稠油采出液油水分離旋流工作參數優化研究

夏宏澤 趙宇 李寧 白健華 孫超 付治軍 徐保蕊

(1.中海石油(中國)有限公司天津分公司 2.中海油田服務股份有限公司天津分公司 3.東北石油大學機械科學與工程學院)

0 引 言

稠油脫水是原油初加工過程中重要的工藝流程之一[1]，但稠油具有密度大、黏度高、油水密度差小等特點，在一定程度上降低了油水分離的效果，增加了分離處理難度[2]。為使稠油得到有效分離，目前工業領域開發了多種分離方法，如電脫水法、熱化學沉降法及旋流分離法等[3-5]。其中，旋流分離法是利用不同相的密度差進行離心分離的，相關設備具有結構形式簡單、維修成本低等優點[6]。

關于使用旋流分離法進行稠油脫水已有相關報道。如韓帥[7]在遼河油田稠油污水處理站開展了旋流分離技術處理稠油污水的應用研究，采用的常規切向入口旋流器，其最佳分離效率僅為68.99%，明顯低于常規油品的分離效率；楊兆銘等[8]對稠油的旋流分離特性進行數值模擬，經研究發現，當油品密度高于900 kg/m3時，在弱旋場作用下幾乎沒有分離效果，而大油滴粒徑油水分離效率可明顯提高；趙立新等[9]對軸入式螺旋流道旋流器進行了研究，發現一定數量的螺旋流道圈數對入口油滴有一定的聚結作用，且可有效減小流場內的紊流，從而提高分離效率；段文益等[10]設計了一款軸向入口螺旋流道旋流分離器，經研究發現，在相同的流量下，軸向入口結構的旋流分離器比切向入口壓力損失小，油水分離效果更好。為進一步提高旋流分離器對稠油的脫水效果，吳存仙等[11]將旋流分離器與沉降罐組成一套裝置，研究結果表明，組合式分離效率遠高于單旋流器；邢雷等[12]設計了一款兩級串聯旋流分離器，其分離效率可達99.6%以上，并對流量、分流比的變化具有較強的適應性。

通過上述研究可以發現，油滴聚結可以提高稠油分離效率，而螺旋流道有利于油滴聚結，同時對旋流分離器進行多級串聯可有效提高油水分離效率。基于此，本文針對待分離稠油采出液介質特性，設計了一套稠油產出液高效處理數值模擬方法，利用CFD PBM數值模擬工具和單因素優化方法對旋流分離器操作參數進行優化，優化后和單級旋流分離相比可得到較高的除油效率。研究成果能為稠油處理的工藝流程設計和操作參數優化提供借鑒。

1 稠油旋流分離工藝

圖1為針對稠油產出液高效處理的工藝流程。分離后的油相可提供給鍋爐用油，水相可為射流泵供給動力液。具體工藝流程如下：產出液與其他高含水井的生產水按1∶1摻液混合后進入一級旋流分離裝置進行油水分離，分離后底流達到處理標準的生產水進入射流泵輸送至流程管路；溢流富含油的處理液再次與其他高含水井的生產水混合稀釋進入二級旋流分離裝置進行二次分離；分離后底流生產水與一級旋流分離裝置的底流匯合進入流程管路，溢流富含油處理液進入流程其他生產管路。其中，一級旋流分離裝置分為Ⅰ-1旋流器和Ⅰ-2旋流器2部分，Ⅰ-2旋流器可將Ⅰ-1分離出的富水相再次分離，降低底流含油質量分數，提高分離效果，其結構為Ⅰ-1旋流器根據流量進行比例縮放而得；二級旋流分離裝置與一級旋流分離裝置相似，同樣分為Ⅱ-1旋流器和Ⅱ-2旋流器2部分，且均為將Ⅰ-1旋流器進行比例縮放而得。

1—Y形過濾器；2—摻液混合裝置；3—閥門；4—流量計；5—泵；6—過濾器。

2 研究方法

2.1 物理模型及網格劃分

以Ⅰ-1旋流器為例，結構示意圖如圖2所示。其中do為溢流口直徑，D1為螺旋流道長度，D2為旋流腔長度，θ為錐段角度，D3為錐段長度，D4為底流管長度，du為底流口直徑。該分離器主要結構包括入口、螺旋流道、溢流管、旋流腔、錐段及底流管等。其工作原理：油水混合物通過入口進入旋流器，在螺旋流道的作用下，流體從直流運動轉變為旋轉運動，同時由于螺旋流道較窄，小顆粒油滴有更大的概率碰撞聚結成大油滴，從而加強稠油分離效果。在油水兩相進入旋流腔后，油水兩相因密度不同而受到不同的離心力，從而得到分離，油相向中心遷移最終從溢流管流出，水相向周邊遷移，最終從底流管流出。

