基于正交試驗法的旋流聚結器結構參數優化

油田開發進入中后期，采出液含水率大幅上升，大慶油田綜合含水率已達 95% 以上[1～3]。傳統的油水分離方式由于自身的局限性致使油水分離效率較低，其原因在于常規的油水分離設備存在大粒徑油滴分離效率高、小粒徑油滴分離效率低的問題，因此如何有效提高含油污水中油水分離精度成為石油工業亟需解決的一大難題。聚結技術由于成本低廉、油水分離高效、環境友好及其獨特的物理破乳技術逐漸成為石油工業廣泛應用的水處理技術。20世紀60年代，逐漸出現將聚結技術應用于含油污水處理的相關報道[4.5]。隨著研究的不斷深入，目前已形成多種聚結除油方法，包括材料聚結、電場聚結、超聲波聚結、微波聚結及旋流聚結等。近年來，眾多學者針對聚結除油方法分別從不同角度進行了探討，使得聚結技術得到了長足的發展。楊帆利用重力式油水分離模擬實驗裝置，研究了7種聚結構件對水包油乳狀液的分離特性，得出油水分離效果與所加聚結填料是否更具親油性有關。HUJ等采用動態破乳實驗，研究電壓、脈動頻率、乳狀液含水率及水力停留時間等操作參數對乳狀液油滴粒徑分布的影響，證明了脈動電場實現聚結的可行性[7]。LUH等采用電場和介質聚結相結合的方法，證明了電場和介質聚結相結合的處理方法可以顯著提高油水分離性能[8]。KOVALEVAL等基于油包水乳狀液比較了微波破乳技術與化學破乳技術的處理效果，得出采用微波破乳技術處理后的乳化液分離過程比使用化學破乳劑的乳化液快2～4倍[9]

然而，材料聚結的聚結效果受制于材料本身，電場聚結、超聲波聚結以及微波聚結因其特殊的應用條件并未大規模應用于油田工業中。旋流聚結因設備小型、成本低廉而逐漸被廣泛應用，其原理是均勻分布的油水兩相在旋流場內受到離心力的作用，在離心力的作用下，輕質油相由邊壁向軸心運移，在此過程中，由于油滴在徑向、軸向和切向存在速度差，使得油滴之間有發生碰撞的可能。邢雷等借助數值模擬與試驗相結合的方法，證明了在試驗條件下切向入口旋流器出口油滴粒度分布大于軸向入口旋流器出口的油滴粒度分布[10]。然而，旋流場內的離散相油滴所受流體介質的剪切力不可避免，當流速過高時易發生乳化現象，當流速過低時油滴之間的碰撞條件無法得到滿足，因此，既完成油相分離同時滿足油滴之間碰撞聚結較難實現，因而經常采用旋流組合設備完成聚結的同時實現油水之間的高效分離。文獻[11～13]通過對旋流器的入口進行優化改良，設計出一種油滴粒徑重構油水分離旋流器，并篩選出最佳結構參數以及操作參數，有效地提高了油水分離效率。趙文君等設計了一種新型聚結旋流分離裝置，并優選出了最佳結構參數和操作參數，油水分離性能得到較好的提升[14]。趙崇衛等設計的聚結耦合水力組合設備具有較好的油田現場應用前景，使用該設備可大幅提高旋流器的油水分離效率[15]。邢雷等基于旋流分離原理設計了一種水力聚結器，優選出了其最佳結構參數并研究了含聚條件下水力聚結器的聚結性能[16]。上述研究為采用聚結技術強化油水沉降分離以及旋流分離提供了思路及參考。還有部分學者，借助CFD數值模擬方法針對分離設備內聚結特性及分離性能開展研究。群體平衡模型（PopulationBalanceModel，PBM）能夠預測出流場對離散相粒徑分布的影響，是迄今研究分散相液滴群運移規律和碰撞效率最成熟也是應用最為廣泛的方法[17]。RAESIR和MADDAHIANR研究注入空氣對除油旋流器流場、性能及分離效率的影響，證明了注氣可以增加油滴運移速度并提高了分離效率，得到注射氣泡直徑為 42μm 時可使脫油性水力旋流器除油效率達到 95.6%^[18] 。夏宏澤等以螺旋導流內錐式旋流器為研究對象，對含聚工況下旋流器內油滴的聚結現象及其對分離性能的影響進行了CFD-PBM數值模擬[19]。李楓等以雙支T形管為研究對象，借助CFD-PBM耦合與室內試驗相結合的方法研究其內部油滴聚結破碎行為，并得出了最佳操作參數[20]

