邢 雷 李金煜 蔣明虎 趙立新 關 帥

(1.東北石油大學機械科學與工程學院 2.黑龍江省石油石化多相介質處理及污染防治重點實驗室)

0 引 言

聚結技術主要是指通過某種或幾種物理化學方法將互不相溶介質體系中離散相顆粒由小變大，在電場、超聲波、重力場或離心力場等作用下實現(xiàn)兩相或多相介質的分離強化[1-2]。目前被廣泛應用于石油工業(yè)[3-4]，用來強化采出液分離及含油污水的深度處理。

聚結除油方法主要包括材料聚結[5]、電場聚結[6]、超聲聚結[7]及旋流聚結[8]等。其中旋流聚結因設備小型且成本低廉而被廣泛應用[9-10]。趙文君等[11]采用數值模擬方法，針對聚結旋流一體化分離裝置的流場特性進行數值模擬分析，確定出了可實現(xiàn)油水高效分離的最佳操作參數。上述研究為采用聚結技術強化油水沉降分離以及旋流分離提供了思路及參考。也有部分學者針對分離設備內聚結特性及分離性能開展研究，試圖通過理論研究進一步為新型高效分離設備設計及最佳運行參數調控提供指導和依據[12]。研究者們采用歐拉-拉格朗日方法，借助離散相模型(discrete phase model，DPM)系統(tǒng)分析了離散相油滴粒徑對運移軌跡及水力旋流分離性能的影響[13-14]。但該方法無法描述旋流器內油滴的聚結破碎行為及粒度分布情況。群體平衡模型(population balance model，PBM)能夠預測出流場對離散相粒徑分布的影響，可為研究和分析離散相的聚結和破碎過程提供手段[15]。賈朋等[16]基于CFD-PBM模型的數值模擬方法，對水力旋流器的分離特性進行了研究，探究了不同入口流量、溢流分流比、黏度等操作參數對油滴粒度分布以及油水分離特性的影響規(guī)律，結果表明，利用CFD-PBM數值模擬方法可以準確描述水力旋流器內部油滴粒徑分布及變化特性。GONG H.F.等[17]提出一種高壓電場與旋轉離心場相結合的破乳脫水裝置，借助CFD-PBM模型探究了液滴動力學特性對耦合電場和離心場的破乳脫水裝置分離性能的影響規(guī)律。LI C.J.等[18]采用均一離散法和非均一離散法求解PBM模型，討論了3種不同入口結構對旋流器分離效率的影響規(guī)律。呂鳳霞等[19]采用群體平衡模型對旋流器內的油水分離過程進行模擬，得出了旋流器內液滴的破碎和聚并分布規(guī)律。

已有研究充分說明旋流聚結技術在油水分離領域應用的可行性及高效性，而合理的水力聚結結構設計以及對聚結器內部流場特性和離散相動力學行為的系統(tǒng)分析，尋求水力聚結與旋流分離技術間的最佳耦合方法及最優(yōu)工藝參數，是進一步提升油水分離精度的重要研究方向。本文基于旋流分離原理，提出了一種新型水力聚結器結構，采用PBM-DPM耦合的數值模擬方法對聚結器內部流場分布特性及運移動力學行為開展分析，進而掌握聚結器內離散油滴的聚結特性及運移規(guī)律，為進一步揭示旋流聚結機理及設計出通過多場耦合作用提高油水分離性能的新型設備與方法提供思路。

