變距螺旋管式油水分離器結構參數優化設計研究

王建國

(大慶油田有限責任公司第四采油廠，黑龍江 大慶 163000)

多相介質流動作為一種復雜的流體形態在化學工業、冶金工程及能源環保等諸多研究領域中都普遍存在[1-2]，其中的螺旋管分離器是作為一種常見的典型分離設備一直備受關注，它不僅結構簡易、分離效果顯著，而且適應流量大等優點也使得其在多相分離的技術運用中日益凸現出來[3-5]。龔道童等[6]通過運用FLUENT軟件開展了螺旋管內油水兩相流動及離心分離情況的數值模擬，分析得出了不同流速與油水配比工況下的螺旋管內的油水組分、各相速度、相含率、各相流量等重要性能參數的變化。鐘秋月[7]在結合管柱式氣液旋流分離器(簡稱GLCC)[8]和液-固旋流器的基礎上設計完成了可實現氣液固三相分離的旋流分離器，并通過對其內部流場的模擬計算與實驗研究獲得了分離器的氣體最佳操作范圍與入口含液濃度對分離效率的影響規律。趙立新等[9]針對螺旋管分離器分別進行了無孔和開孔的流場模擬，并對回轉半徑與入口流量對流場分布和分離性能的影響開展分析，得出螺旋管開孔孔徑尺寸對其分離效果也會產生一定的影響，且得到了該分離器的最佳回轉半徑。此后，又有學者[10-14]對螺旋管內不同介質相的流速、孔徑、分離性能等多項參數進行了模擬研究與實驗分析。

但上述研究大多集中于螺旋管分離器的結構及操作參數的優化模擬，而對其參數的優化方法研究鮮有報道，本文擬在借助FLUENT軟件的基礎上，采用正交實驗的方法對一種新提出的變距螺旋管開展結構參數優化設計，并通過對數值模擬結果的對比分析，考察建立該變距螺旋管的最優結構參數尺寸，并以此為基礎推廣到其他螺旋分離器的參數優化中。

1 模型構建與網格劃分

1.1 流體域模型

變距螺旋管的結構主要由入口管、溢流管與底流管等組成，其流體域模型原理如圖1所示，油水混合液由入口進入螺旋管內，在螺旋管內形成旋轉運動，在離心力作用下油相沿螺旋管內側運動，水相在螺旋管邊壁，油相沿出口管與螺旋管的連接管進入溢流出口管內，水相沿底流口排出，實現油水兩相分離。其流體域模型的尺寸結構如圖2所示，其中，入口管與底流管內徑相等為S，溢流管內徑為d，螺旋管總長為L，螺距為l，螺旋管錐角為β。

圖1 變距螺旋管流體域的模型原理Fig.1 Model principle of variable pitch spiral tube fluid domain

圖2 變距螺旋管流體域的模型尺寸Fig.2 Model size of variable pitch spiral tube fluid domain

1.2 網格劃分

運用FLUENT前處理軟件GAMBIT對上述螺旋管的流體域模型進行網格劃分處理，由于四面體網格具有單元疏密程度較均勻，變形能力較強，跟隨性較好等優點，所以本文選用四面體結構性網格對設計的變螺距螺旋管進行有限元網格劃分。最終的網格劃分結果如圖3所示。變螺距螺旋管流體域模型的網格劃分單元數為225 860，采用網格質量檢測對流體域網格進行有效性檢驗結果顯示網格有效率為100%。

2 介質物性參數及邊界條件設置

數值模擬中采用油水兩相為模擬介質，其中設定水相為連續相，密度為998.2 kg/m3，動力黏度為1.003×10-3Pa·s；設定油相為離散相，密度為889 kg/m3，動力黏度為1.06 Pa·s，油水界面張力取0.05 N/m；并定義該螺旋管入口邊界條件為速度入口，其中分散相油滴與連續水相的速度值相同，且分散相油滴在入口界面處均勻分布；溢流與底流則均定義為自由出口；油相所占質量分數為3%，溢流口分流比為20%，入口速度設為6 m/s，壁面條件選擇不可滲漏，無滑移固壁。通過采用有限體積法轉化控制方程為可用數值方法求解的代數方程。此外，通過SMPLEC算法完成壓力-速度耦合；并運用雷諾應力模型完成初始流場的計算，計算精度設置為10-5。