綜上所述，旋流聚結技術在油水分離領域應用的可行性和高效性已有研究充分證實，而旋流聚結器結構的合理設計以及探索旋流聚結與旋流分離技術間的最佳耦合法是進一步提升油水分離精度的重要研究方向之一。筆者基于旋流分離原理提出了一種新型等徑旋流聚結器結構，并采用CFD-PBM耦合數值模擬方法，分析旋流聚結器結構對聚結性能的影響，利用Plackett-Burman設計進行旋流聚結器結構參數靈敏度分析以及采用正交試驗設計方法確定出最佳的結構參數匹配方案。對進一步揭示旋流聚結機理及設計出通過多場耦合作用，提高油水分離性能的新型設備與方法提供思路。

1 結構及工作原理

旋流聚結器如圖1所示，其主要由入口、螺旋流道、柱段聚結腔及聚結內芯等部分組成。其工作原理為：油水兩相混合液流入旋流聚結器后，在螺旋流道的作用下，混合液的流動形式由軸向運動轉變為切向運動，在此過程中小粒徑油滴在螺旋流道內發生一定程度的碰撞聚結。混合液在螺旋流道出口處形成切向旋流場。一方面，液流在入口壓力的作用下沿著柱段聚結腔整體向出口處移動。另一方面由于液流流動形式轉變為切向運動，液流在柱段聚結腔內軸向運移的同時開始繞聚結內芯做旋轉運動。由于油水兩相存在密度差，在聚結腔內輕質油相的運動表現為在離心力的作用下在徑向上由邊壁向軸心運動，并且離散相油滴由于粒徑、停留位置及運移時間的差異，會在旋流場內存在切向、徑向及軸向上的速度差，這種速度差導致不同粒徑的油滴之間發生碰撞，致使小油滴聚結為大油滴，最終沿著聚結內芯表面向出口方向運移的同時繞聚結內芯做旋轉運動。由于工作時旋流聚結器出口管與水力旋流器入口相連接，經過旋流聚結器后，油水分布狀態得到重構，表現為油相在內側、水相在外側，與此同時，油滴完成聚結呈大粒徑狀態，縮短了后端水力旋流器的油水分離時間，從而解決了常規水力旋流器存在小粒徑油滴分離效果差的難題，提高了油水分離效率。

圖1 旋流聚結器工作原理圖

設計的旋流聚結器的主要結構如圖2所示，初始結構參數見表1。油滴進入旋流聚結器后，油滴聚結主要發生在螺旋流道及聚結內芯位置處，因此在對旋流聚結器進行結構優化時，主要對旋流聚結性能影響較大的螺旋流道長度 L₂ 、聚結腔長度 L₃ 及聚結內芯直徑 D₂ 展開。

圖2 旋流聚結器結構圖

表1旋流聚結器初始結構參數

2 網格劃分

由于數值模擬計算過程耗時及結果的準確度主要取決于網格劃分質量，而六面體結構化網格具有計算速度快、耗時短、效率及精度高等優點[21]，因此借助ICEMCFD軟件進行網格劃分，整體計算域均采用六面體結構化網格。圓柱段均采用O型剖分的網格劃分方法，并對螺旋流道處進行網格加密處理，以確保模型的計算精度。考慮到網格數量越多，消耗的計算機資源也就越大[22]，因此，對旋流聚結器開展網格無關性檢驗，對不同劃分網格數（129664、233310、373296、487200、566128）的旋流聚結器進行迭代計算，其余設置條件相同，將旋流聚結器出口處的壓力損失 （Δp_u） 作為檢驗指標，經過迭代計算后，出口處的壓力損失隨網格數量的增加而減少。當網格數量增加到487200后，出口處的壓力損失減少趨勢變得緩慢，即模擬結果受網格數量的影響開始變小。因此最終選用網格數量為487200開展數值模擬研究。圖3為旋流聚結器網格劃分圖。