1 工作原理及模型建立

水力聚結器主要由入口管、螺旋流道、聚結內芯、錐管及出口管等部分組成，結構如圖1所示。其中入口管直徑D為120 mm，入口管長度L1為350 mm，錐段長度L2為200 mm，出口管長度L3為80 mm，出口管內徑dw為60 mm，聚結內芯底徑d為15 mm，流道角度α為36°，螺旋流道內徑Rs為80 mm。其工作原理為：均勻分布的油水混合介質由軸向入口進入聚結器內部，螺旋流道將液流的軸向運動逐漸轉變?yōu)榍邢蛐D運動，隨后液流開始做繞聚結內芯的旋轉運動，并整體在流體壓力作用下向聚結器出口方向運移。在聚結腔中旋流場離心力作用下，輕質油相在徑向上由邊壁向軸心移動，至聚結內芯表面后沿壁面做旋轉運動，在此運移過程中離散油滴間由于粒徑、位置及運移時間等不同，在環(huán)形旋流場內存在切向、徑向以及軸向的速度差，致使油滴間相互碰撞引發(fā)聚結。其中聚結內芯可以使徑向速度較大的油滴減緩或停止徑向運移，使后續(xù)的油滴與之發(fā)生徑向碰撞。錐管的作用是使液流受到軸向向入口方向的推力，延長了油水兩相在場內的停留時間而使油滴間充分聚結。出口連接旋流分離器，從出口處流出的液流呈現(xiàn)出油相在內側、水相在外側的分布形態(tài)，同時油滴聚結呈大粒徑狀態(tài)，可縮短后端旋流分離器的分離時間，進而提高油水分離效率。

圖1 水力聚結器結構圖Fig.1 Structure of hydraulic coalescer

利用Gambit軟件并參照相關數據，完成聚結器流體域模型的建立，同時采用六面體及四面體雙結構網格完成流體域模型的網格劃分。為更準確地捕獲邊界特征，網格劃分過程中采用分段式局部加密處理方法，對入口腔、螺旋流道、錐段及出口管段進行分段劃分，并對螺旋流道及壁面進行網格加密處理。網格獨立性檢驗結果顯示，流體域網格劃分數量為423 600時，可在保障計算精度的條件下縮短計算時間，因此在數值計算時選用網格數量為423 600的流體域模型。流體域網格劃分情況如圖2所示。

圖2 聚結器流體域網格劃分Fig.2 Mesh division of coalescer fluid domain

2 模擬方法及邊界條件

為了分析離散相油滴在聚結器內的運移軌跡，以及聚結器流場特性對油滴聚結的影響，采用PBM模型與多相流模型(Mixture)耦合方法，對聚結器內油滴的粒度分布情況進行分析，引入DPM模型，對油滴的運動軌跡以及運動過程中粒徑的變化規(guī)律進行數值模擬分析。本文選用密度與原油相近的GL-5-85W-90重載荷車輛齒輪油(密度為850 kg/m3)作為試驗用油，采用馬爾文流變儀測得25 ℃時試驗用油的黏度值為1.03 Pa·s，模擬時設置油相物性參數與試驗油品相同。水相黏度值為1.003 mPa·s，油相體積分數為2%，入口油滴粒徑分布在0～50 μm，尺寸組數為10，油水間界面張力為0.003 7 N/m。入口邊界條件為速度入口(velocity)，設置入口進液量為4.0 m3/h，出口為自由出口(outflow)。

選用雙精度壓力基準算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計算模型為Reynolds應力方程模型(reynolds stress model，RSM)，SIMPLEC算法用于進行速度壓力耦合，動量、湍動能和湍流耗散率為二階迎風離散格式，收斂精度設為10-6，壁面為不可滲漏，無滑移邊界條件。同時在模擬計算時選用文獻[20]提出的可用于描述液-液混合介質的Luo破碎模型，以及用于描述聚結的湍流聚結模型。該模型基于連續(xù)相的湍流耗散率將油滴聚結過程簡化為截留、碰撞及匯合3個過程，對于模擬油水兩相流具有較高的精度。

