渦流探測管對柱狀旋流分離器分離性能的影響

何兆勛， 何利民,2， 孟德文， 梁隆杰， 劉寶峰

(1. 中國石油大學(華東) 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580； 2. 青島市環(huán)海油氣儲運技術重點實驗室，山東 青島 266580)

水力旋流器應用之初，只是被采礦行業(yè)用于固液分離[1-2]。D.Bradley等[3]和L.Svarovsky[4]最早在書中介紹了水力旋流器，包括實驗數(shù)據(jù)、設計和性能等方面的內容，為水力旋流器的理論研究奠定了基礎。1986年M.T.Thew[5]在南安普敦大學重新設計水力旋流器，并被海洋石油工業(yè)首先應用于生產。而液-液柱狀旋流分離器作為一種新的油水分離裝置，早期的研究相對較少[6]，J.Listewnik等[7-10]國外學者通過實驗和數(shù)值模擬的方法對入口結構與柱狀旋流分離器分離效率之間的關系進行了研究。1999年R.E.Afanador[11]將柱狀旋流分離器應用于油水分離的先驅研究，開發(fā)了用于油水分離的緊湊型液-液圓柱旋流分離器，證明了柱狀旋流分離器可以作為油水分離裝置應用，并通過數(shù)值模擬研究了液-液柱狀旋流分離器中液體復雜的水動力學行為。2001年R.S.Mathiravedu[12]實驗證明，對于柱狀旋流分離器，水平入口要比傾斜入口具有更好的分離性能。同時，O. V. Carlos[13]開發(fā)了一種新型預測模型，可以用于預測液-液柱狀旋流分離器中的復雜流動行為和油水分離效率。史仕熒等[14-16]采用數(shù)值模擬的方法分別對柱狀旋流分離器的入口結構和溢流管的插入深度進行了研究。結果表明,對于入口結構，當入口流通面積相同時，圓形比矩形的分離效率稍高；對于溢流管的插入深度，當溢流管的內沿插入至入口的稍上處和稍下處時分離效率均較高。

為了進一步優(yōu)化柱狀旋流分離器的分離性能，有必要對旋流器的結構參數(shù)進行深入研究。本文主要探索渦流探測管對旋流器分離性能的影響。

1 實驗部分

1.1 實驗介質及實驗裝置

為方便觀察實驗現(xiàn)象，選取透光性較好的10#白油作為實驗介質，并使用油溶性染色劑將白油染成紅色，水相為自來水，根據(jù)不同入口含水率的要求，通過調節(jié)油相和水相的流量，將油和水按照一定比例混合。白油的物性參數(shù)見表1。

表1 白油物性參數(shù)Table 1 Physical parameters of white oil

柱狀旋流分離器總體結構如圖1所示，旋流器柱體內徑50 mm，高1 250 mm，水平入口管內徑50 mm，采用截面積為25%的漸縮入口，溢流管直徑25 mm，底流出口管內徑40 mm。渦流探測管尺寸如圖2所示，安裝時其下沿應與水平入口管內徑的上沿相平齊。

旋流器的基本工作原理是：油水混合物經由入口漸縮噴嘴加速后，沿切向進入旋流器形成高速旋轉的流場，并向底流口方向作螺旋回轉運動，即外旋流；當外旋流抵達底流口，不能完全流出，一部分流體就以相同的回轉方向，轉而向溢流口作螺旋回轉運動，即內旋流。在內、外旋流兩種流動形態(tài)作用下，形成離心場，密度大的水相從底流口排出，密度小的油相從溢流口排出，通過控制旋流器出口閥門的開度來改變溢流口和底流口的流量，調節(jié)不同的分流比，改變旋流器的分離效率，完成了油水混合物的分離。

圖1 旋流器總體結構圖

Fig.1Generalstructureofcyclone

圖2 渦流探測管尺寸(單位：mm)

Fig.2Orificevortexfinderdimensions

1.2 實驗流程及步驟

實驗流程如圖3所示。

圖3 實驗流程

Fig.3Testflowchart

本次實驗總共包括95%、90%、80%、70%四種入口含水率，在每種入口含水率的工況下，采用0.3、0.6、0.9 m/s三種不同的入口混合流速，實驗的步驟如下：

