縮短油相停滯時(shí)間，并沒有使油相沿S1截面外圍大范圍擴(kuò)散，避免了油相從底流出口流出的情況發(fā)生。

為了分析溢流管內(nèi)壁附近油相體積分布規(guī)律，過S2截面徑向位置繪制不同進(jìn)氣速度下油相體積分?jǐn)?shù)曲線對(duì)比圖，如圖8所示。軸心處油相體積分?jǐn)?shù)最高，由軸心至邊壁，油相體積分?jǐn)?shù)逐漸減小且兩側(cè)關(guān)于軸心呈對(duì)稱分布。溢流管外側(cè)油相體積分?jǐn)?shù)遠(yuǎn)小于溢流管內(nèi)側(cè)，且在軸心處進(jìn)氣速度越大，油相體積分?jǐn)?shù)越低。同時(shí)可以看出，溢流管近壁區(qū)域油相體積分?jǐn)?shù)隨著進(jìn)氣速度的增大而增大。這說明注入的氣體正面沖擊聚集的油核，對(duì)軸心處油核實(shí)現(xiàn)推舉作用的同時(shí)也使得油核發(fā)生部分?jǐn)_亂，造成軸心處油相體積分?jǐn)?shù)變小，被擾亂的少部分油相會(huì)向外擴(kuò)散至溢流管內(nèi)壁附近，最終也從溢流管流出。因此需要合理控制進(jìn)氣速度，使得聚集在軸心部分的部分油相向外圍些許擴(kuò)散后依舊從溢流口流出，避免因進(jìn)氣速度過大導(dǎo)致油相大范圍無規(guī)則擴(kuò)散而最終從底流口流出。

圖8 不同進(jìn)氣速度時(shí)S2截面油相體積分?jǐn)?shù)曲線圖Fig.8 Oil phase volume fraction curve of S2section at different intake velocities

3.4 進(jìn)氣速度對(duì)分離效率的影響

為了分析進(jìn)氣速度對(duì)分離性能的影響，用分離效率來表示不同進(jìn)氣速度條件下旋流器的分離性能。其中分離效率由溢流油相質(zhì)量流和入口油相質(zhì)量流來計(jì)算，分離效率計(jì)算公式為[19]：

(8)

式中：Ez為分離效率；Mog為溢流油相質(zhì)量流，kg/s；Mig為入口油相質(zhì)量流，kg/s。

根據(jù)式(8)計(jì)算得到不同進(jìn)氣速度下氣舉式同向出流旋流器的分離效率對(duì)比圖，如圖9所示。圖9顯示進(jìn)氣速度在0～1.0 m/s范圍內(nèi)變化時(shí)，分離效率隨進(jìn)氣速度的增大而增大，當(dāng)進(jìn)氣速度達(dá)到1.0 m/s時(shí)，分離效率最高達(dá)到76.57%。但隨著進(jìn)氣速度的進(jìn)一步增大，分離效率會(huì)逐漸降低。這表明過強(qiáng)的氣流沖擊會(huì)大程度破壞油核附近流場(chǎng)，使得油核產(chǎn)生紊亂現(xiàn)象，部分油相被沖擊至底流管附近后從底流口排出，因此通過注氣提高旋流器油水分離性能時(shí)要合理控制進(jìn)氣速度的大小。

4 結(jié) 論

利用數(shù)值模擬方法在不同進(jìn)氣速度條件下對(duì)氣舉式同向出流旋流器流場(chǎng)特性及分離性能影響進(jìn)行了研究，分析了進(jìn)氣速度對(duì)速度場(chǎng)、軸向壓降、不同截面油相體積分布及分離效率的影響規(guī)律，得出如下結(jié)論：

(1)數(shù)值模擬結(jié)果顯示，注氣會(huì)提高氣舉式同向出流旋流器油水分離效率，且隨著進(jìn)氣速度的增大，整體分離效率呈先升高后降低的規(guī)律，當(dāng)進(jìn)氣速度為1.0 m/s時(shí)分離效率達(dá)到最高，值為76.57%。

(2)不同進(jìn)氣速度對(duì)油核軸向運(yùn)移速度存在不同影響，注氣口附近軸向速度隨進(jìn)氣速度增加呈現(xiàn)出逐漸變大的趨勢(shì)，當(dāng)進(jìn)氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時(shí)，軸向速度由0.9 m/s升高至5.5 m/s。通過注氣實(shí)現(xiàn)對(duì)油核的推舉，提升了油相向溢流口方向的運(yùn)移速度。

(3)注氣會(huì)對(duì)旋流器內(nèi)部軸向壓降產(chǎn)生一定影響，注氣口附近液流軸向壓降隨進(jìn)氣速度的增加而逐漸減小。當(dāng)進(jìn)氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時(shí)，軸向壓降由214.7 kPa降低至213.0 kPa，注氣會(huì)對(duì)旋流器內(nèi)部壓力場(chǎng)產(chǎn)生微弱影響且影響范圍主要集中在注氣口附近，并不會(huì)擾亂相對(duì)穩(wěn)定的旋流場(chǎng)。

(4)注氣會(huì)減弱S1截面位置軸心處油核油相體積分?jǐn)?shù)，不注氣時(shí)軸心處油相體積分?jǐn)?shù)最大值為58%，當(dāng)進(jìn)氣速度達(dá)到3.0 m/s時(shí)，注氣口附近油核油相體積分?jǐn)?shù)幾乎為0，減少的油相向外圍擴(kuò)散至合理范圍后均從溢流口排出，進(jìn)一步提高了旋流器的油水分離效率。