進氣量對氣舉式同向出流旋流器性能的影響研究*

李 楓 劉海龍 邢 雷 朱雨朦 高金明

(1.東北石油大學機械科學與工程學院 2.黑龍江省石油石化多相介質處理及污染防治重點實驗室)

0 引 言

水力旋流器憑借其操作簡單及成本低廉等因素被廣泛應用到油田采出液預分離、礦業選取和含油污水處理等領域[1]。水力旋流器在應用過程中分離效率受結構參數、操作參數及分離介質物性參數等多重因素影響[2-3]。提高旋流器分離效率始終是相關領域研究者的主要研究方向。

李天靜等[4]在經典管柱式分離器基礎結構上優化，形成可提高分離效率的新型分離器結構。高奇峰等[5]在傳統直流導葉式旋流分離器的基礎上，拉伸導錐形成中心體結構，增強了旋流穩定性。劉彩玉等[6]提出了一種新型同向出流式氣液旋流分離裝置，針對其不同結構參數開展了數值模擬及試驗研究，完成了結構參數的優選。張艷等[7]采用響應面優化方法對同向出流水力旋流器的結構參數進行優化，優化后的旋流器結構較原始結構可將分離效率提高4.45%。趙沅[8]從筒體結構、導向葉片和溢流管結構等幾個方面對軸流導葉式旋流分離器的結構進行了分析。王勝等[9]對導流片型油水旋流分離器入口結構進行研究，通過對比試驗研究直板型導流片與流線型導流片壓降損失差異，證實了流線型導流片結構應用于井下油水旋流分離器所產生的分離效果最好。丁文剛等[10]采用數值模擬方法對變螺距螺旋導流式單錐旋流器內部旋流腔長度、溢流管直徑和底流管直徑進行結構參數優化，優化后的旋流器最高分離效率可達97.23%。上述研究從油水分離水力旋流器基礎結構上改進創新，尋求最佳油水分離效率，推動了旋流器結構不斷的發展。此外，部分學者通過引入輕質氣體，降低離散復合液滴密度來強化油水分離效率。趙健華等[11]探討了注氣情況下油水分離水力旋流器流場影響，采用入口注氣方式，即將壓縮空氣經旋流器入口注入，與原料液混合后一同進入旋流器內部，結果證實充氣后流場速度增加，油滴粒子滯留旋流腔內部時間縮短。趙立新等[12]提出了一種氣攜式液液水力旋流器，通過將氣體沿旋流器側面注入旋流腔內部，并運用數值模擬驗證后得出將氣體引入可以提高旋流分離效率的結論。

上述研究表明，采用注入氣相的方法與離散介質混合，形成與連續相密度差更大的復合粒子，可有效提高水力旋流器的分離效率。基于上述研究結論，本文以軸入式同向出流水力旋流器為研究對象，在旋流器軸心注氣錐端口處開設注氣口，外界氣體通過在空氣壓縮機及氣泵的作用下由進氣口向注氣錐內部注氣后正面沖擊分布在軸心區域的油核，以達到對軸心油核推舉的作用，從而加快油核向溢流出口方向的軸向運移速度，進而提升旋流器的分離性能，為進一步提高水力旋流器油水分離性能提供思路，為氣舉式水力旋流器進一步應用提供理論指導。

1 工作原理及結構設計

氣舉式同向出流水力旋流器結構及工作原理如圖1所示。該旋流器主要由進氣口、進液口、螺旋流道、注氣錐、注氣口、底流口及溢流口部分構成。油水混合液由環形入口進入旋流器內，經過螺旋流道后由軸向運動轉變為切向旋轉運動，在離心力的作用下輕質油相沿著注氣錐壁向軸心聚集形成油核，水相向旋流器壁方向運移。油相由溢流口排出，水相由環形底流口排出，實現油水分離。由于靠近出口方向旋流器內切向速度逐漸減小，部分油相未能及時由溢流口排出而是進入底流口，影響了旋流器分離性能。為此，采用在軸心注氣的方式，使注氣錐頂位置形成高壓氣流，提升軸心油核向溢流口方向的運移速度，同時離散氣體與未匯聚至油核的油滴聚合形成密度更小的復合油滴，進而增強氣舉式同向出流水力旋流器的油水分離效率。為了分析氣舉式同向出流水力旋流器的內部流場特性及分離性能，構建其流體域模型，如圖2所示。具體結構尺寸參數如表1所示。