3 試驗方法及工藝

為了驗證水力聚結器結構的可行性，采用圖3所示試驗流程及工藝完成聚結性能測試。試驗時，水相及油相分別儲存在水罐及油罐內，水相由螺桿泵輸送，通過變頻器調節(jié)螺桿泵頻率實現(xiàn)進液量控制。油相由計量柱塞泵增壓，通過調節(jié)計量標尺控制柱塞泵供液量，進而調節(jié)入口介質含油體積分數。水罐內可實現(xiàn)溫度調節(jié)，保證恒定的介質溫度。油水混合液通過靜態(tài)混合器實現(xiàn)均勻混合，靜態(tài)混合器后端連有浮子流量計及壓力表，可實現(xiàn)入口壓力及流量的實時觀測，被測量后的油水混合液進入到試驗樣機內。經聚結器聚結后的混合液循環(huán)至回收罐內。在連接入口及出口的管線上分別裝有兩個取樣閥門，用來完成聚結前、后的取樣工作，通過馬爾文粒度儀對試驗樣機的聚結性能進行評估。試驗時，加熱水罐內溫度使介質溫度穩(wěn)定在25 ℃，按照圖3所示方式連接聚結器樣機，調節(jié)聚結器入口進液量與數值模擬值相同，為了降低試驗測量誤差，入口及出口分別取樣4組，每組樣液粒度分析時測量4次，取4次的粒度分布平均值作為最終測試結果。

圖3 試驗流程及工藝Fig.3 Experimental process and facilities

4 結果及討論

4.1 聚結特性分析

數值模擬得出聚結器內油相粒徑分布云圖以及聚結器出口處的油滴粒徑分布情況，如圖4所示。由圖4可以看出：在聚結器內油滴在螺旋流道入口處粒徑逐漸增大，說明在此區(qū)域開始出現(xiàn)聚結現(xiàn)象；在進入螺旋流道后至流道出口處油滴粒徑逐漸增大，但在油相運動到錐段內時，油滴粒徑呈現(xiàn)出隨徑向半徑減小而逐漸增大的趨勢，同時在聚結器出口處聚結內芯周圍的油滴粒徑較大，但在近壁處的油滴粒徑值較小。由聚結器出口處的油滴粒徑分布可以看出，模擬工況下入口粒徑0～50 μm的油滴經聚結器后，油滴粒徑值分布在140～260 μm，呈現(xiàn)出明顯的聚結效果。

圖4 聚結器內油滴粒徑分布情況Fig.4 Distribution of oil droplet size in coalescer

油相體積分數直接決定著油滴間的碰撞概率，從而對油滴聚結性能產生影響。數值模擬得出聚結器內油相體積分數分布云圖，如圖5所示。由圖5可以看出，油相在進入螺旋流道后逐漸向靠近軸心方向運移，流出螺旋流道后油水兩相呈明顯的徑向分層狀態(tài)。對比3個分析截面上的油相分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著混合介質向出口方向運移，聚結內芯周圍的油相濃度逐漸升高。這是因為液流經過螺旋流道后形成繞聚結內芯的切向旋轉運動，油相在離心力作用下逐漸向軸心運移，至出口管段時大部分油相明顯聚集在聚結芯周圍，并呈油相在內側、水相在外側的分層流狀態(tài)，最終由出口流出。上述模擬結果表明：聚結器一方面可以使油滴聚結，增大粒度分布；另一方面可以對油水分布狀態(tài)進行重構，為改善后端的旋流分離器油水分離性能提供有利條件。

圖5 聚結器軸向截面油相體積分數分布云圖Fig.5 Cloud chart of oil phase volume factor distribution in the axial section of coalescer

4.2 湍流特性對油滴聚結的影響

湍動能是衡量湍流混合能力的重要指標，對于聚結器而言，湍動能的大小決定著油滴間的碰撞強度及碰撞概率。聚結器內湍動能與油滴粒徑分布云圖對比如圖6所示。由圖6可以看出：在螺旋流道內部、螺旋流道出口位置以及聚結內芯的壁面處湍動能值較大；相同徑向截面上在湍動能較高的區(qū)域油滴粒徑值呈現(xiàn)出了降低趨勢。

圖6 湍動能與油滴粒徑分布云圖對比Fig.6 Cloud chart comparison between turbulent kinetic energy and oil droplet size distribution