圖2 旋流分離器結構示意圖

旋流分離器主要參數見表1。

表1 主要結構參數

在滿足計算精度的條件下，為縮短計算時間，根據穩態流場進行了網格無關性分析，以避免因為網格造成的計算誤差[13]。利用Gambit對旋流器劃分了5種不同的網格數，分別為191 243、314 960、498 570、723 916及850 122個六面體網格，并根據文獻[14]中的網格無關性分析方法，最終確定網格數為498 570個。圖3為旋流分離器網格劃分示意圖。

圖3 旋流分離器網格示意圖

2.2 模擬參數設置

流體介質包含水和油兩相，兩者密度分別為998.0和956.9 kg/m3，黏度分別為3 072和1.003 mPa·s。湍流模型為雷諾應力模型(RSM)，選用計算流體動力學數值方法中SIMPLE算法進行求解，多相流模型選擇加載了PBM的Mixture模型，壁面為無滑移邊界，入口設置為速度入口，出口為自由出口。為接近實際情況，油滴粒徑按接近實驗室實際測得的大小進行設置，在進入旋流器時，粒徑設置為0.15 mm。根據模擬結果，經破碎和聚結之后，油滴粒徑基本分布在0.005～0.645 mm范圍內。

為了保證不同工況下，整體工藝都具有較高的分離性能，需要對單個旋流器進行操作參數優化。由于一級旋流分離裝置與二級旋流分離裝置結構及工藝相同，所以這里只對一級旋流分離裝置中的Ⅰ-1旋流器和Ⅰ-2旋流器進行操作參數優化。采用單因素優選法先對Ⅰ-1旋流器運行性能影響較大的3個操作參數(入口流量、分流比、含油體積分數)進行模擬優選，基于Ⅰ-1旋流器處理結果再對Ⅰ-2旋流器的分流比進行優化。其中一級旋流分離裝置Ⅰ-1旋流器的操作參數優選方案如表2所示。Ⅰ-2旋流器的分流比變化分別為0.2、0.3和0.4。

表2 Ⅰ-1旋流器操作參數優選方案

3 結果與分析

3.1 Ⅰ-1旋流器操作參數優化

3.1.1 入口流量對流場特性及分離性能的影響

入口流量過高會導致壓力損失過大、處理液乳化及分離效率降低；入口流量過低會導致流速不夠，不足以形成一定強度的渦流，也不利于油水分離。所以優選入口流量對油水有效分離具有重要意義。方案一設定模擬入口流量分別為4、5、6及7 m3/h，模擬時保持分流比0.3、入口含水體積分數95%的恒定條件，并對不同入口流量情況下的油相體積分數分布、油滴粒徑分布、溢流壓力損失及分離效率等特性做出對比，進而選出最優入口流量。

圖4為不同入口流量下旋流分離器的油相體積分數分布云圖。由圖4可知，隨著入口流量的增加，旋流器軸心附近油相體積分數逐漸升高，流向底流口的油相體積分數逐漸減小，對應的流向溢流口的油相體積分數不斷增大。出現以上現象的原因是：入口流量增大，油滴受到的離心力增大，油滴相更容易向中心移動，所以軸心附近油相體積分數增大。

圖4 不同入口流量下油相體積分數分布云圖

圖5為油滴粒徑分布云圖。從圖5可以發現，隨著入口流量的增大，入口處分布的油滴粒徑逐漸減小。其原因可能是隨著流量增大，流體的入口速度增大，由此使流體所受的剪切應力增大；隨著剪切強度的增加，油滴拉伸，油滴形狀可近似看成橢圓，油滴的長短徑比增加，油滴被剪切成更小油滴的可能性隨之增加。由此可知，入口流量越大，油滴在入口處越容易破碎。

圖5 不同入口流量下油滴粒徑分布云圖

圖6為旋流分離器溢流壓力損失曲線圖。由圖6可知，旋流分離器壓力損失隨入口流量的增加逐漸增大。當處理量達到7 m3/h時，最大的壓力損失為1.175 MPa，較流量為4 m3/h時的0.534 MPa高了0.641 MPa。由此可知，旋流分流器壓力損失受入口流量影響較大。出現上述現象是因為當流量增加時，入口流速加快，流體對壁面的沖擊力增大，致使壓力降增加。

