三相臥螺離心機設計分析及結構參數對分離效果的影響

朱明軍，胡大鵬

（大連理工大學化工機械與安全學院，遼寧大連116024）

引 言

在原油等石油產品的開采、運輸和精煉中，一些油可能被固體和液體污染物如沉積物和水污染[1]。例如含油污泥是一種油性固體廢物，回收其中的油品具有重大價值意義[2]。通常，石油產品中過量的任何污染物產生不可用的最終產品。而且，污染的石油產品可能很難以環境安全的方式處理[3-4]。

沉積物和水是原油生產中產生的主要不需要的副產物。所有石油產品都含有一些沉淀物和水，在不同的乳化狀態下具有不同比例的油、水和固體[5]。在所有情況下，過量的沉淀物和水產生的產品是不可銷售的、不可用的和非一次性的。

為了利用這種休眠的油/水乳液，必須將沉積物和水的水平降低到可接受的水平。國內外主要通過萃取分離、淬火、高溫回火-機械脫水、熱脫附和生物處理等方法來處理從而回收油[6-7]。但是不同的油田及煉油煉化企業需要處理的油品成分復雜，含油濃度不盡相同，需要根據進料濃度準確使用和調節設備的油水固三相界面[8]。針對目前國內外機械離心脫水當中使用的三相臥螺離心機存在的不能準確調節油水界面的缺陷，本文提出了一種有針對性的三相臥螺離心機[9-10]。

本文提出的沉降式三相離心機，能夠解決目前三相臥螺離心機使用過程中存在的料液性質復雜濃度大不相同，分離產品達不到環保及回收要求，分離后水相存在絮狀物等問題[11-13]，特別適用于從不同性質和濃度的石油產品中機械地分離諸如沉積物和水的污染物。此離心機適用于處理各種污染產品，包括輕油、重油和化學污染的油[14]。它在油田生產操作中具有特殊應用，可以處理大量受污染的原油以生產可銷售的石油產品[15-17]。本文提出的裝置還可用于各種油/水乳液的精制和處理，例如來自制造或運輸操作的廢油、重型取芯油、各種瀝青油混合物和水淹油撇油[18]。

在兩相臥螺離心機的理論、數值仿真及模擬研究方面，黃建龍等[19]、毛文貴[20]分別對螺旋旋轉、機構運動仿真，虛擬樣機和仿真進行了研究。朱桂華等[21]、鄭勝飛等[22]、于萍等[23]使用FLUENT 軟件對臥螺離心機流場規律以及固體顆粒運動狀態進行了仿真分析。譚蔚等[24]對大型臥螺離心機進行了流固耦合狀態下的數值模擬及實驗研究。

在臥螺離心機三相分離領域，國內外學者對此方面的研究主要是以發表專利為多[25-26]，而在理論研究、數值模擬計算或是實驗研究方面很少。肖澤儀等[27]對處理含油廢水的三相臥螺離心機進行了數值模擬。Leone 等[28]將一種稱之為“Eureka”的用于專門生產提取橄欖油的新型臥螺離心機進行了操作參數等的模擬研究。

1 環形分液板管法蘭式（傳統式）三相臥螺離心機排液結構及改進設計和CFD分析

如圖1 所示，傳統式油水砂分離三相臥螺離心機的關鍵設計是在轉鼓大端法蘭外連接有一塊大環形分液板以及與出油口相當數量的管法蘭，分液板通過螺釘和管法蘭與大端法蘭連接，這樣保證了分離出的油相和水相流向各自的收集管道。另外，在臥螺離心機螺旋芯管沿軸向設置有12塊豎板，同時在大端轉鼓壁上設置有一溢流堰板，從而縮短液滴（油滴）沉降距離，增大沉降時間，使油滴和液體水沿著各自的路徑向各自的出口方向運動，提高了油相的除水及除渣效果以及水相的澄清率和固相的干度。

圖1 傳統式三相臥螺離心機部分結構模型Fig.1 Partial structural model of the traditional three-phase decanter centrifuge

