脫水型與脫油型旋流器兩級串聯的現場實驗研究*

李 楓 張曉麗 孟慶超 任立俠

(1.東北石油大學；2渤海裝備制造有限公司石油機械廠)

針對海上采油平臺和一些陸上油田的高含油采出液，東北石油大學以標準Thew式雙錐雙入口結構脫油型旋流器為初始模型，利用計算流體動力學(CFD)方法，通過數值模擬分析，對旋流腔直徑、底流管長度、大/小錐段錐角、溢流管直徑、溢流管伸入長度及入口截面尺寸等結構參數進行了優化，以溢流的脫水效果和底流的脫油效果為主要指標，設計出對高含油采出液進行脫水處理的脫水型旋流器結構。模擬相關操作參數對新型脫水型旋流器的影響，確定了最佳入口流量和最佳分流比。

單級脫水型旋流器不易實現底流水相含油量很低的目標，為提高分離效率并達到現場各種工藝指標，本研究采用兩級旋流器串聯工藝，通過第一級脫水旋流器和第二級脫油旋流器的聯合作用，對含油體積分數約為40%的原油采出液進行預處理[1]。基于對兩級旋流器分離效率、壓力場和油相分布的數值模擬，筆者建立了現場試驗工藝流程。通過實驗對模擬結論進行驗證和分析，并將實驗數據與模擬結論進行對比[2]。

1 實驗方案及具體流程

1.1 實驗方案

在實驗中，依次確定第一級脫水型旋流器和第二級脫油型旋流器的最佳入口流量和溢流分流比。確定第一級入口流量Qi1和溢流分流比F1時，先在第一級溢流分流比不變的情況下，依次改變第一級入口流量，從3.2～6.4m3/h(間隔為0.8m3/h)，確定第一級最佳入口流量。然后將第一級入口流量固定在最佳處理量，依次改變第一級分流比，從35%～55%(間隔為5%)，確定第一級最佳溢流分流比；確定第二級入口流量Qi2和第二級溢流分流比F2時，在第一級操作參數和第二級溢流分流比不變的情況下，依次改變第二級入口流量，從3.2～6.4m3/h(間隔為0.8m3/h)，確定第二級最佳入口流量。接下來，將第一級操作參數和第二級入口流量固定在最佳，依次改變第二級溢流分流比，從2%～10%(間隔為2%)，確定第二級最佳溢流分流比。

第一級脫水型旋流器的結構參數分別為：在標準Thew式雙錐雙入口結構脫油型旋流器的基礎上，旋流腔直徑D1=46mm，底流管長度L3=0mm，小錐段錐角θ=4.5°，大錐段錐角α=30.0°，溢流管直徑Du=8mm，溢流管伸入長度Lu=20mm，入口截面A為55.9mm2。與常規脫油型旋流器的結構區別很大，它沒有底流管、旋流腔直徑縮小、大錐段和小錐段的錐角均較大。通過模擬分析，該脫水型旋流器在最佳操作參數下，即入口流量Qi1為4m3/h，溢流分流比為50%時，油相分布及分離效果很好[3]。

第二級旋流器是通過對常規雙錐雙入口脫油型旋流器的溢流管直徑進行優化，得到尺寸：主直徑D=28mm，溢流管伸入長度Lu=20mm，旋流腔長度L1=56mm，底流管長度L3=500mm，溢流管直徑Du=6mm，入口截面為55.9mm2，大錐段錐角α=20.0°，小錐段錐角θ=1.5°。模擬分析得到第二級旋流器的最佳入口流量Qi2為4m3/h，最佳溢流分流比F2為6%。

1.2 實驗裝置和介質

實驗裝置系統主要由來液緩沖罐、增壓泵、計量單元、實驗設備單元及化驗分析單元等部分組成。兩級串聯式旋流器實驗設備主要分兩級，各級裝置均采用容器式組合旋流器方式，即旋流器單體均固定在壓力容器的殼體內，第一級由12個相同的脫水型旋流器單體組成，第二級由6個常規脫油型旋流器單體組成。實驗用介質為原油處理廠海管原油，含油體積分數為40%±1%，溫度為68～70℃，動力粘度約為100mPa·s。

圖1為容器式組合旋流器裝置，它是將所有水力旋流器單體安裝在一個壓力容器內，工作中，所有水力旋流器均沉浸于混合介質中。入口混合介質進入容器后自動由各單體水力旋流器的入口進入旋流器而進行分離，分離后的輕質相介質和重質相介質分別匯集到一起，由各自出口匯管排出。