圖1 氣舉式同向出流水力旋流器工作原理圖Fig.1 Functional diagram of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

圖2 氣舉式同向出流水力旋流器流體域模型圖Fig.2 Fluid domain model of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

表1 氣舉式同向出流水力旋流器流體域結構參數Table 1 Fluid domain structure parameters of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

2 數值模擬

2.1 網格劃分

由于六面體網格穩定性好且收斂精度高[13]，所以本文采用六面體網格單元作為網格模型的基本單元。通過ICEM軟件對氣舉式同向出流水力旋流器進行網格劃分，徑向截面均以O形劃分方式生成網格，網格數量越多理論上計算分辨率越高，但會極大消耗計算資源，且網格數量增加到一定數值后對計算結果意義不大。計算精度主要取決于網格質量而非網格單元數量和單元類型[14]，對不同網格水平的模型施以相同的邊界條件并進行迭代計算，待收斂后進行網格無關性檢驗。將流體域模型劃分成網格數分別為326 186、408 924、559 080、620 586和703 426共5個不同數量等級，并以溢流口的油相體積分數來考核網格數量對數值模擬結果的影響。當網格數增大到559 080時，氣舉式同向出流水力旋流器溢流口的油相體積分數基本不隨網格數的增加而發生變化，最終選用網格劃分總數為559 080的模型開展數值模擬研究。網格模型劃分結果如圖3所示。

圖3 氣舉式同向出流水力旋流器網格劃分Fig.3 Grid division of gas lift cocurrent outflow hydrocyclone

2.2 數值計算模型

針對氣舉式同向出流水力旋流器進行數值模擬，由于RSM模型適合于描述具有各向異性的強旋流動等復雜流場，所以本文選用RSM模型對氣舉式同向出流水力旋流器進行描述。RSM模型實質就是根據時均化法則，直接構建表示雷諾應力的輸運方程，通過對輸運方程中新產生的未知項分別進行模化[15]，從而構成封閉方程組。對于不可壓縮流動，時均化后的Navier-Stokes方程為[16]：

(1)

(2)

RSM模型中，通過求解雷諾應力各分量的輸運方程來封閉以上基本方程：

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

式中：Dij為擴散項，Pij為應力產生項，φij為壓力應變項，εij為黏性耗散項，μt為湍動黏度，σk為0.82，C1為1.8，k為湍動能，ε為耗散率，δij為Kronecker delta函數，Pkk=2p。

2.3 邊界條件

油水兩相間模擬計算采用多相流混合模型(Mixture)，設置混合相液體入口邊界為速度入口(Velocity inlet)，速度方向垂直于進液口端面。底流液出口與溢流液出口均設置為自由出口(Outflow)，注氣通道圓周壁面與旋流器側壁面均為無滑移壁面邊界條件。設置水相為連續相，密度為998.2 kg/m3、黏度為1.003×10-3Pa·s；油相為離散相，密度為889 kg/m3、黏度為1.06 Pa·s、粒徑為300 μm，油相體積分數為2%；氣相為注入相，密度為1.225 kg/m3、黏度為1.789×10-5Pa·s，油水混合相進液速度根據旋流器處理量適用范圍設置為1.24 m/s，溢流分流比設置為30%，選取中等湍流強度5%；注氣口邊界條件為速度入口(Velocity inlet)，速度方向垂直注氣口端面。旋流器內流場為復雜的三維強旋流場，湍流強度高，對流-擴散項的離散格式采用有限體積法的QUICK格式，作為旋轉條件下旋流器數值計算的離散化方法。基于有限體積法，對所建立的湍流控制方程進行離散化，選用計算穩定性強、收斂性好的SIMPLE算法對離散后的控制方程組進行求解計算[17]，收斂精度設為10-6。