1.1 環形分液板管法蘭式排液結構CFD 計算結果分析

對傳統式三相臥螺離心機建立三維流域模型以及通過Gambit網格劃分（在此不再闡述）和Fluent邊界條件設定，入口被定義為速度入口，三個出口（固相出口和溢流油、水出口）定義為outflow（自由出流）。此外，流域被定義為fluid 區域。使用RNG k-ε 方程作為湍流模型，并用標準壁面函數法作近壁處理（near-wall treatment），分離的隱式和SIMPLE方法用于計算。使用歐拉-歐拉模型當中的Mixture多相流模型[29]，其中水相為初始相，油相和固相為二階相。油水固三相均視為不可壓縮流體處理。模擬過程假定流體充滿整個流域（第四相空氣不考慮在內），即自由液面位置與螺旋壁面重合。保持三相臥螺離心機轉鼓轉速為3200 r/min，轉鼓和螺旋差轉速為20 r/min，進料流率為4.0 m3/h。數值模擬計算后得到流場分布情況。在這里主要觀察和研究油相和固相的濃度分布情況及分離效率。

圖2 為數值模擬計算后油相的濃度分布，從圖中可以看出出油含油濃度平均在60%左右，這遠遠達不到產品要求，在錐段也有較高濃度的油滴聚集。

圖2 油相濃度分布及局部放大圖Fig.2 Oil phase concentration distribution and partial enlargement

圖3 為數值模擬計算后固相的濃度分布，從圖中可以看出固相顆粒砂子基本都沉降在轉鼓壁處，有一部分砂子堵塞在了出油通道里面，從而影響了出油純度，降低了分離效率。

通過模擬計算分析可知，傳統式三相臥螺離心機設計缺陷在于溢流堰板的設置較為不合理，位置和數量都有待于改進。此外，沿軸向布置的管法蘭出油通道增大了流體的軸向流動距離，使得較為細小的還未完全沉降的固體顆粒很容易沉降在管法蘭壁面上，堵塞出油通道，降低分離效率。

1.2 改進式（溢流擋板式）三相臥螺離心機結構模型

圖3 固相濃度分布及局部放大圖Fig.3 Solid phase concentration distribution and partial enlargement

圖4為改進式三相臥螺離心機結構模型及流域模型，主要包括柱錐段轉鼓、螺旋輸送器、BD-油擋板、大端法蘭和小端法蘭等，針對傳統式結構模型設計缺陷和不足，改進式結構模型關鍵設計是在大端法蘭內設置有徑向出油通道和軸向出水通道，并設置有五組可調溢流擋板（包括溢流擋水板和溢流擋油板等），用來控制出水和出油濃度以及用于三相分離不同的排液方式。改進式三相臥螺離心機轉鼓直徑為360 mm，轉鼓長徑比為4.5∶1，螺旋輸送器柱段內徑為200 mm。螺旋柱段螺距為70 mm，錐段螺距為70～50 mm。工作原理為：料液從右端小端法蘭內的進料管進入，通過布料室進入到離心機轉鼓液池中，在強大的離心作用下，油水砂三相因密度不同而在液池中由內到外依次是油相、水相和固相，油相和水相通過左端大端法蘭時，由于受到各組溢流擋板的導流影響，從出油通道和出水通道分別排出，固相則在螺旋輸送器和轉鼓轉速差的作用下，由螺旋葉片推送至小端出渣口排出[30]。

1.3 改進式三相臥螺離心機網格劃分及CFD 計算結果分析

對改進式三相臥螺離心機流域模型進行六面體和四面體混合網格劃分以及網格質量檢查，網格總數為4124827個。如圖5所示，發現EquiSize Skew（網格歪斜度）0～0.1之間的網格總數占87.67%，0.6～1 之間的網格只占0.64%，說明網格劃分質量較好，達到計算要求。單元網格尺寸為3 mm，之后分別用2.5 mm 和3.5 mm 的單元網格尺寸劃分網格，時間步長取為t=0.02 s 不變，計算過程中取出水口的含油體積分數為一監測值，得到t=300 s（接近收斂）時出水口含油體積分數分別為7.2%、7.8%、8.8%，三者之間相差不大，說明計算結果與網格大小無關。