圖3旋流聚結器網格劃分

3數學模型

3.1 多相流模型

筆者采用的數學模型主要有多相流模型、湍流模型及群體平衡模型。在ANSYSFLUENT中，多相流模型共3種，分為流體體積模型（VolumeofFluid，VOF）、混合模型及歐拉模型，而多相流模型的混合模型適用于流動中的多相混合和分離，符合旋流聚結器內實際工況，因此應用混合模型進行數值模擬[23.24]，其連續性方程和動量方程可表示為[25.26]：

式中 F 體積力，N;g_m 混合相重力加速度矢量；p E 壓力， Pa t 時間，s；（20 v_m 質量平均速度， m/s v_dr，k 第k相的漂移速度， m/s x （2 相數；α_k 第k相的體積分數；μ_m 混合黏性系數， Pa?s ：ρ_m^. （24號 密度， kg/m³ ：ρ_k 第k相的密度， kg/m³ · # -哈密頓算子。

3.2 群體平衡模型

群體平衡模型（PBM）由于能夠較好描述多相流體系中分散相粒徑分布而被廣泛使用，它考慮顆粒間由于聚并、破碎作用引起的粒徑變化，為了描述粒子間的平衡，通常在動量和能量守恒的基礎上添加一個平衡方程。群體平衡方程是粒子群的輸運方程，它考慮了導致顆粒大小分布變化的出生和死亡的影響。群體平衡方程的表達式如下[27]：

S（V，t）=B_c（V，t）-D_c（V，t）+B_b（V，t）-D_b（V，t） 式中 B_b 液滴因破碎而產生的出生率；B_c 液滴因聚結而產生的出生率;

D_b 液滴因破碎而產生的死亡率；D_c 液滴因聚結而產生的死亡率；G_V 體積變化率；

n（V，t） 體積為V的粒子數量密度函數；

S（V，t） 顆粒聚并破碎的源項；u 粒子的輸運速度；V- 粒子的體積。

出生率和死亡率可表示如下：

D_b=g（V）n（V，t）

其中 ，a（V-V^′，V^′） 表示體積為 V-V^′ 和體積V'的粒子聚并頻率； a（V，V^′） 表示體積為V和 V^′ 的粒子聚并頻率 ;β（V|V^′ 表示體積為 V^′ 的粒子破碎成體積為V及其他子粒子尺寸的概率密度函數； g（V^′） 表示大小為 V^′ 的粒子的破碎率； n（V^′，t） 表示體積為 V^′ 的粒子數量密度函數，在碰撞問題中， dV^′ 為對所有可能的碰撞伙伴體積 V^′ 的連續求和。

4邊界條件

基于Mixture混合模型耦合群體平衡模型（PopulationBalanceModel，PBM），為研究聚結旋流器旋流場中油滴的聚結破碎特性調用Luo模型作為聚并與破碎模型。湍流模型選擇雷諾應力模型（ReynoldsStressModel，RSM），選用雙精度壓力基準算法隱式求解器穩態求解，選用一階迎風離散格式和SIMPLE算法進行速度壓力耦合，收斂精度為 10^-6 。根據油田現場采出液性質確定介質物性參數的設置。模擬介質為油水兩相，連續相水和離散相油的密度分別為 998.2kg/m³ 和889.0kg/m³ ，水和油的動力黏度分別設置為 和 1.006Pa?s ，油水界面的張力為0.04N/m 設置入口油滴粒徑為10 、20、45、98μm 分別占比 25% 且入口油滴粒徑分為8組，入口油相體積分數為 2% ，處理量為 4m³/h 。旋流聚結器入口采用速度入口（Velocityinlet），出口定義為自由出口（Outlet），壁面設置為不可滲漏，無滑移邊界條件。