3 結果分析

3.1 進氣速度對速度場分布的影響

3.1.1 軸向速度

液流在旋流分離腔內的軸向速度是反映分離性能的重要指標[18]，軸向速度越大，油滴停留在旋流腔內部時間越短。模擬得到不同進氣速度v條件下油滴軸向速度曲線圖，如圖4所示。從圖4可以看出：從注氣口位置開始，油滴軸向速度隨著軸向位置的增大而逐漸升高；當油滴運動至溢流管入口時，由于溢流管直徑小于分離腔內部直徑，油滴軸向速度增大至13 m/s，注氣口附近液流軸向速度隨進氣速度增加呈現出逐漸升高的趨勢；當進氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時，軸向速度由0.9 m/s升高至5.5 m/s，說明油相在氣體沖擊與氣泡的攜帶作用下迅速向溢流口運動，通過注氣實現對油核的推舉，提升了油相向溢流口方向的運動速度；而后隨著軸向位置的變化又下降至同一速度值，此后的不同進氣速度對應軸向速度曲線基本一致。這是由于旋流腔內部存在較強的旋流場，注氣條件下也會被強旋流所干擾，且注氣強度遠小于內部旋流場強度。

圖4 不同進氣速度時軸向速度對比曲線圖Fig.4 Axial velocity correlation curve at different intake velocities

3.1.2 切向速度

為了分析注氣條件對旋流器內切向速度的影響，過S1截面徑向位置繪制不同進氣速度條件下切向速度均值對比條形圖，如圖5所示。由圖5可知：當無氣體注入時，切向速度為2.87 m/s，切向速度隨著進氣速度的增大而逐漸變小；當進氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時，切向速度由2.86 m/s降至2.83 m/s。這說明進氣速度的增大使得軸心處液相體積變少，間接減弱注氣口附近混合液體切向速度。

圖5 不同進氣速度時S1截面切向速度均值條形圖Fig.5 Tangential velocity mean bar chart of S1section at different intake velocities

3.2 進氣速度對軸向壓降的影響

模擬得到不同進氣速度時旋流器軸心位置壓降對比曲線圖，如圖6所示。由圖6可以看出：由旋流器注氣口到溢流口壓力損失逐漸增大；當軸向位置處于注氣口至溢流管區間時，壓降總體呈緩慢增長趨勢；當軸向位置處于溢流管壁軸向位置時，軸向壓降急劇增大，并在溢流管出口處達到最大值322 kPa。這說明油水混合液在旋流分離過程中一直存在能量損耗，當無氣體注入時，注氣口附近軸向壓降達到216 kPa。由圖6還可以看出：注氣口附近軸向壓降隨軸向距離的增加而短暫下降后又恢復上升趨勢；注氣口附近液流軸向壓降隨進氣速度的增加而逐漸減小，當進氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時，軸向壓降由214.7 kPa降低至213.0 kPa；隨著軸向位置的逐漸增大，不同進氣速度對油水混合液軸向壓降所造成的影響逐漸減弱直至無明顯差異。這說明注氣會影響旋流器軸心位置壓力場且影響范圍主要集中在注氣口附近。

圖6 不同進氣速度時軸向壓降對比曲線圖Fig.6 Axial pressure drawdown correlation curve at different intake velocities

3.3 進氣速度對油相體積分數的影響

為分析進氣速度對氣舉式同向出流水力旋流器內部油相體積分數和分離效率的影響，研究了分離器的內部流場特性。由于注氣通道內部有效橫截面積不同，所以通過控制進氣口單位時間內進氣量實現對進氣速度的調節。分析不同進氣速度對油相體積分數的影響，模擬得到S1截面徑向位置油相體積分布云圖，結果如圖7所示。

圖7 不同進氣速度時S1截面油相體積分數云圖Fig.7 Oil phase volume fraction cloud chart of S1section at different intake velocities

由圖7可知：當無氣體注入時，軸心處油相體積分數明顯大于外圍的油相體積分數，大部分油相均從溢流管流出；油相體積分數隨徑向位置變化呈先升高后降低的趨勢，軸心處油相體積分數最大達到58%；隨著進氣速度的不斷增大，軸心處油相體積分布云圖有顯著變化，當進氣速度達到0.5 m/s時，軸心處油相體積分數為32%，軸心處油相體積分數隨進氣速度的繼續增大而不斷減小，進氣速度達到3.0 m/s時，該截面軸心位置的油相體積分數幾乎為0。這是氣體的注入使得油核受到沖擊后加速流出溢流口，且注入氣體的速度越大，氣體占據有效空間區域越大，所以油相體積分數明顯變小。另一方面，盡管注入氣體速度不同，但是對S1截面油核外圍徑向位置的油相體積分布無明顯影響，說明此時氣體只作用于軸心附近聚集的油核上，在氣體沖擊下迅速將油核向溢流出口方向推出，從而縮短油相停滯時間，并沒有使油相沿S1截面外圍大范圍擴散，避免了油相從底流出口流出的情況發生。