圖4 改進式三相臥螺離心機結構模型(a)及流域模型(b)Fig.4 Structural diagram(a)and fluid region model(b)of the improved three-phase horizontal screw centrifuge

圖5 改進式三相臥螺離心機網格劃分[(a),(b)]及網格質量檢查[(c)～(f)]Fig.5 Three-dimensional model meshing[(a),(b)]and grid quality check[(c)—(f)]of the improved three-phase horizontal screw centrifuge

通過網格劃分，類似1.1 節設定邊界條件以及使用Fluent 14.5 軟件中的Mixture 多相流模型進行數值模擬計算，得到流場分布。

從圖6 中可以看到，在進料含油體積分數為30%的情況下，數值模擬計算穩定后大部分油相聚集在柱段液池內層，錐段只有少量油滴。出油體積分數在92%左右，油相回收率較高，說明此種結構較傳統式三相臥螺離心機對油水分離效果更好。

如圖7所示，在數值模擬計算穩定后，固相基本都集中在液池錐段部分，越靠近小端出渣口固相濃度越高。進料固相體積分數為10%，出渣固相體積濃度在71%左右，說明此種結構的三相臥螺離心機對固相分離效率也有較大的提升。

圖6 油相體積分數分布云圖Fig.6 Cloud map of oil phase volume concentration distribution

圖7 固相體積分數分布云圖Fig.7 Cloud map of solid phase volume concentration distribution

1.4 改進式三相臥螺離心機特點分析

1.4.1 徑向出油的原因及特點 出油通道設計為徑向打通法蘭之后90°拐彎打軸向通道，之后從轉鼓端面出油而并非直接從法蘭圓柱面出油，原因如下。

（1）由于法蘭和轉鼓之間的徑向縫隙會有小部分流體徑向泄漏打在機罩上，在機罩上由于應力集中而產生一圈烙印，若直接從法蘭圓柱面徑向出油，由于流體很大的徑向沖擊力，垂直接觸機罩，沖擊痕跡明顯且烙印區域增大，使得電流過大，電機功率消耗太大，原則上可以更換大功率電機，但不經濟[31]。

（2）若直接徑向出油，則機殼內出油和出水之間的軸向距離很小，會給罩殼密封造成很大困難，出油和出水就有可能再次混合而造成分離效率下降。

1.4.2 溢流擋油板可調 油水界面的準確預測和調整對于分離性能至關重要[32]。如圖8 所示，溢流擋油板的大小是可以變化的。擋油板的R?。≧油）增大（往轉鼓壁方向），則出油更快，油環深度變淺，水環向內（往中心軸方向）遷移導致出油含水增多，而同時油環外層（油水分界面）向內遷移，出水含油量會降低。在調節過程中，溢流擋水板（出水孔外側）的R?。≧水）比溢流擋油板的R弧大0～8 mm。

1.4.3 出水口內側阻油板可調 如圖8 所示，出水孔法蘭內側阻油板主要用來控制出水的清澈度，擋板端面往外，則泥沙量增多，往內則含油量逐漸增多，水相可能在靠近中間某一位置最清。

1.4.4 出水和出油孔可以互換 出油孔和出水孔互換之后，出水口出油，出油口則出水。如圖9 所示，去掉原模型出水孔法蘭內側擋板，在新模型出水孔法蘭內側加一組額外阻油板，新的出水擋板R弧（R水）也要大于出油擋板R弧（R油）0～8 mm。根據進料含油量的多少調節此阻油板的R弧（進料含油多則往外調）。