3 正交實驗設計

本文采用正交試驗設計對上述的變螺距螺旋管的結構參數完成優化設計，進而得到螺旋管的各項結構參數的最優數值，進而提高油水兩相在螺旋管內的分離效率。該變距螺旋管結構參數較多，其中螺旋管錐角β、螺旋管圈數q和溢流管徑d對螺旋管的油水分離效率影響較多，所以本設計在正交設計中僅對螺旋管錐角β、螺旋管圈數q和溢流管徑d進行參數優化，檢驗上述不同參數的螺旋管對油水分離效率的影響以此來評價螺旋管的分離效率。 選取螺旋管錐角β取值范圍為5°～15°，螺旋管圈數q取值范圍為5～6，溢流管徑d取值范圍為50～70 mm。通過查閱正交表，最終選定本次正交試驗選用L9(34)正交試驗表，完成表1所示的表頭設計。

圖3 變距螺旋管流體域的網格劃分Fig.3 Grid division of variable pitch spiral tube fluid domain

表1 螺旋管結構參數因素水平表Table 1 Table of factor levels of spiral tube structural parameters

4 正交結果分析

采用數值模擬方法按照變螺距螺旋管分離器的結構參數優選正交試驗設計表，對不同試驗設計組進行數值模擬，模擬時保障操作參數及介質物性參數不變，嚴格控制操作參數單一變量，同時為了降低數值模擬時產生的分析誤差，每組試驗進行兩次同精度的數值模擬，并按照質量效率式(1)完成指標計算。

Ez=Mu/Mi

(1)

式中：Mu為溢流口中油的質量；Mi為入口中油的質量；Ez為質量效率。

得到9組不同匹配方案下的螺旋管油水兩相分離效率，為了對正交實驗結構進行系統分析，本文在直觀分析方法的基礎上，輔以方差檢驗的方法對上述正交試驗所取得的數據進行討論分析。

4.1 直觀分析

采用數值模擬計算方法對設計的變距螺旋管結構參數的9組正交優化試驗結果進行模擬，得到試驗結果(表2)。試驗分析指標為變距螺旋管的油水分離效率值。表中K1、K2、K3分別表示因素水平號為1、2、3時試的不同驗指標總和，而k1、k2、k3則用以表示因素水平號分別為1、2、3時的不同試驗結果平均值，極差R表示各個因素所在列上K的最大值與最小值之差。正交實驗中極值最大列所對應的因素水平變化對試驗指標結果影響最為顯著，對于本次螺旋管正交優化設計而言三種因素對變距螺旋管油水分離效率影響顯著性從高到低分別為螺旋管錐角β、螺旋管圈數q和溢流管徑d，空列反應的極差是實驗誤差的大小。

表2 試驗結果及分析表Table 2 Test results and analysis table

由于本設計的螺旋管采用油水兩相的分離效率來評價，分離效率越高說明油水分離精度越好，即越接近結構參數最優結構，因此在選取k值較大者所對應的因素水平數作為單項最優采納數，由表2可知對于因素A列其順序為k1>k2>k3，因素B列k3>k2>k1，因素C列k2>k3>k1。由于正交試驗直觀分析表2中的k值對應的數據可直接反映出各因素的性能水平，對于因素A而言k1值最大，所以A1為因素A的最優方案，同理可以得出因素B的最優方案為B3，因素C的最優方案為C2，最終可確定出試驗優化后的最佳方案為A1B3C2，即螺旋管錐角β為5°，螺旋管圈數q為7，溢流管徑d為60 mm時，螺旋管油水分離效率最大，由于正交試驗的極差值R可反應出各因素對試驗指標的影響程度，極差值越大說明該因素對指標影響越顯著，因此本次試驗各因素對試驗指標影響的主次順序為A>B>C。

4.2 方差檢驗

為了評估正交試驗的誤差大小并精確的估計出各個素對試驗結果的重要程度，進而開展顯著性檢驗，且采用方差檢驗對結果驗證。

4.2.1 自由度

正交試驗中總平方和的總自由度計算公式為式(2)。

dfT=試驗總次數-1=n-1

(2)

正交表任一列離差平方和所對應的自由度的計算公式為式(3)。

dfi=因素水平數-1=r-1

(3)

顯然總自由度同時滿足式(4)。

(4)

而誤差的自由度按式(5)計算。

dfe=∑df空列

(5)

按照上述自由度計算方法可以得出，本次正交試驗所涉及的自由度分別為dfT=8，dfA=dfB=dfC=2，dfe=2。

4.2.2 顯著性檢驗

對本文正交試驗結果顯著性分析時，采用F檢驗方法，即可通過比較不同FA，FB，FC和臨界F值的差值大小而計算獲得不同因素的顯著情況。假若FA>Fα(dfA,dfe)，則說明因素A對試驗指標存在明顯的影響結果，通常情況下在進行顯著性F檢驗時一般要完成α=0.01、α=0.05、α=0.10三個不同水平的顯著性檢驗。在本次正交試驗中根據F分布表，即F0.01(2，2)=99、F0.05(2，2)=19和F0.10(2，2)=9查得臨界值，得出螺旋管各因素的顯著性檢驗的方差分析結果，見表3。

