赵健华 杨 威 胡大鹏

(大连理工大学化工机械学院)

在油田后期的二次、三次采油中，由于采出液中含水量高达80%以上，同时聚合物驱及三元复合驱等采油技术的推广应用，使得含油污水中聚合物含量及其乳化程度增加，油滴粒径变小，采用常规水力旋流器处理采出污水难度加大，分离效率降低。为了提高旋流分离性能，在旋流技术研究中采取了优化旋流器结构、强化旋流流场及气浮与旋流组合等多种措施，以满足含油污水分离要求[1～3]。

气浮与旋流分离相结合产生出来的注气式油水分离水力旋流器，是在常规液-液水力旋流器基础上向旋流器内部注入气体，利用气泡对微小油滴的携带作用所产生的气浮效应，提高其分离效率。对注气式水力旋流器的研究，目前主要采用实验手段，研究注气方式、操作条件及结构参数等对分离性能的影响[4～6]。

笔者采用计算流体动力学(Computational Fluid Dynamics，CFD)方法对注气式油-水分离水力旋流器进行数值模拟，对比分析注气前后旋流器内部流场变化情况，研究了在入口注气条件下气液体积比、进料流量及分流比等操作参数对分离效率的影响，并将计算结果与文献实验值进行比较。

1 几何模型及网格划分

1.1几何结构

以双锥型油水分离旋流器为原型，以适当方式向旋流器内注入气体便得到注气式水力旋流器模型。注气方式分为：入口注气、旋流腔微孔注气及锥段单点注气等，其中以入口注气的效果最好[7]。笔者拟采用入口注气方式，即将压缩空气经旋流器入口注入，与原料液混合后一同进入旋流器内，其结构如图1所示。旋流器主要结构参数：D=48mm，Dc=20mm，Di=8mm，Do=8mm，Du=10mm，α1=30°，α2=1.5°，L=30mm，L1=48mm，L4=400mm。坐标建立，以旋流器轴线为z轴，底流口所在平面为x-y平面，坐标原点位于底流口圆心处。

图1 注气式液-液水力旋流器结构示意图

1.2网格划分

应用Fluent 前处理软件Gambit 生成几何模型，进行网格划分。采用三维模拟的结构六面体网格模型，进行区域离散化，把一个复杂的几何体分解成可六面体网格化的小体，对单个区域网格化后将体与体之间的面设置成内部表面。在流场参数变化较大的近壁区及入口附近设置边界层网格，并进行网格细化，其余区域设置稀疏网格，入口附近局部网格如图2所示。

图2 旋流器三维网格模型(局部)

2 数学模型及计算方法

2.1数学模型

注气式油水分离水力旋流器内部流场处于油-气-水三相复杂状态，为了模拟流场特征和分离特性，笔者采取多相流模型中的混合模型(Mixture Model)与离散相模型(Discrete Phase Model，DPM)相结合的方式，先采用欧拉-欧拉方法的混合模型模拟计算充气时气泡对水相流场的影响，获得双相耦合情况下的水相流场分布。在此基础上采用欧拉-拉格朗日方法的离散相模型模拟加入油滴粒子后分散相油滴的运动轨迹。湍流模型采用雷诺应力模型(RSM)，该模型适合于描述具有各向异性的强旋流动的复杂流场。

2.2边界条件及数值计算方法

速度入口：双侧进料口定义为速度入口，设置入口处物流各组成的物性参数、体积分数、速度和介质进入时的湍流状况。压力出口：溢流口和底流口分别定义为压力出口，溢流出口压力po=0.0MPa，底流出口压力pu=0.2MPa。壁面：旋流器边壁为无滑移固壁，与其接触的流体的相对速度为零，在近壁处采用非平衡壁面函数法处理计算近壁处流场。分散相：假设油滴为球形，气体为球形气泡，在入口处分散相在连续相中均匀分布；忽略分散相粒子间的相互作用，颗粒湍流扩散模型选用随机游走模型。

对流-扩散项的离散格式采用有限体积法的QUICK格式，它适用于六面体网格，具有较高精度。压力-速度场求解采用基于RSM模型的SIMPLEC 算法。

入口介质的物性和参数设定见表1。

表1 入口介质物性参数

3 计算结果及分析

3.1油滴粒子轨迹

图3所示分别为注气前后旋流器内油滴粒子轨迹图。由图3可以看出，未注气时油滴粒子在外旋流的迹线密度较大，逃逸所用最长时间为0.795s；注气后油滴粒子在外旋流的迹线稀疏，内旋流的迹线密集，说明油滴在气泡的携带下迅速向中心核处运动，逃逸所用最长时间缩短为0.241s。

a. 未注气时

b. 注气时图3 旋流器流场内油滴粒子轨迹(时间渲染)

图4所示为跟踪具体一个油滴粒子得到的用逃逸时间渲染的轨迹图，反映了粒子在旋流器中的分离过程。图4a所示是一个油滴粒子从溢流口逃逸出去的运动轨迹，该油滴粒子从入口进入后，沿着旋流器器壁向下游做螺旋运动，在锥段区聚拢到中心区，并获得向上速度，进而从溢流口流出，这也说明了旋流器内两相的分离主要是在锥段，尤其是在小锥段；图4b所示是一个油滴粒子从底流口逃逸出去的油滴粒子运动轨迹，该油滴粒子从入口进入后做螺旋运动直接从底流口流出，没有反向内旋从溢流口被分离出去，这种油滴往往是被碰撞破碎或乳化的粒径小的油滴。