1.4.5 三相分離不同的排液方式

（1）油水與砂的分離。一種情形如圖10(a)所示，將出油孔全堵死，油相和水相從大端排水孔排出而固相從排渣口排出，去掉出水孔法蘭內側阻油板，調節溢流擋水板即可實現。另外一種情形如圖10(b)所示，堵死原模型所有出水孔，則大端出油口流出的就是油水混合物，固相從排渣口排出，需要注意的是，新模型溢流擋油板的R?。≧油）要大于出渣口距中心軸內半徑（R砂），這樣才能實現此目標。

(2)水與油砂的分離。如圖11所示，油和砂的混合物一并從小端出砂口排出，而水相從大端出水口排出，這就需要將出油孔全部堵死，調節溢流擋水板即可實現。需要注意的是，這種情況的前提是不能去掉原出水孔法蘭內側阻油板。

圖8 調節溢流擋油板和阻油板時的大端法蘭示意圖Fig.8 Schematic diagram of the large-end flange when the overflow oil baffles and the oil resistance plates were adjusted

圖9 出水孔和出油孔互換時的大端法蘭示意圖Fig.9 Schematic diagram of the large-end flange when the water and oil discharging outlets were exchanged

圖10 油水與砂分離時的結構圖Fig.10 Schematic diagram of the oil-water and sand separation

圖11 水與油砂分離時的結構圖Fig.11 Schematic diagram of the water and oil-sand separation

(3)油與水砂的分離。水和砂一并從小端出砂口排出，而油相從大端出油口排出，如圖12(a)所示，將出水孔堵死，調節新模型溢流堰板即可實現。另外一種情形如圖12(b)所示，堵死原模型出油孔，去掉原出水孔法蘭內側擋板，原模型出水孔則為新模型出油的情形。以上這兩種情況都需要注意的是，如果溢流擋油板的R?。≧油）大于出渣口距中心軸內半徑（R砂），則從出油口流出的是油水混合物，水相不可能從出渣口流出，因此，設計時需要將溢流擋油板的R弧調節成小于出渣口內徑2～5 mm。

改進式三相臥螺離心機三相分離不同排液方式的特點在生產實踐當中可以有效利用。例如當所需要的產品更加側重于濾清液（水相）的澄清時，三相分離可以變為水與油砂的分離，這樣對出水的澄清有利，而油砂的混合物可以考慮使用動態旋流除砂等技術來分離。當所需要的產品對油相的純度要求較高，比如以回收原油為主要目的時，三相分離可以變為油與水砂的分離，這樣對出油的脫水和除渣有利，而水砂混合物可以通過另一臺兩相臥螺離心機實現分離。當所需要的產品對固相的干燥有利或除去固相為主要目的，則三相分離可以變為油水與砂的分離，而油水混合物可以通過螺旋分離器[33]或蝶式分離機等分離。

1.4.6 變螺距螺旋特點分析 改進式臥螺離心機的螺旋柱段螺距設計為70 mm，錐段為70～50 mm 均勻變化。螺距大則輸渣能力強，對于較粗較濕顆粒推砂容易，而小螺距螺旋更有利于推送細黏較干的物料，柱段主要為沉降段，螺距較大有利于推送濕而黏的物料，減小扭矩，而錐段主要為干燥段，小螺距螺旋更有利于推送較干的物料[34]。

圖12 油與水砂分離時的結構圖Fig.12 Schematic diagram of the oil and water-sand separation

2 實驗研究

2.1 實驗工作簡介

根據改進式三相臥螺離心機結構模型設計尺寸及特點，畫出整套三相臥螺離心機零件圖和裝配圖，然后依據圖紙到加工廠生產制造設備，之后搭建三相臥螺離心機油水砂分離實驗平臺。如圖13所示，整套實驗裝置包含的主要設備有三相臥螺離心機、各組溢流擋板、電控變頻柜、電加熱水箱、進料泵等。其中電控變頻柜主要包含主變頻器、副變頻器、交流接觸器、繼電器、電流互感器、各設備控制空氣開關、三相動力電纜電線和控制面板等。