圖6 不同入口流量下溢流壓力損失曲線圖

當入口流量增大時，速度升高，離心力隨之逐漸增大，油滴更容易向中心遷移并從溢流口排出。因此入口流量越大分離效率也應該越高。但由于速度升高的同時也增強了油滴的乳化作用，使油滴更易破碎，所以增加入口流量存在一個極限值，在盡量避免油滴破碎的前提下提高分離效率。圖7為入口流量對分離效率影響曲線。由圖7可知，隨著流量的增加，分離效率逐漸升高。

圖7 不同入口流量下分離效率曲線圖

綜合分析不同入口流量對旋流分離器的油相分布、粒徑分布、壓力損失及分離效率的影響，并結合工程上對流量的需求(結合設計參數，5 m3/h時可滿足應用需求)，最終選取入口流量為5 m3/h。

3.1.2 分流比對流場特性及分離性能的影響

分流比是影響旋流器分離效率的重要操作參數之一，選擇合適的分流比對油水的有效分離具有重要意義。方案二設定分流比分別為0.25、0.30、0.35、0.40和0.45，模擬時保持入口流量5 m3/h、入口含水體積分數為90%的恒定條件，并對不同分流比情況下的流場特性等做出對比。

圖8為油相體積分數分布云圖。觀察圖8可以發現，分流比越小，溢流口處的油相體積分數越低。因為分流比變小，一定時間內從溢流管排出的流體也變少，部分處于旋流器外壁面附近的油相由于分流比過小而無法從溢流管排出，只能向下運動，由底流管排出。由于從溢流管流出的流體總量變少，尤其水相也隨之減少，所以溢流管內油相體積分數偏高。隨著分流比的增加，溢流出口流體總量會有一定程度提高，此時溢流口流出的油相體積分數雖然不高，但分離流出的油相總量增大；分流比過大，從溢流管排出的水相也會大量增加，從而導致分離效果降低，因此分流比不宜過大或過小。

圖8 不同分流比下油相體積分數分布云圖

圖9為油滴粒徑分布云圖。由圖9可知，入口段處不同分流比的油滴粒徑基本相同，因為分流比的變化對入口段的流量沒有影響，但觀察軸心附近可以發現，隨著分流比的增加，油滴粒徑有小幅降低的趨勢。總體來看，油滴粒徑受分流比的影響不大，分流比的增加雖然可以提高分離效率，但對油滴的聚結情況影響不大。

圖9 不同分流比下油滴粒徑分布云圖

圖10為不同分流比條件下，旋流分離器的溢流壓力損失變化曲線圖。從圖10可以發現，溢流口壓力損失呈現出逐漸增大的趨勢，且變化較大。這是因為溢流口直徑較小，流體速度隨著分流比的變化會有較大改變。當分流比達到0.45時，最大的壓力損失為0.957 MPa，較分流比0.25時最大壓力損失0.659 MPa高了0.298 MPa，說明旋流分流器的壓力損失受分流比的變化影響明顯。

圖11為油水分離效率曲線圖。由圖11可知，隨著分流比從0.25增至0.45，旋流器分離效率大幅提高，分別為81.52%、85.44%、88.41%、90.69%與92.49%。這是由于當分流比較低時，溢流口的流量受到約束，只能使部分液體從溢流口流出，其余的液體則全部從底流口流出，因而部分油相無法從溢流口流出，故分離效率比較低。所以適當增大分流比，可使更多的油相從溢流口流出，進而可提高旋流器的分離效率。

圖11 不同分流比下分離效率曲線圖

綜合分析不同分流比下旋流分離器的油相體積分數、粒徑分布、壓力損失及分離效率，結果表明，當分流比為0.4時，以上變量的分布相對合適，旋流器分離性能較佳；同時也參考了其他稠油研究中模型的分流比，為了使分離效果和壓力損失等綜合效果得到保證，將分流比設置為0.4。

3.1.3 含水體積分數對流場特性及分離性能的影響

設定入口含水體積分數的變化范圍為99.75%～90.00%，保持入口流量為5 m3/h、分流比0.4的恒定條件。通過模擬探究入口含水體積分數對旋流器內油滴聚結與分離特性的影響規律。