圖1 容器式組合旋流器裝置

采用了721型可見分光光度儀測量旋流器的入口和出口樣品的含油濃度。為減少隨機誤差產生的不良影響并保證測定結果的準確性，每個數據點取多個樣品。根據分光光度計的示數通過公式換算成含油體積分數，再計算出分離效率。

1.3 實驗流程

實驗設備分為兩級，各級裝置均采用容器式組合旋流器裝置，實驗用原油來自渤海原油處理廠海管原油支路，來液首先進入緩沖罐進行緩沖、攪拌，然后經增壓泵增壓進入第一級旋流器進行脫水處理，第一級底流進入第二級旋流器進行深度處理，處理后的第二級溢流出液與第一級溢流的低含水油匯合進入電脫水處理裝置，第二級底流的含油污水經回收罐進入污水處理站。具體工藝流程如圖2所示。

圖2 實驗系統工藝流程

2 實驗數據分析

2.1 第一級脫水型旋流器數據分析

2.1.1入口流量和分離效率的關系

從圖3可以看出，在分流比固定時，隨著入口流量的增加，脫水率和脫油率都有先增大后減小的趨勢。綜合考慮溢流脫水率和底流脫油率，分離效率在入口流量為4.0m3/h時達到最高。入口流量對脫水率的影響不是很大，相比之下，脫油率的變化梯度較大。由此推斷，流量的過分增加使液流產生了較大速度，湍流強度加大，同時伴隨著液滴破碎增多，使脫水率和脫油率均下降，脫油率下降較快，說明較多的油相從底流排出。

圖3 變入口流量時分離效率曲線

2.1.2溢流分流比和分離效率的關系

從圖4可知，在入口流量固定時，隨著溢流分流比的增加，在一定范圍內，脫水率逐漸減小，脫油率則逐漸增加。綜合考慮，在溢流分流比為50%時，分離效率最高；還可發現，分流比繼續增加時，脫油率增加的幅度較小，同時脫水率開始快速下降。說明脫水率和脫油率要想同時達到較好的效果，分流比一定要控制在一個適當的位置。

圖4 變溢流分流比時分離效率曲線

2.1.3入口流量和壓力降的關系

從圖5可以看出，隨著入口流量的增加底流壓力降也逐漸增加。由于實驗介質的粘度較大，需要較大的壓力降使其產生強旋流，所以，要達到理想的旋流分離效果，在一定范圍內，較大的壓力降是允許且必需的。

圖5 變入口流量時底流壓力降曲線

2.1.4溢流分流比和壓力降的關系

從圖6可以看出，隨著溢流分流比的增加底流壓力降增加。在結構參數和入口流量均已確定的情況下，壓力降為底流最終壓力降。從前面可知溢流分流比為50%時，綜合分離效率最高，而底流壓力降約為0.33MPa，完全可以滿足二級旋流器工作的要求。

圖6 變溢流分流比時底流壓力降曲線

2.1.5模擬結果和實驗結果對比

2.1.5.1分離效率

圖7、8分別為分離效率隨入口流量和溢流分流比變化的實驗值與模擬值對比曲線。模擬值比實驗值要略高一些，但兩者的變化趨勢是基本一致的，說明模擬工作對課題研究具有一定的指導作用，最佳入口流量和溢流分流比較吻合。

圖7 分離效率隨入口流量變化曲線

圖8 分離效率隨溢流分流比變化曲線

2.1.5.2壓力降

圖9、10分別為壓力降隨溢流分流比、入口流量變化的實驗值與模擬值對比曲線，曲線變化趨勢基本一致，可以反映出各個參數值的優劣。壓力降的實際測量值普遍要比模擬值高一些，產生這種誤差的原因主要有設備的密封性問題、人為的操作誤差因素，此外，模擬計算時忽略了閥門管線對壓力損失的影響也是很主要的原因。

圖9 壓力降隨入口流量變化曲線

圖10 壓力降隨溢流分流比變化曲線

2.2 第二級脫油型旋流器數據分析

在分析第二級脫油型旋流器操作參數對分離性能的影響時，將第一級脫水型旋流器的操作參數固定在最佳點，即入口流量Qi1為4.0m3/h，溢流分流比F1為50%[4]。

2.2.1入口流量和分離效率的關系

圖11為分離效率隨入口流量變化曲線?？梢钥闯?，效率曲線變化趨勢與模擬結果基本吻合，隨著入口流量的增加，脫水率和脫油率均先增大后減小。當入口流量為4.0m3/h時，兩者均達到最高值。以4.0m3/h為分界點，入口流量減小時，脫水率及脫油率都急劇下降，原因為此時旋流器內的液流速度較小，油水分離所需的離心力得不到滿足，分離效率降低；當入口流量增加到一定程度，脫水率和脫油率均急速下降，此時雖然有足夠分離所需的離心力，但剪切速度過大造成油滴破碎嚴重，分離效率同樣會降低。