為了分析溢流管內壁附近油相體積分布規律，過S2截面徑向位置繪制不同進氣速度下油相體積分數曲線對比圖，如圖8所示。軸心處油相體積分數最高，由軸心至邊壁，油相體積分數逐漸減小且兩側關于軸心呈對稱分布。溢流管外側油相體積分數遠小于溢流管內側，且在軸心處進氣速度越大，油相體積分數越低。同時可以看出，溢流管近壁區域油相體積分數隨著進氣速度的增大而增大。這說明注入的氣體正面沖擊聚集的油核，對軸心處油核實現推舉作用的同時也使得油核發生部分擾亂，造成軸心處油相體積分數變小，被擾亂的少部分油相會向外擴散至溢流管內壁附近，最終也從溢流管流出。因此需要合理控制進氣速度，使得聚集在軸心部分的部分油相向外圍些許擴散后依舊從溢流口流出，避免因進氣速度過大導致油相大范圍無規則擴散而最終從底流口流出。

圖8 不同進氣速度時S2截面油相體積分數曲線圖Fig.8 Oil phase volume fraction curve of S2section at different intake velocities

3.4 進氣速度對分離效率的影響

為了分析進氣速度對分離性能的影響，用分離效率來表示不同進氣速度條件下旋流器的分離性能。其中分離效率由溢流油相質量流和入口油相質量流來計算，分離效率計算公式為[19]：

(8)

式中：Ez為分離效率；Mog為溢流油相質量流，kg/s；Mig為入口油相質量流，kg/s。

根據式(8)計算得到不同進氣速度下氣舉式同向出流旋流器的分離效率對比圖，如圖9所示。圖9顯示進氣速度在0～1.0 m/s范圍內變化時，分離效率隨進氣速度的增大而增大，當進氣速度達到1.0 m/s時，分離效率最高達到76.57%。但隨著進氣速度的進一步增大，分離效率會逐漸降低。這表明過強的氣流沖擊會大程度破壞油核附近流場，使得油核產生紊亂現象，部分油相被沖擊至底流管附近后從底流口排出，因此通過注氣提高旋流器油水分離性能時要合理控制進氣速度的大小。

4 結 論

利用數值模擬方法在不同進氣速度條件下對氣舉式同向出流旋流器流場特性及分離性能影響進行了研究，分析了進氣速度對速度場、軸向壓降、不同截面油相體積分布及分離效率的影響規律，得出如下結論：

(1)數值模擬結果顯示，注氣會提高氣舉式同向出流旋流器油水分離效率，且隨著進氣速度的增大，整體分離效率呈先升高后降低的規律，當進氣速度為1.0 m/s時分離效率達到最高，值為76.57%。

(2)不同進氣速度對油核軸向運移速度存在不同影響，注氣口附近軸向速度隨進氣速度增加呈現出逐漸變大的趨勢，當進氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時，軸向速度由0.9 m/s升高至5.5 m/s。通過注氣實現對油核的推舉，提升了油相向溢流口方向的運移速度。

(3)注氣會對旋流器內部軸向壓降產生一定影響，注氣口附近液流軸向壓降隨進氣速度的增加而逐漸減小。當進氣速度由0.5 m/s增大到3.0 m/s時，軸向壓降由214.7 kPa降低至213.0 kPa，注氣會對旋流器內部壓力場產生微弱影響且影響范圍主要集中在注氣口附近，并不會擾亂相對穩定的旋流場。

(4)注氣會減弱S1截面位置軸心處油核油相體積分數，不注氣時軸心處油相體積分數最大值為58%，當進氣速度達到3.0 m/s時，注氣口附近油核油相體積分數幾乎為0，減少的油相向外圍擴散至合理范圍后均從溢流口排出，進一步提高了旋流器的油水分離效率。