5基于PB試驗的靈敏度分析

Plackett-Burman試驗設計簡稱PB設計，是一種從多個因素中選取對試驗指標有顯著影響因素的方法，通過對不同因素選取上下兩個水平來進行分析，對比不同因素間兩水平的差異與考核指標的差異來確定出不同因素對指標的顯著性，因此可用來判斷因素顯著性影響的高低水平。在實際中經常遇到要求篩選出重要因素的情況，因此Plackett-Burman試驗設計廣泛應用于實際工作中，起到了很好的作用。為研究影響旋流聚結器聚結性能的主要因素，采用Plackett-Burman試驗設計進行分析。由于文中涉及到的旋流聚結器對油滴聚結起主要作用的部分為螺旋流道、聚結腔以及聚結內芯，因此針對旋流聚結器結構參數的靈敏度分析由上述部分展開。

以旋流聚結器出口處的平均油滴粒徑大小為響應值，對螺旋流道根數、螺旋流道長度、聚結腔長度以及聚結內芯直徑4個影響因素進行分析。得出所選因素間的顯著性排序。每個因素選擇高水平與低水平各一個，分別稱為上水平 （+1） 和下水平（-1）。試驗因素及水平取值見表2。

表2Plackett-Burman試驗的因素與水平設計

PB試驗的試驗次數 n 是4的倍數， n=12，20 、24，…，對于 ?_n 次試驗至多可研究 （n-1） 個因子，然而實際因子應該少于 （n-1） 個，至少需要有1個虛構變量用以估計誤差大小。根據文中待優化參數的數量選用 n=12 的Plackett-Burman試驗設計。具體試驗方案見表3。試驗時對12組試驗對應的結構參數分別創建流體域模型以及采用相同的網格尺寸進行網格劃分。

表3Plackett-Burman試驗方案及結果

對結果進行分析，將各因素對出口平均粒徑的顯著性分析結果列于表4。

表4試驗結果的顯著性檢驗

其中，相關性占比表示各因子對考察指標的影響比重， |t| 值表示顯著性水平的高低，即值越大表示該因子對考察指標的顯著性越高。 Pgt;0.05 表示該因子與指標間的不能否定無效假設，兩者無顯著意義； P?0.05 表示該因子與指標間有顯著意義，而 Plt;0.01 表示兩者有極顯著意義。由表4可知，這4個因子對出口粒徑值的顯著性排序為Agt;Bgt;Cgt;D ，即螺旋流道長度 L₂gt; 螺旋流道根數Ngt;聚結內芯直徑 D₂gt; 聚結腔長度 L₃ ，螺旋流道長度 L₂ 以及螺旋流道根數N對旋流聚結器出口油滴粒徑值有顯著影響并且螺旋流道長度對旋流聚結器出口油滴粒徑值有極顯著影響。

6 正交試驗設計

為探索旋流聚結器最佳聚結性能，筆者采用正交試驗優化法對旋流聚結器進行結構參數優化。基于Plackett-Burman試驗得出的試驗結果，正交優化的結構參數具體包括螺旋流道長度 L₂ 螺旋流道根數 N 、聚結內芯直徑 D₂ 以及聚結腔長度L_3o 同樣以出口處油滴平均粒徑值為檢驗指標，探索最優結構參數搭配方案。初步確定各因素水平數為5。其中螺旋流道長度取值范圍為 50～ 90mm 螺旋流道根數取值范圍為2～6、聚結內芯直徑取值范圍為 7～11mm 、聚結腔長度取值范圍為 115～195mm 。得到4因素5水平的正交試驗方案。因此，本次正交試驗選擇 L₂₅（6⁵） 正交試驗表，根據隨機分配確定各因素水平數的排列順序。旋流聚結器結構參數因素水平見表5。

表5旋流聚結器結構參數因素水平表

6.1 正交試驗結果分析

正交試驗表所得25組不同匹配方案（表6），數值模擬時對每組試驗方案采用相同的設置條件進行模擬計算，為降低模擬分析過程中產生的誤差，對每組模擬數據進行多次隨機重復模擬，得出25組不同匹配方案各自對應的出口處油滴粒徑平均值。采用直觀分析法進行準確性評價。