為了定量分析湍動能對油滴粒徑分布的影響規(guī)律，對截面Ⅲ位置過軸心截線的湍動能與油滴粒徑分布進行對比，得出截面Ⅲ湍動能與油滴粒徑分布情況，如圖7所示。由圖7可以看出：隨著徑向半徑的減小，湍動能呈先降低、后升高的趨勢，當湍動能在小于0.2 m2/s2范圍內變化時，隨著徑向半徑的減小，油滴粒徑持續(xù)增大。這是因為流場對油滴的剪切作用力未達到油滴的破碎條件，但強湍流作用增加了油滴間的碰撞概率，使得該區(qū)域內油滴粒徑逐漸增大，在靠近聚結芯的近壁處隨著湍動能的急劇增加，流體對油滴顆粒剪切作用增強致使油滴發(fā)生破碎；當湍動能增大到0.2 m2/s2附近時，油滴粒徑達到最大，約為245 μm；當湍動能繼續(xù)增加，粒徑為245 μm的油滴無法承受強湍流作用而發(fā)生破碎，即此時的流場對油滴的剪切作用大于兩相間的界面張力，致使大粒徑油滴發(fā)生破碎現(xiàn)象。由上述分析可以發(fā)現(xiàn)，在聚結內芯的近壁處出現(xiàn)了湍動能急劇增加的現(xiàn)象。這是因為在近壁處黏性阻尼減少了切向速度脈動，壁面也阻止了法向的速度脈動，致使器壁附近時均速度梯度很大，湍流運動表現(xiàn)出了強烈的各向異性特征，從而也產生較大的雷諾切應力。這說明在聚結內芯的近壁處是離散相油滴發(fā)生聚結或破碎的主要區(qū)域，而在該區(qū)域內發(fā)生聚結或破碎主要取決于運移到該區(qū)域的油滴與連續(xù)相間的界面張力。同時也表明油滴粒徑越大，所能承受的流體剪切力的能力越小，且在聚結內芯的近壁處油滴破碎現(xiàn)象明顯，這與文獻[12]所得結論相同。

圖7 截面Ⅲ位置湍動能與油滴粒徑分布Fig.7 Turbulent kinetic energy and oil droplet size distribution in section III

4.3 油滴典型運動軌跡特性分析

聚結器旋流腔內的速度分布直接影響到油水的徑向分層情況以及油滴的聚結性能。為了分析聚結器內速度場分布情況，過截面I位置做過截面軸心的截線，得到該分析截線上的速度分布情況，如圖8所示。由圖8可以看出，該截面上3個方向的速度均呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢，數值上切向速度最大，軸向速度其次，而徑向速度最小。聚結器內液流的切向旋轉運動是油水兩相發(fā)生徑向分層以及油滴間碰撞聚結的主要因素。通過圖8還可以看出，以最大切向速度值為分界面，可以將流場分為兩個不同的渦流區(qū)，即外部準自由渦區(qū)及內部準強制渦區(qū)。在準自由渦內隨著徑向半徑的減小切向速度值逐漸增加，而在強制渦內隨著半徑的減小切向速度值逐漸減小。

圖8 截面Ⅰ位置速度分布情況Fig.8 Velocity distribution in section I

為了對聚結器內部油滴的運動特性開展研究，選取2種典型軌跡油滴作為研究對象。一種油滴軌跡是從螺旋流道流出后迅速向聚結內芯靠攏，并在強制渦區(qū)繞聚結內芯做旋轉運動，最終在出口處貼近聚結內芯排出，即內渦區(qū)油滴。另一種油滴在運動過程中沿聚結器外壁在準自由渦區(qū)做旋轉運動，最終在聚結器靠近外壁區(qū)域排出，即外渦區(qū)油滴，2種典型油滴運動軌跡如圖9所示。其中軌跡云圖中的油滴軌跡線條粗細代表油滴的粒徑變化。