圖12為油相分布云圖。由圖12可知，當含水體積分數較高時，無法形成明顯油核，隨著含水體積分數逐漸降低，在旋流器的錐段內高油相體積分數所占區域范圍越來越大，且軸心區域的油相體積分數也越來越大。入口含水體積分數在99.75%～90.00%范圍內變化時，旋流器軸心區域處無明顯油核，油相體積分數較低；當含水體積分數在95%～90%內變化時，旋流器邊壁附近與底流管處都具有較高的含油質量分數。這說明混合液內較低的含水體積分數會使旋流器無法把油相與水相充分地分離，在旋流器邊壁附近的油相最終會從底流口流出，降低油水兩相的分離效率。

圖12 不同含水體積分數下油相體積分數分布云圖

圖13為油滴粒徑分布云圖。從圖13可以發現：越靠近旋流器的中心軸線，油滴粒徑越大，在旋流器軸心處達到最大；隨著入口含水體積分數降低，旋流器內油滴粒徑大幅提高。因為油滴在旋流器內向中心運動時，含水體積分數的降低會使含油質量分數提高，進而可以大幅度提高油滴碰撞聚結概率。入口含水體積分數為95%時，在錐段內油滴粒徑相較于高含水體積分數時明顯增大；入口含水體積分數為90%時，軸心附近的大油滴聚集范圍最大，底流口的油滴粒徑幾乎與溢流口保持一致。這是由于大量的油相在中心軸線處匯聚，溢流口無法將中心匯聚的油相全部排出，導致油相在旋流器內發生碰撞聚結，位于旋流器下部的油相最終由底流口流出。

圖13 不同含水體積分數下油滴粒徑分布云圖

圖14為溢流壓力損失曲線圖。由圖14可知，隨著入口含水體積分數的減小，溢流壓力損失顯現出遞增的趨勢。當含水體積分數為99.75%時，溢流壓力損失為0.334 MPa；含水體積分數為90%時，溢流壓力損失為0.874 MPa，增加了0.540 MPa。出現該變化趨勢的原因為伴隨含水體積分數的減少，中心處大粒徑油滴增多，溢流口處油相增多，稠油的黏度遠大于水，使更多的油滴堆積在溢流管附近并從溢流口流出，增大了溢流壓力損失。

圖14 不同含水體積分數下溢流壓力損失曲線圖

圖15為含水體積分數在99.75%～90.00%之間油水分離效率數據對比情況。從圖15中可以看出，隨著入口含水體積分數的逐漸降低，旋流器的油水分離效率先提高后降低。當含水體積分數從99.75%降低至99.00%時，分離效率迅速由90.93%提高至95.93%；隨后分離效率提高速度平緩，在含水體積分數為95.00%時，分離效率取最大值為96.44%。這說明適當的含水體積分數可以增加油滴的粒徑，有利于油水分離，當含水體積分數過低時，會導致含油體積分數過高，超過了旋流器對油的處理極限，過多的油來不及分離便從底流口流出，從而降低油水分離效率。

圖15 不同含水體積分數下分離效率曲線圖

通過對旋流器主要操作參數的模擬優化，綜合油相分布、粒徑分布、壓力損失以及分離效率等方面的分析，最終選取最佳入口流量5 m3/h，分流比0.4，含水體積分數為95%的Ⅰ-1旋流器操作參數方案。

3.2 Ⅰ-2旋流器操作參數優化

由于Ⅰ-2旋流器入口流量、含水體積分數間接由Ⅰ-1旋流器工藝參數控制，接下來基于Ⅰ-1旋流器處理結果僅對Ⅰ-2旋流器分流比進行模擬優化。圖16為縱剖面下Ⅰ-2旋流器不同分流比下的油相體積分數分布云圖。

圖16 Ⅰ-2旋流器不同分流比下油相體積分數分布云圖

從圖16可知，當分流比從0.20變化至0.40時，旋流器軸心附近的油核在逐漸縮小，油相體積分數逐漸降低。原因是從溢流口流出的水增多，從而降低了溢流口附近油相體積分數。

油滴粒徑分布云圖如圖17所示。由圖17可知：當分流比為0.20時，中心處已聚結成油核，大粒徑較多，由中心至邊壁油滴粒徑逐漸減小；隨著分流比的增大，錐段的油滴粒徑逐漸減小，這種減小趨勢在靠近邊壁處最為明顯。分流比的增大會使部分水相向溢流口流動，加速了旋流器內的湍流運動，易使油滴破碎，不利于油滴聚結。