(1) 打開油罐和水罐出口閥門，開啟水泵和油泵，調節(jié)水泵出口閥門和回流閥門，調節(jié)油泵轉速，使油水按照一定比例混合；

(2) 在維持水相和油相流量不變的前提下，同時調節(jié)旋流器的溢流口和底流口閥門，改變旋流器的分流比；

(3) 在不同分流比的情況下，用試管從底流取樣口取樣，使用紫外分光光度計測量底流出口中的水中含油濃度，判定旋流器在不同實驗工況下的最佳分流比，每組實驗共調節(jié)四個分流比；

(4) 改變柱狀旋流分離器結構，重復(1)—(3)步驟，直到完成所有設定的結構。

2 結果與討論

一般旋流器的分流比是指溢流口流量或底流口流量占旋流器進口總流量的分率，分別稱為溢流比或底流比，本研究采用底流比作為柱狀旋流分離器的分流比，分流比的定義如式(1)所示：

S=qu/qi(1)

式中，S為柱狀旋流分離器的分流比；qu為柱狀旋流分離器的底流口流量；qi為柱狀旋流分離器的入口總流量。

液-液柱狀旋流分離器是油水預分旋流器，處理的入口含油質量濃度較高，在油水分離的過程中，應確保在旋流器底流口的水中含油質量濃度較低的同時，盡可能降低旋流器溢流口的油中含水率。目前應用最廣泛的除油旋流器分離效率不能全面地衡量柱狀旋流分離器的分離性能，為此，選用脫水率作為評價柱狀旋流器分離性能的指標，主要考察旋流器從油中脫水的能力。

柱狀旋流分離器的脫水率是指底流口中水相流量與入口中水相流量之比，是評價預分旋流器分離性能的重要指標，脫水率高，可以減輕后續(xù)流程的處理壓力。脫水率的定義如式(2)所示：

η=qu-w/qi-w(2)

其中，η為柱狀旋流分離器的脫水率；qu-w為柱狀旋流分離器底流口中的水相流量；qi-w為柱狀旋流分離器入口總流量中的水相流量。

為了減輕后續(xù)污水處理流程的負擔，方便下游處理，現(xiàn)將底流口含油質量濃度在不高于2 000 mg/L時所能達到的最大底流量對應的分流比，稱為柱狀旋流分離器的最佳分流比。把最佳分流比對應的脫水率定義為柱狀旋流分離器的最佳脫水率。

下面以柱狀旋流分離器在每個工況下對應的最佳脫水率為評價指標，考察旋流器的分離性能。

2.1 渦流探測管對分離性能的影響

在入口含水率為95%、90%、80%、70%時，渦流探測管對柱狀旋流分離器最佳脫水率和最佳分流比的影響如圖4、5所示，其中，入口混合流速用Vm表示。

圖4 渦流探測管與最佳脫水率的關系Fig.4 The relationship between orifice vortex finder and optimal dehydration rate

圖5 渦流探測管與最佳分流比的關系

Fig.5Therelationshipbetweenorificevortexfinderandoptimalsplitratio

由圖4和圖5可知，當入口含水率為95%、90%、80%、70%時，對于有渦流探測管的柱狀旋流分離器的最佳脫水率均優(yōu)于無渦流探測管的旋流器；隨著入口含水率的降低，最佳脫水率的差異逐漸減?。寒斎肟诤蕿?5%、90%時，兩者相差13%～22%；當入口含水率為80%時，兩者相差12%～17%；當入口含水率為70%時，兩者相差不大。

當入口含水率一定時，兩者最佳脫水率的差異隨著混合速度的增大而增加。同時，當入口含水率一定時，最佳分流比隨入口混合流速的變化規(guī)律與脫水率相一致。

圖6為在不同入口含水率和不同混合流速下渦流探測管處的實驗現(xiàn)象。通過對實驗現(xiàn)象的觀察和實驗結果的分析，將渦流探測管在油水分離過程中的作用歸納如下：

(1) 渦流探測管有導流作用。當油水混合物經過入口漸縮段加速進入旋流器后，上部的油相在離心力的作用下，向上做螺旋運動，然后又環(huán)繞渦流探測管下行，在下行的過程中油滴得到加速，獲得更大的旋轉角速度，并最終到達渦流探測管的孔口處形成穩(wěn)定的油芯，經由溢流段流出旋流器，提高了旋流器的脫水率。