本次試驗將出口處平均油滴粒徑值作為旋流聚結器聚結性能的評判標準，即出口處平均油滴粒徑越大則表明旋流聚結器的聚結性能越佳。在正交優化時以 K 值的大小來篩選最優方案，每一列因素均選擇 K 值較大者。由表6可知，A因素列K₅gt;K₄gt;K₃gt;K₂gt;K₁ ，B因素列 K₃gt;K₅gt;K₄gt;K₂gt;K₁ ，C因素列 |K₃gt;K₄gt;K₅gt;K₂gt;K₁ ，D因素列 K₅gt;K₃gt;K₄gt;K₂gt;K₁ 并且A因素列極差最大，即表明螺旋流道長度 L₂ 對試驗指標影響最大。篩選出最優結構參數匹配方案為 A₅B₃C₃D₅ ，即螺旋流道長度 L₂=90mm ，螺旋流道根數 N=4 ，聚結內芯直徑 D₂=9mm ，聚結腔長度 L₃=195mm 。

表6正交試驗設計表

6.2 優化結果

根據正交試驗的直觀分析結果，篩選出旋流聚結器結構參數的最優方案為 A₅B₃C₃D₅ ，由于該方案并未出現在25組試驗中，因此將其定義為26#試驗，按照 A₅B₃C₃D₅ 參數完成流體域建模，采用與其他試驗相同的數值模擬方法進行模擬，該方案得到的出口油滴平均粒徑為 621.2μm ，出口處平均壓力損失為 69.97kPa_? 。將其結果與25組試驗的結果對比，以出口處油滴平均粒徑為指標，出口處油滴平均粒徑大于26#試驗的為7#、11#、16#、22#、23#試驗。6組試驗各自對應的旋流聚結器縱剖面及出口處油滴平均粒徑分布云圖如圖4所示。由圖4可以看出，旋流聚結器出口處的油滴粒徑明顯大于入口處油滴粒徑，呈現出較好的聚結性能，并且由縱剖面油滴粒徑分布云圖可看出，旋流聚結器內油滴粒徑分布呈現出較好的對稱性。6組試驗出口處的油滴粒徑分布規律大致相同，均呈現出由邊壁到軸心油滴粒徑先增大后減小的趨勢，并且油滴粒徑最大值分布在靠近聚結內芯處的環形區域內。將6組試驗出口處平均油滴粒徑 D_m 值按照由大到小的順序進行排列，結果為 16#gt;23#gt;11#gt;7#gt;22#gt; 26#，由出口處油滴粒徑的分布云圖可以看出，23#試驗出口處最大油滴粒徑值相較于其他試驗組數占比更多，且油滴粒徑分布更緊湊，更靠近聚結內芯表面，從而減少了油滴進入后端水力旋流器后從邊壁運移到油核的時間，呈現出更好的聚結性能，能夠有效提高水力旋流器的分離效率。

圖4不同匹配方案下旋流聚結器縱剖面及出口油滴平均粒徑云圖

由于旋流聚結器后端串聯水力旋流器，而水力旋流器依靠消耗流體動能換取油水分離所需能量，因而為保證水力旋流器高效的油水分離效率，流體進入后端水力旋流器后需有足夠的入口壓力，因此旋流聚結器出口處壓力損失應選擇較小值。為了進一步篩選出最優結構參數方案，將6組試驗出口處的壓力損失進行比較。圖5是6組試驗方案下出口油滴平均粒徑與出口平均壓力損失曲線圖。由圖5可知，出口處平均壓力損失最大為11#試驗，平均壓力損失高達 298.48kPa ，其次為16#試驗，平均壓力損失為 256.39kPa ，出口處平均壓力損失最小為26#試驗，平均壓力損失為69.97kPa ，且23#試驗出口處平均壓力損失與26#試驗出口處平均壓力損失相近，平均壓力損失為70.64kPa 。因此為保證出口處油滴粒徑值較大且出口處壓力損失較小而選擇第23#試驗作為本次正交優化試驗的最優方案即 A₅B₃C₂D₅