圖17 Ⅰ-2旋流器不同分流比下油滴粒徑分布云圖

圖18為分離效率的趨勢圖。由圖18可見：在分流比從0.20增加至0.40過程中，分離效率變化范圍在2%以內；隨著分流比增大，分離效率逐漸升高。同理，隨著分流比的增加，壓力損失會增大，油滴粒徑會減小。當分流比由0.20增大到0.30時，分離效率增長明顯，而分流比從0.30增大到0.40時，分離效率增長比較緩慢。考慮壓力損失、分離效率及油滴粒徑等綜合效果，確定分流比為0.30，此時的分離效率可達99%。

圖18 Ⅰ-2旋流器不同分流比下分離效率曲線圖

綜合上述分析，選擇0.30作為Ⅰ-2旋流器的分流比，此時Ⅰ-2旋流器分離效率為99.76%。在經過一級旋流分離裝置中Ⅰ-1旋流器和Ⅰ-2旋流器的處理后，含油質量濃度從最初的15 200 mg/L，到達底流口后降低為1 275 mg/L。

3.3 兩級旋流分離裝置處理結果

整體處理工藝中的第二級旋流器與前一級相同，且第一級與第二級通過溢流進行串聯。經第一級旋流器處理后一級溢流含油體積分數為28%，1∶1摻液后二級入口含油體積分數為14%，Ⅱ-1旋流器分離效率為90.74%，Ⅱ-2旋流器分離效率為94%。第二級分離裝置處理后底流含油質量濃度降為1 359 mg/L。兩級旋流分離裝置處理后油相分布云圖如圖19所示。通過圖19可以發現，Ⅱ-1旋流器對油滴的聚結作用明顯，有利于Ⅱ-2旋流器對稠油的進一步分離與處理。

圖19 兩級旋流分離裝置處理后油相分布云圖

4 驗證試驗

4.1 試驗工藝

加工螺旋流道旋流器試驗樣機，以研究操作參數分流比對油相分離效果的影響，試驗流程見圖20。基于Ⅰ-1旋流器數值模擬結果，調節與旋流器溢流口、底流口連接的閥門，控制分流比分別為0.25、0.30、0.35、0.40及0.45。試驗流程：分別打開與蓄水罐和油桶連接的閥門，并通過流量計和計量泵分別控制水和油的流量比例，待管道內流體流動穩定后，在入口取樣處、溢流取樣處、底流取樣處分別取樣。為減小因操作因素對結果帶來的誤差，在每個操作參數條件下，每處樣液均重復取3次，并通過測油儀對樣液的含油質量濃度進行測量，取其平均值作為最終含油質量濃度。計算分離效率公式為：

圖20 試驗工藝流程

E=1-(1-F)Cd/Ci

(1)

式中：F為溢流分流比；Cd和Ci分別為底流口和入口的含油質量濃度，mg/L。

4.2 結果分析

根據試驗和模擬結果，繪制出分流比與分離效率的關系曲線，如圖21所示。從圖21可以發現，試驗值比模擬值低，但兩者整體變化趨勢相似，都隨著分流比的逐漸增大呈現出升高的趨勢，試驗值與模擬值擬合良好，擬合度R2為0.95。研究結果表明，試驗與模擬的變化規律及其符合度均較好，數值模擬結果較為可靠。

圖21 不同分流比時分離效率試驗與模擬結果對比

5 結 論

(1)模擬得到了螺旋流道旋流器內稠油采出液介質的流場分布特性。經研究發現，螺旋流道結構可實現稠油介質油相的聚結，從而增強分離效果，如螺旋分離中心油相分布集中且粒度更大，分離器實現了稠油采出液油水兩相的分離。

(2)獲得了分離器分離稠油介質的最佳運行操作參數，具體為：Ⅰ-1旋流器入口流量為5 m3/h，分流比為0.4，含水體積分數為95%；當Ⅰ-2旋流器分流比為0.3時，Ⅰ-1旋流器分離效率為96.44%，Ⅰ-2旋流器分離效率為99.76%。

(3)在最佳運行操作參數下，當入口含油質量濃度為15 200 mg/L時，經旋流分離裝置處理后，第一級裝置底流出口含油質量濃度達到1 275 mg/L，第二級裝置底流出口含油質量濃度達到1 359 mg/L，整套工藝流程對稠油采出液具有一定的處理效果。