因素C平均離差平方和小于誤差項離差平方和，將因素C歸入到誤差項中。由上表中的顯著性檢驗結果可以看出，上述各不同因素對本試驗指標的主次影響順序基本表示為因素A>因素B>因素C，即方差檢驗與直觀分析所示結果相一致。

5 優化方案驗證

為驗證上述變距螺旋管結構參數中正交優化結果的準確性，從正交表中的9個試驗組中按照油水分離效率從大到小的順序隨機選取兩組試驗開展流場分析，選取的試驗組數分別為試驗3#和試驗7#，對上述試驗所對應的螺旋管結構參數組合進行分離效率及油相分布對比，分析螺旋管內部油相分布特性，驗證正交試驗結果得出的關系。采用歐拉-歐拉方法進行數值模擬，得出試驗3#和試驗7#螺旋管內油相分布對比如圖4所示。圖4所示當混合相從入口進入螺旋管后，輕質油相往螺旋管內側運移，且內側油相體積分數遠大于外側油相體積分數。內側的油相經過橫管進入到溢流管中，在重力的作用下油相向上浮起流經到沉降罐中，水向下沉淀流出。圖4從左至右分別是試驗3#、試驗7#，試驗3#的油水分離效率明顯大于試驗7#，尤其是在螺旋管上半部分，試驗3#的油相分布遠遠高于試驗7#。

表3 方差分析表Table 3 Analysis table of variance

圖4 試驗3#和試驗7#半剖油相分布云圖Fig.4 3# and 7# test half profile oil phase distribution cloud diagram

圖5所示為螺旋管流體域外觀油相分布，螺旋管外側為水相，內側為油相。很明顯地可以看出油水兩相在螺旋管中得到分離，輕質油相從溢流管上部分流出，重質水相從溢流管下部分流出。試驗3#內側的油相分布大于試驗7#，所以試驗3#有著更高的分離效率，即與正交試驗分析結論有著一致性。

通過對螺旋管正交優化試驗結果的直觀分析，可以得出變距螺旋管結構參數匹配的最佳方案為A1B3C2，參照表1表頭設計的參數配比，按照A1B3C2參數完成最優方案螺旋管分離器流體域結構模型建立，并在操作參數相同的邊界條件下開展螺旋管油水分離性能的數值模擬分析，得出分離效率為57.94%，分離效率略高于3#試驗。

如圖6所示，分別選取優化前尺寸參數與優化后尺寸參數的模型分離效率進行對比，得出其分離效率隨入口處理量的變化對比圖。 由圖可知，隨著處理量的不斷增大，其分離效率都逐漸增大，但是優化后尺寸參數的模型在任意相同流量情況下，優化后的變距螺旋管油水分離效率較優化前有明顯提升。

圖5 試驗3#和試驗7#外部油相分布云圖Fig.5 External oil phase distribution cloud diagrams for 3# test and 7# test

圖6 處理量對分離性能的影響Fig.6 Effect of processing capacity on separation performance

進一步選取不同分流比，進行優化前尺寸參數與優化后尺寸參數的螺旋管油水分離效率對比分析，得出不同分流比條件下優化前后螺旋管分離性能對比曲線如圖7所示。由圖7可以分析出，隨著分流比的不斷增大，其分離效率都表現為先增大后減小，但是優化后尺寸參數的模型在任意相同分流比情況下，分離效率明顯高于優化前的模型，且在其最大效率為66%時，達到最佳分流比20%。

圖7 分流比對分離性能的影響Fig.7 Influence of split ratio on separation performance

6 結 論

1) 變距螺旋分離器的螺旋管錐角、螺旋管圈數、溢流管直徑都會對其分離性能產生影響，且對分離性能的影響顯著性由大到小分別為螺旋錐角、螺旋管圈數及溢流管直徑。

2) 通過正交試驗優化，得出設計的變距螺旋管最佳螺旋錐角為5°、最佳螺旋管圈數為7圈、最佳溢流管直徑為70 mm，優化后分離器結構的油水分離效率為57.34%，較初始結構提高了7.24%。

3) 其他條件相同的情況下，優化后的變距螺旋管結構分離效率隨入口處理量的增大呈升高趨勢，由2.0 m3/h升高到5.0 m3/h時，分離效率由40%提高到69.5%，優化后結構最佳分流比為20%。