(2) 渦流探測管有很好的濃縮效果。由于渦流探測管的孔口直徑為6.4 mm，遠小于溢流口的直徑，而且經過導流的油相在渦流探測管下方形成油芯，因此，能夠保證油相從孔口流出的同時減少了游離水流向溢流段的流量，提高了溢流段的含油濃度，起到了濃縮作用。

(3) 渦流探測管有抽吸作用。液體流經孔徑較小的渦流探測管時，流通面積收縮，流速增大，壓力降低，使旋流器軸心處和溢流段的壓差進一步增大，能夠促進更多的油流向溢流段，起到了一定的抽吸作用。

圖6 渦流探測管的實驗現(xiàn)象

Fig.6Experimentalphenomenonoftheorificevortexfinder

根據(jù)對渦流探測管在油水分離過程中作用的闡述，對圖4和圖5中的現(xiàn)象解釋如下：

(1) 渦流探測管在分離過程中起到了導流和抽吸作用，能夠穩(wěn)定旋流器內的油芯，并且有利于油芯的排出，因此最佳脫水率要優(yōu)于無渦流探測管的旋流器。

(2) 渦流探測管孔口直徑較小，流通能力有限，隨著入口含水率的降低，從孔口處流經的油量增大，逐漸達到溢流量的上限。同時，隨著溢流量的增大，由摩擦引起的能量損耗也增大，導致沒有足夠的動力促使油芯從渦流探測管的孔口繼續(xù)流出，有些油來不及通過渦流探測管流出，就被水帶走從底流口流出，降低了脫水率，使兩者的最佳脫水率差異減小。

(3) 當入口含水率一定時，隨著油水混合流速的增大，油滴由于承受的剪切力增大而破碎成直徑較小的油滴，加劇了油水的乳化程度。相較于無渦流探測管的旋流器，部分油滴經過渦流探測管的導流作用凝聚在孔口附近，能夠更容易被分離并從溢流段流出，改善了分離效果，使兩者的最佳脫水率差異增大。

(4) 柱狀旋流分離器的最佳脫水率越大，旋流器的脫水能力越強，底流口的流量越大，最佳分流比越大。因此，當入口含水率一定時，最佳分流比隨入口混合流速的變化規(guī)律與脫水率相一致。

2.2 渦流探測管對壓降的影響

入口含水率為95%、90%、80%、70%時，入口-溢流口(入口-底流口)壓降與渦流探測管的關系如圖7、8所示，其中，壓降用Dp表示。

圖7 入口-溢流口壓降與渦流探測管的關系

Fig.7Therelationshipbetweenthepressuredropoftheinlet-overflowandtheorificevortexfinder

由圖7和圖8可知，當入口含水率為95%、90%、80%、70%時，有渦流探測管的柱狀旋流分離器比無渦流探測管的旋流器壓降要大。對于入口與溢流口壓降，前者明顯比后者大，并且隨著入口含水率的降低這種差異逐漸增大：當入口含水率為95%、90%時，入口與溢流口壓降升高3～37 kPa；當入口含水率為80%時，入口與溢流口壓降升高6～52 kPa；當入口含水率為70%時，入口與溢流口壓降升高8～68 kPa。

圖8 入口-底流口壓降與渦流探測管的關系

Fig.8Therelationshipbetweenthepressuredropoftheinlet-underflowandtheorificevortexfinder

對于入口與底流口壓降，前者與后者相差較小，并且隨著入口含水率的降低這種差異逐漸減小。具體原因分析如下：

(1) 對于入口與溢流口壓降，帶渦流探測管的旋流器孔口直徑小，流通阻力大，壓降大；隨著入口含水率降低，雖然兩者溢流量都增大，但是由于前者孔口處過流斷面小，壓降增大的速率快，故兩者的差異逐漸增大。

(2) 對于入口與底流口壓降，兩者底流口直徑相同且較大，由于流量不同而引起的摩阻損失差異不明顯，并且隨著入口含水率降低，兩者分離效率都降低，底流口流量趨于相同，因此差異也越來越小。