圖9 目標油滴運移軌跡Fig.9 Migration trajectory of target oil droplet

圖10為目標油滴運動過程中的停留時間對比曲線。由圖10可以看出：目標油滴在螺旋流道出口處開始發(fā)生分離，沿各自的軌道運移，隨著軸向距離的增加停留時間均逐漸延長，兩個油滴在進入到錐段后，內渦區(qū)的油滴停留時間明顯長于外渦區(qū)的油滴；內渦區(qū)油滴由聚結器入口運動到出口共用時0.371 s，明顯長于外渦區(qū)油滴的0.342 s，這是因為在內渦區(qū)內油相體積分數較高，油滴間的碰撞概率增大致使油滴粒徑明顯高于外渦區(qū)運動的油滴，而較大粒徑油滴在運動過程中受到流體阻力更大，致使運動速度減慢延長了在聚結器內的停留時間。

圖10 不同運移軌跡油滴的停留時間Fig.10 Residence time of oil droplets with different migration trajectories

模擬得出不同軌跡的2種油滴合速度隨軸向位置的變化曲線，如圖11所示。由圖11可以看出2種油滴在聚結器內不同位置的速度變化規(guī)律。油滴在聚結器內首先在螺旋流道位置合速度值明顯升高，這是因為在入口壓力及螺旋流道結構的作用下，油滴由初始的軸向運動向切向運動轉變，隨連續(xù)相介質做高速的切向旋轉運動。當油滴軸向運移出螺旋流道后，切向速度逐漸減弱，即出現(xiàn)了圖中的衰減現(xiàn)象。待油滴運動至出口附近時，由于聚結器過流面積逐漸減小致使油滴的軸向速度逐漸增大，即出現(xiàn)了合速度又略顯上升的趨勢。同時對比2種不同軌跡的油滴可以發(fā)現(xiàn)，外渦區(qū)油滴速度值在經過衰減后始終高于內渦區(qū)油滴的運動速度。這也進一步說明了外旋流油滴在聚結器內停留時間較短的原因。

圖11 不同運移軌跡油滴速度隨軸向位置的變化曲線Fig.11 Variation of oil droplet velocity with the axial position in different migration trajectories

4.4 聚結性能試驗結果

試驗得出聚結器入口油相體積分數為2.0%、入口進液量為4.0 m3/h時，聚結器入口與出口油滴粒徑分布對比情況如圖12所示。由圖12可以看出，聚結器入口油滴粒徑分布在0～200 μm范圍內，粒徑均值為92 μm，經聚結器聚結后油滴粒徑分布在0～700 μm，呈現(xiàn)出了明顯的增大趨勢。通過對比出口及入口的粒度分布可以發(fā)現(xiàn)，聚結器出口處0～100 μm范圍內的油滴體積分數明顯降低，粒徑分布峰值出現(xiàn)在200～300 μm范圍內，聚結后粒徑均值為298 μm，4組試驗結果均出現(xiàn)了相同的粒徑增大趨勢，充分驗證了聚結器結構設計的合理性及聚結性能的高效性。

圖12 聚結器出口與入口粒徑對比Fig.12 Comparison of oil droplet size between inlet and outlet

5 結 論

(1)聚結器內油滴聚結破碎特性受油相體積分數及湍動能分布的影響，油相體積分數較高的區(qū)域油滴粒徑值較大，但由于在螺旋流道及聚結內芯等近壁區(qū)域湍動能較大，致使油滴發(fā)生破碎，模擬結果顯示，當湍動能在小于0.2 m2/s2范圍內增加時，可增強油滴間的聚結，當湍動能大于0.2 m2/s2時，粒徑為245 μm的油滴發(fā)生破碎。

(2)聚結器旋流腔內呈外部為準自由渦、內部為準強制渦的復合渦分布，內渦區(qū)的油滴聚結現(xiàn)象較外渦區(qū)明顯，內渦區(qū)內油滴由入口運動到出口用時約0.371 s，明顯高于外渦區(qū)油滴的0.342 s，受粒徑變化的影響，內渦區(qū)運動的油滴較外渦區(qū)油滴具有更大的速度衰減。

(3)水力聚結器可以實現(xiàn)油水兩相介質的徑向分層，也可明顯增大油滴粒徑。試驗結果表明，在含油體積分數為2%、入口進液量為4.0 m3/h時，可將入口粒徑值分布在0～200 μm的油滴增大到0～700 μm，粒徑均值由92 μm增大到298 μm。