圖11 變入口流量時分離效率曲線

圖12為第二級底流壓力降隨入口流量的變化曲線?？梢钥闯觯瑢嶒瀴毫蹬c模擬曲線的趨勢一致，但實驗值比模擬值要高出一些，且實驗測量得到的曲線比較平緩。無論是實驗還是模擬，隨著入口流量的增加，底流壓力降都隨之增加。

圖12 變入口流量時底流壓力降曲線

2.2.2溢流分流比和分離效率的關系

圖13為分離效率隨溢流分流比變化曲線。從圖中可以看到，在一定范圍內，隨著溢流分流比的增加，脫水率下降，脫油率有升高趨勢，而隨著分流比繼續增加，脫油率增速放緩，脫水率則快速下降。說明較大的分流比使溢流口排出的油相中水的比例增加。同時可以看到分離效率實驗曲線與模擬曲線的變化趨勢基本一致，且實驗測得的最佳分流比與模擬結果吻合，分流比為6%時分離效率最高。

圖13 變溢流分流比時分離效率曲線

圖14為第二級底流壓力降隨溢流分流比的變化曲線。從圖中可知，隨著溢流分流比的增加，壓力降逐漸升高，由于分流比的變化范圍不是很大(2%～10%)，所以壓力降曲線的變化梯度也不大。

圖14 變溢流分流比時底流壓力降曲線

2.2.3模擬結果和實驗結果對比

2.2.3.1分離效率

圖15、16分別為分離效率隨入口流量、溢流分流比變化的實驗值與模擬值對比曲線，可以看出，模擬與實驗曲線有一定的偏差，但兩者的變化趨勢是基本一致的，最佳入口流量和溢流分流比比較吻合。在一定范圍內，隨著入口流量的增加，脫水率和脫油率均有先增大后減小的趨勢；隨著溢流分流比的增加，脫水率下降，脫油率有升高趨勢。

圖15 分離效率隨入口流量變化曲線

圖16 分離效率隨溢流分流比變化曲線

2.2.3.2壓力降

圖17、18分別為底流壓力降隨入口流量、溢流分流比變化的實驗值與模擬值對比曲線，可以看出，隨著入口流量的增加，底流壓力降增加；隨著溢流分流比的增加，壓力降也逐漸升高。模擬曲線與實驗曲線在數值上有一定差距，但兩者的變化趨勢基本一致，可以反應出各個參數值的優劣。

圖17 底流壓力降隨入口流量變化曲線

圖18 底流壓力降隨溢流分流比變化曲線

3 結束語

介紹了脫水型旋流器兩級串聯系統實驗裝置的組成。對數值模擬得到的脫水型旋流器的兩級串聯系統進行現場實驗，通過分析實驗數據，總結入口流量和溢流分流比對分離效率的影響，最終得到：旋流器串聯系統的第一級最佳處理量Qi1為4.0m3/h，最佳溢流分流比F1為50%，此時溢流脫水率為83.1%，底流脫油率為93.8%，溢流含水率和底流含油率分別為10.2%和2.5%；第二級旋流器的最佳入口流量Qi2為4.0m3/h，最佳溢流分流比F2為6%，此時溢流脫水率為87.1%，底流脫油率為91.6%，則溢流含水率和底流含油率分別為12.6%和0.21%。整體上看，兩溢流匯合液的含水率為11.4%，完全滿足電脫水工藝的指標要求；第二級底流排出液的含油體積分數為0.21%(即約為1 890mg/L，該油不含聚合物)，其含油濃度降至污水站處理的指標要求。將實驗結果與數值分析結果進行對比，發現兩者雖有一定的偏差，但總體變化趨勢是一致的，對造成偏差的原因進行了總結分析。

[1] 矯學成，王貴林，張勇，等.液體旋流分離器分離效率的研究[J].環境工程學報，2007，1(5)：139～144．

[2] 金向紅，金有海，王建軍，等.氣液旋流分離技術的研究[J].新技術新工藝，2007，(8)：85～88．

[3] Martin Thew.Hydrocyclone Redesign for Liquid-liquid Separation[J].The Chemical Engineering，1986，(7/8)：17～23.

[4] 陳磊，金有海，王振波．液-液型水力旋流器應用研究[J].過濾與分離，2007，17(3)：18～20．