3 結論

通過實驗測試和分析有渦流探測管和無渦流探測管兩種結構柱狀旋流分離器的分離性能，可以得出以下結論：

(1) 當入口含水率為95%、90%時，有渦流探測管的旋流器比無渦流探測管的旋流器最佳脫水率提高13%～22%，入口與溢流口壓降升高3～37 kPa；

(2) 當入口含水率為80%時，有渦流探測管的旋流器比無渦流探測管的旋流器最佳脫水率提高12%～17%，入口與溢流口壓降升高6～52 kPa；

(3) 當入口含水率為70%時，有渦流探測管的旋流器與無渦流探測管的旋流器分離效率相差不大，但是入口與溢流口壓降升高8～68 kPa；

(4) 當入口含水率為95%、90%、80%、70%時，兩者的入口與底流口壓降相差不明顯，前者比后者稍高。

(5)當入口含水率一定時，最佳分流比隨入口混合流速的變化規(guī)律與脫水率相一致。

[1] 程興華. 水力旋流器的理論探討及應用實踐[J]. 礦冶, 1997，6(2):39-42.

Cheng X H. Theoretical research on and practical application of a hydrocyclone[J]. Mining and Metallurgy, 1997,6(2):39-42．

[2] 賀杰，蔣明虎.水力旋流器[M].北京：石油工業(yè)出版社，1996．

[3] Bradley D, Danckwerts P V. The hydrocyclone [M]. Oxford：Permagon Press, 1965．

[4] Svarovsky L. Hydrocyclones[M]. London: Holt Rinehart & Winston Publication, 1984．

[5] Thew M T. Hydrocyclone redesign for liquid-liquid separation [J]. The Chemical Engineering, 1986 (7/8):17-23．

[6] Oropeza-Vazquez C, Afanador E, Gomez L, et al. Oil-water separation in a novel liquid-liquid cylindrical cyclone (LLCC?) compact separator-experiments and modeling [J]. Journal of Fluids Engineering, 2003, 126(4):1657-1671．

[7] Listewnik J. Some factors influencing the performance of de-oiling hydrocyclones for marine applications [C]. Second International Conference on Hydrocyclones. London:[s.n.],1984.

[8] Gay J C, Triponey G, Bezard C, et al. Rotary cyclone will improve oily water treatment and reduce space requirement/weight on offshore platforms [C]. Aberdeen, United Kingdom: Society of Petroleum Engineers,1987．

[9] Bednarski S, Listewnik J. Hydrocyclones for simultaneous removal of oil and solid particles from ships' oily waters [J]. Filtration & Separation, 1988, 25(2):92-97．

[10] Seyda B. Separation of a light dispersion in a cylindrical vortex chamber [R]. Michigan:College of Engineering, Michigan State University, 1991．

[11] Afanador R E. Oil-water separation in liquid-liquid cylindrical cyclone separators [R]. Tulsa:The University of Tulsa, 1999．

[12] Mathiravedu R S. Control system development and performance evaluation of LLCC separators [R]. Tulsa:The University of Tulsa, 2001．

[13] Carlos O V. Multiphase flow separation in liquid-liquid cylindrical cyclone and gas-liquid-liquid cylindrical cyclone compact separators [R]. Tulsa:The University of Tulsa, 2001．

[14] 史仕熒, 吳應湘, 孫煥強,等. 柱形旋流器入口結構對油水分離影響的數(shù)值模擬[J]. 流體機械, 2012, 40(4):25-30.

Shi S Y, Wu Y X, Sun H Q, et al. Optimizing the inlet design of a liguid-liquid oylindrical cyclone[J]. Fluid Machinery, 2012, 40(4):25-30．

[15] 史仕熒, 吳應湘, 鄭之初. 柱形旋流分離器內溢流管結構優(yōu)化分析[J]. 中國造船, 2009(a11):362-368.

Shi S Y, Wu Y X, Zheng Z C. Sturcture optimication analysis of overflow tube insertion depth in cylindrical cyclone[J]. Shipbuilding of China, 2009(a11):362-368．

[16] 魏超平.薄層稠油蒸汽驅數(shù)值模擬研究[J].特種油氣藏,2016,23(4):115-118.

Wei C P.Numerical simulation of steam flooding in thin heavy oil reservoir[J].Special Oil & Gas Reservoirs,2016,23(4)：115-118.