图4 单个油滴粒子运动轨迹(时间渲染)

3.2速度分布

3.2.1切向速度

切向速度是衡量旋流器分离因数大小的指标。图5所示为注气前后旋流器内不同截面上的切向速度沿半径方向的分布。由图5可知，切向速度沿半径方向由内向外先增大后减小，并呈对称分布。切向速度的最大值点把流场分为内、外两层旋流。在内旋区，注气后的切向速度明显增大，而对外旋区的切向速度影响不大。这说明，注气后切向速度的增大，使油滴所受离心力增大，有利于油水两相的分离，但同时也会加重油滴的剪切破碎。由于气-水密度差悬殊，气体进入后无论是否粘附油滴，总是快速地向中心柱区运动，致使边壁处气体分率减少，对外旋流影响减弱。

图5 旋流器不同截面处切向速度分布

3.2.2径向速度

径向速度是影响油滴径向迁移的重要因素，是油滴在径向沉降过程中所受阻力的主要原因，直接影响到旋流器的最小分离粒度。图6所示为注气前后旋流器内不同截面上的径向速度沿半径方向的分布。由图6可知，径向速度的变化比较复杂，分布曲线比较杂乱，但还是有着共同规律：在主分离区，流体的径向速度既有正值也有负值，速度大小基本上随着半径的增大而增大，距中心轴一段距离处达到最大；在外旋流区，径向速度基本上为负值，即流体向中心汇聚；注气后流体径向速度的增大，使油滴径向迁移的时间缩短，相应的阻力也会增大。

图6 不同截面处径向速度分布

3.3操作参数对分离效率的影响

3.3.1气液体积比的影响

图7是进口流量4.1m3/h，分流比15%时，气液体积比(注入气体在入口状态下的体积与液体体积之比)与分离效率的关系曲线。由图7可看出，随着气液体积比从小到大的改变，分离效率的变化是先下降后升高再下降。分析认为，当气液体积比较小时，注入的气体量少，不足以对油滴起到携带作用，但引起流场速度、压力的变化，可能会使分离效率降低。随着注气量的增加，有充足的气泡与油滴粘附形成油-气复合体，分散相与连续相密度差增大，气体携带油滴向中心柱区运动并向上进入溢流口，产生明显的气浮效果，使分离效率提高。当注气量继续加大后，大量的气体占据了旋流器核心区，阻碍了油滴粒子的运动，干扰了旋流器内部的正常流场，导致分离性能下降。实验数据也反映出这一规律。由分析得知，注气量过小或过大都会使分离效率有所下降，适宜的注气量应提供充足的气体以产生足够的气泡携带油滴，起到气浮-旋流协同作用。模拟所得最佳气液比为8%，对应的分离效率最大为94%。

图7 气液体积比与分离效率关系曲线

3.3.2进料流量的影响

图8是在分流比15%、气液体积比8%时，进口流量与分离效率的关系曲线。模拟结果显示，无论注气与否，旋流器的分离效率随进料流量的增加而逐渐增大，之后趋于平稳，注气后的分离效率比未注气时所提高。实验数据显示，随流量的增加，分离效率增大，达到最大值后，随流量的增加而降低[8]。根据Stokes离心沉降定律，单个油滴的径向沉降速度v正比于进料流量的平方，即v∝Qi2，而水相的轴向速度u正比于进料流量的一次方，即u∝Qi，因此，单个分散相油滴的轨迹角度arctan(v/u)∝Qi。表明进料流量增大时，有更多的分散相油滴从外旋流进入内旋流，即分离效率增大。注气后流场的流速增大，离心力增大，促进油水分离。另一方面，流速的增大加剧了对油相的剪切，油滴破碎乳化，导致分离效率下降。由于模拟时油滴颗粒按均一直径计算，未考虑油滴破碎因素，故计算结果未能反映出增大流量对油滴破碎的不利影响。

图8 进口流量与分离效率关系曲线

3.3.3分流比的影响

图9是进口流量为4.1m3/h，气液体积比为8%时，分流比与分离效率的关系曲线。模拟结果显示，注气后的分离效率较未注气时有所提高，分离效率随分流比的增加而增大。实验数据表明，分流比在8%～15%区间，分离效率随分流比的增加而增大，达最大值后，继续增加分流比，分离效率则下降[8]。理论模拟结果与实验值在分流比小于15%范围内基本吻合。在实际应用中，除油型水力旋流器的分流比一般控制在较小范围内。对于注气式旋流器考虑到注气后体积流量的增大，同时要更好地发挥气体的气浮作用，因此实验范围的分流比在8%～20%[8]。

图9 分流比与分离效率关系曲线

4 结论

4.1注气后旋流器内流体的切向速度和径向速度均增大，油滴粒子从旋流器内逃逸出去的时间缩短，表明气体对油滴产生了气浮作用，有利于油水分离。

4.2注气量过小或过大都会使分离效率有所下降，适宜的注气量应该保证有足够的气泡与油滴粘附且不脱落，形成“气携油”复合体。模拟条件下所得最佳气液比为8%，相应的分离效率最大值为94%。

4.3进口流量和分流比对注气式旋流器的影响规律与未注气的常规旋流器的影响规律相同，但注气条件下的分离效率比未注气时的分离效率提高5%～10%，说明气浮对强化旋流分离起到一定的作用。

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