圖5不同匹配方案下出口油滴平均粒徑與出口平均壓力損失曲線圖

為進一步驗證設計的旋流聚結器針對不同的入口油滴粒徑分布是否具有較好的適用性，以正交試驗優化出的最優旋流聚結器為研究對象，探討旋流聚結器對不同入口油滴粒徑的聚結效果。筆者將入口油滴分布范圍劃分為 0～40μm，0～ 90μm.0～200μm.0～450μm ，將入口油滴粒徑分為10組，根據不同的油滴粒徑分布范圍設定不同的入口油滴占比，其余數值模擬設置條件均一致。數值模擬結果如圖6所示。

圖6不同入口油滴粒徑分布下旋流聚結器出口平均油滴粒徑

由圖6可以看出，針對不同的入口油滴粒徑，經過旋流聚結器的聚結作用后，出口處平均油滴粒徑較入口處均有顯著增大，出口處平均油滴粒徑值均分布在 900～1100μm 范圍內，并且當入口油滴粒徑分布在 0～90μm 時，出口處的平均油滴粒徑值達到最大 1 015.5μm. 。因此，可以看出筆者設計的旋流聚結器對于不同油滴粒徑分布具有較好的適用性，呈現出良好的聚結性能。

7結論

7.1采用Plackett-Burman設計對旋流聚結器的螺旋流道長度、螺旋流道根數、聚結腔長度以及聚結內芯直徑4個結構參數進行靈敏度分析，分析得出對聚結器出口平均粒徑影響的顯著性順序為螺旋流道長度 gt; 螺旋流道根數 gt; 聚結內芯直徑gt;聚結腔長度。

7.2采用正交試驗方法對旋流聚結器的螺旋流道長度、螺旋流道根數、聚結腔長度以及聚結內芯直徑4個結構參數進行優化篩選，以出口處平均油滴粒徑以及出口壓力損失為指標篩選出第23#試驗方案為正交試驗優化的最優方案，即螺旋流道長度為 90mm 、螺旋流道根數為4根，聚結內芯直徑為 8mm 、聚結腔長度為 195mm 。

7.3數值模擬結果顯示筆者設計的旋流聚結器結構可以將油水混合介質以分層流的形式流入后端水力旋流器內，并且正交優化后的最優聚結器結構可以將入口平均粒徑為 20μm 的油滴，有效聚結到出口平均粒徑為 651.90μm ，出口平均壓力損失 70.64kPa ，并且針對不同的入口油滴粒徑分布，旋流聚結器均能呈現出良好的聚結效果，具有較好的普遍適用性。

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（收稿日期：2024-09-19，修回日期：2025-07-14）

Structural Parameter Optimization of Cyclone Coalescer Based on Orthogonal Test Method

WANG Si-qi ^1，2 ， JIANG Ming-hu1，2，ZHAO Li ?xin^1，2 ，XING Lei ^1，2 ， XU Zi-heng

（1.HeilongjiangKeyLaboratoryof PetroleumandPetrochemical Muliphase TreatmentandPollutionPrevention; 2.School ofMechanical Science and Engineering，NortheastPetroleum University）

AbstractWith a view to improving the processng precision of oily wastewater，having the vortex coalescence separation principle based to design a diameter hydrocyclone coalesce was implemented，including making use of the Placket-Burman design analyze hydrocyclone coalescer structure parameter sensitivity.Through using orthogonal experiment method，the vortex coalescer's main structural parameters were optimized to complete optimization design and get optimal structure parameters matching the scheme. The significant influence of structural parameters on the performance of swirl coalizerfrom high to low is the length ofspiral flow channel L₂gt; the number of spiral flow channel roots Ngt; the diameter of coalesce inner core D₂gt; the length of cavity L₃". The optimal matching scheme of structural parameters is L₂"=90mm， N=4 ， D₂= 8 mm， L₃"=195 mm.When the average diameter of inlet oil droplets in the mixture is 20μm under the optimal structural parameters，the average particle size of the oil droplets at the outlet after being coalesced by the swirl coalescer can be increased to 651.90 μm and the pressure loss decreased from 128.08 kPa to 70.64kPa ，

Key Wordshydroyclone coalescer，structural parameters，PB test，orthogonal test，oil droplet size