實驗工作主要分以下步驟進行。

（1）料液調制及加熱等準備工作。實驗用的物料為原油、自來水及滑石粉按照體積比3∶6∶1 的比例進行配制，換算為質量分數后即可。對料液邊加熱邊攪拌，確保物料進入三相離心機前黏度降低并充分混合均勻。絮凝劑和凈水劑用聚丙酰胺和聚合氯化鋁按照質量比1∶2的比例配制。

（2）空載運行、清液預熱及螺桿泵調試。關閉進料閥門不啟動螺桿泵，開啟三相臥螺離心機主副變頻器，逐漸加速使離心機轉鼓和螺旋達到較高轉速。然后將螺桿泵進料直接與熱水罐連接，準備好各出口料液接桶，啟動螺桿泵，再逐漸調節離心機轉鼓轉速觀察各進出口流量等的變化。

（3）油水砂分離狀態測試。關閉螺桿泵，排出離心機內清液，然后將螺桿泵與進料攪拌桶及離心機進料連接，開啟進料閥門，啟動離心機和螺桿泵，調節主副變頻器逐漸使轉鼓加速，等待觀察出油出水及排渣狀態變化。

（4）測試結構參數對分離效率的影響并記錄數據。更換三相離心機大端法蘭溢流擋油板及油與水砂分離時新模型的溢流擋油板，啟動離心機使其處于一恒定轉速（3200 r/min 左右），保持其他操作參數和進料物性參數等的恒定，對離心機進料、出油、出水及排渣進行分類采樣編號并測量和計算分離效率。

圖14 示出了實驗前后油水砂三相分離進料及出料結果圖片，圖14(a)、(b)為油田現場采集的原油和調制的進料含油污泥，其中固相顆粒選用滑石粉，圖14(c)為絮凝劑和凈水劑配液，圖14(d)～(f)分別為出料污水和原油、污水（濾清液）及泥砂，其中圖14(d)的污水為加入絮凝劑后的出料，與圖14(e)未加入絮凝劑的分離效果明顯不同，前者濾清液更清。對每組實驗分離出來的物料（包含濾清液、出油及出砂）進行采樣編號，之后使用近紅外油料分析儀、電熱恒溫鼓風干燥箱、精密電子天平秤等進行濃度等的測量。

圖13 改進式三相臥螺離心機油水砂分離實驗裝置圖Fig.13 Diagram of experimental set-up of three-phase decanter centrifuge for oil-water-sand separation

圖14 改進式三相臥螺離心機油水砂分離進料及出料實驗結果Fig.14 Experimental results of feeding and discharging of three-phase decanter centrifuge for oil-water-sand separation

2.2 分離效率計算

2.2.1 物料質量守恒定律 總的質量守恒是（在此暫時先不考慮密度差，即假設進料、濾清液、濾餅的密度一致為1）：進料質量流率=出渣（濾餅）質量流率+出水（濾清液）質量流率+出油質量流率，表示為：

根據式(1)可得：進料體積流率×進料料液密度=出渣質量流率+出水體積流率×出水密度+出油體積流率×油相密度。于是有，出渣質量流率=進料體積流率×進料料液密度-出水體積流率×出水密度-出油體積流率×油相密度。

固相質量守恒為（假設進料、濾清液、濾餅的密度一致為1）：

聯合式(1)和式(2)及其他已知參數和以上換算關系，可以得出出渣質量流率（Ms）以及濾清液質量流率（Mw）的值。

2.2.2 分離效率計算 分離效率用固相回收率（分離液除砂效率），油相回收率（除油效率），油在濾餅中的損失以及油在水中的損失來表示。固相回收率=出渣固相質量流率/進料固相質量流率=（出渣質量流率×濾餅含固質量分數）/（進料質量流率×進料含固質量分數）,表示為:

油相回收率=出油油相質量流率/進料油相質量流率=（出油質量流率×出油含油質量分數）/（進料質量流率×進料含油質量分數），表示為：

油在濾餅中的損失=出渣油相質量流率/進料油相質量流率=（出渣質量流率×出渣含油質量分數）/（進料質量流率×進料含油質量分數），表示為：

油在水中的損失=出水油相質量流率/進料油相質量流率=（濾清液質量流率×出水含油質量分數）/（進料質量流率×進料含油質量分數），表示為：

在式(3)～式(6)中，各質量流率及質量分數可以用體積流率、體積分數和密度換算得到。

2.3 結構參數對分離效率的影響研究分析

改變結構參數主要為改變各組溢流堰板的大小，如1.4 節所述，其情形有很多種，在這里主要研究改變溢流擋油板和三相分離不同的排液方式中油與水砂分離時的情形。首先保持轉鼓轉速恒定為3200 r/min，轉鼓和螺旋差轉速恒定為20 r/min，保持進料流量為4.0 m3/h，進料含油質量濃度為24%，進料含固質量分數為39%，改變出油通道溢流擋油板的大小，其R弧=110、112、114、116、118 mm時，測定各出料濃度并計算出對應的分離效率值。

如圖15所示，油相回收率總體上較高且隨著溢流擋油板R弧的增大而逐漸升高，如1.4.2 節分析，保持溢流擋水板的R弧為118 mm 不變，隨著溢流擋油板R弧的增大，出油流率更快，從而油相回收率升高。同時溢流擋油板的R弧增大會導致整個液池向外（轉鼓壁方向）遷移，因此干燥區距離增大，沉渣含濕量降低含固濃度增大，從而使得固相回收率升高。油在濾餅中的損失隨著溢流擋油板R弧的增大而逐漸減小，這是由于出渣含油量的降低所致。油在水中的損失隨著溢流擋油板R弧的增大也逐漸減小，這是因為水環和油環外層（油水分界面）向內（往中心軸方向）遷移，出水含油量降低所致。

圖15 改變溢流擋油板對分離效率的影響Fig.15 The effect of changing overflow oil baffle on separation efficiency

如1.4.5 節分析，將原模型出水孔堵死，保持轉鼓轉速、轉鼓和螺旋差轉速、進料流量、進料含油含固濃度等的恒定不變，對油與水砂排液方式分離時的情形進行實驗研究。由于新模型溢流擋油板的R弧須調節成小于出渣口內徑2～5 mm（出渣口距離中心軸內徑為111 mm），因此改變新模型溢流擋油板的R弧=106、107、108、109 mm，測量實驗數據并計算分離效率。從圖15可以看出，隨著新模型溢流擋油板R弧的增大，油相回收率逐漸升高，油在濾清液和濾餅中（水砂混合物中）的損失逐漸降低，這是由于溢流擋油板R弧的增大會導致液池變淺，出油更快，水砂混合物出口含油量降低所致。

3 結 論

（1）可調溢流擋板式較環形分液板管法蘭式排油結構三相臥螺離心機，其油相回收率更高，出油體積分數在92%左右，出渣固相體積分數在71%左右，出渣固相也相對較干，較適合油水砂三相的分離。

（2）溢流擋油板和出水口內側擋油板均為可調。溢流擋油板的R弧增大會導致出油含水增多而出水含油量會減小。調節出水口內側擋油板可以使出水更加清澈。另外，對模型稍作改進，就可以使出水和出油互換。

（3）三相分離有油水與砂、油與水砂等幾種不同的排液方式，可以根據所要求產品的純度及目的來選擇一種排液方式。

（4）柱段螺旋螺距設置為120 mm，錐段為120～90 mm 均勻變化，螺距大有利于推送較粗較濕的物料，減小扭矩，而小螺距螺旋更有利于推送細黏較干的物料。

（5）實驗表明隨著溢流擋油板R弧的增大，油相回收率和固相回收率逐漸升高，油在濾餅中的損失和油在水中的損失逐漸降低，油相回收率在92%左右，固相回收率在27%左右。油與水砂分離排液時，油相回收率隨著新模型溢流擋油板R弧的增大而逐漸增大，而油在水砂混合物中的損失逐漸減小。

符 號 說 明

Mi,Ms,Mw,Mo——分別為進料、出渣、出水及出油質量流率，kg/s