邢 雷 張 勇 蔣明虎 高 揚(yáng)

1.東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，大慶，163318

2.黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，大慶，163318 3.中國(guó)石油勘探開發(fā)研究院，北京，100083

0 引言

水力旋流器因其設(shè)備小型、分離高效等突出優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于石油、化工、環(huán)保等多個(gè)領(lǐng)域［1］。水力旋流器的分離性能受結(jié)構(gòu)形式、結(jié)構(gòu)參數(shù)以及分流比、處理量等操作參數(shù)影響較大［2?5］。在應(yīng)用過(guò)程中，為了滿足不同的處理量及處理精度要求，逐漸衍生出旋流器的并聯(lián)及串聯(lián)使用［6］。旋流器的并聯(lián)使用，可以在保障旋流單體處理精度的同時(shí)，提高處理量［7］。旋流器的串聯(lián)使用，可以在保障旋流器處理量的同時(shí)，提高分離精度。隨著環(huán)保要求的提高，可實(shí)現(xiàn)高精度分離的串聯(lián)旋流器逐漸成為油田、化工、市政等領(lǐng)域所必需的多相介質(zhì)分離設(shè)備。旋流器串聯(lián)的方式主要有溢流串聯(lián)和底流串聯(lián)。以油水分離旋流器為例，溢流串聯(lián)可以控制油中的含水率，保障出油口的油相處于較高濃度；底流串聯(lián)可降低底流口水中含油量，從而降低含油污水的處理成本。關(guān)于旋流器的串聯(lián)，部分學(xué)者已經(jīng)開展了相關(guān)研究。從連接形式上主要分為兩種：一種是兩根旋流單體，通過(guò)管匯完成一級(jí)旋流器底流口與二級(jí)旋流器入口的連接，從而實(shí)現(xiàn)兩級(jí)或多級(jí)串聯(lián)；另一種是通過(guò)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)將兩根旋流單體裝配成獨(dú)立的一體化串聯(lián)分離設(shè)備，可簡(jiǎn)化連接工藝。李楓等［8］通過(guò)試驗(yàn)設(shè)計(jì)將脫水型與脫油型旋流單體通過(guò)管匯串聯(lián)在一起，用于處理含油體積分?jǐn)?shù)為40%的采出液，可使處理后的低含水的油達(dá)到電脫水處理工藝指標(biāo)，底流低含油的水相滿足進(jìn)入污水處理站的指標(biāo)。陳德海等［9］將雙錐型旋流器與內(nèi)錐型旋流器串聯(lián)在一起，用于處理含油污水，最高污水除油效率可達(dá)94%。蔣明虎等［10］提出將兩級(jí)串聯(lián)旋流器應(yīng)用到采油井筒內(nèi)，在井下實(shí)現(xiàn)高精度的油水分離，并給出了具體的空間布置、上下接頭以及液流流道的設(shè)計(jì)方案。趙傳偉等［11?13］將兩根切入式旋流器單體串聯(lián)，用于實(shí)現(xiàn)井下油水分離，并針對(duì)分離系統(tǒng)的工藝設(shè)計(jì)、串聯(lián)旋流器內(nèi)的流場(chǎng)特性、一級(jí)二級(jí)分流比與總分流比的關(guān)系、操作參數(shù)對(duì)分離性能的影響等進(jìn)行了系統(tǒng)研究，同時(shí)開展了相關(guān)地面實(shí)驗(yàn)，對(duì)所得結(jié)論進(jìn)行驗(yàn)證。王羕［14］針對(duì)常規(guī)的切入式旋流器因入口處徑向尺寸較大，無(wú)法下入小井口內(nèi)實(shí)現(xiàn)井下油水分離的問(wèn)題，提出了一種軸向進(jìn)液的井下兩級(jí)串聯(lián)旋流結(jié)構(gòu)，即通過(guò)將傳統(tǒng)切向入口的二維布局轉(zhuǎn)化成一維，從而減小徑向尺寸，并對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)、過(guò)渡形式進(jìn)行系統(tǒng)的優(yōu)選設(shè)計(jì)，該結(jié)構(gòu)的提出使在小井口內(nèi)實(shí)現(xiàn)井下油水分離成為可能。M ICHAEL等［15］設(shè)計(jì)了一種單螺旋葉片式旋流器，用以實(shí)現(xiàn)液液分離。DIRKZWAGER［16］基于氣液分離用軸向進(jìn)液的旋流分離樣機(jī)，提出了一種用于液液分離的軸流式旋流器，并對(duì)其開展試驗(yàn)研究，得出內(nèi)部速度場(chǎng)分布及分離效率情況。NIEUWSTADT等［17］依照壓力梯度最小化原則提出了一種軸向進(jìn)液旋流器，并通過(guò)流函數(shù)法對(duì)其壓力場(chǎng)進(jìn)行了計(jì)算。HSIAO等［18］對(duì)比分析了切向入口結(jié)構(gòu)及軸向入口結(jié)構(gòu)旋流器分離性能受其他結(jié)構(gòu)參數(shù)變化的影響。但目前關(guān)于軸向進(jìn)液式旋流器的分流特性及分離特性的研究相對(duì)較少，軸向進(jìn)液形式的兩級(jí)串聯(lián)器的流場(chǎng)分析，以及通過(guò)相應(yīng)的地面實(shí)驗(yàn)等對(duì)串聯(lián)旋流器可行性進(jìn)行驗(yàn)證的相關(guān)研究更是鮮有報(bào)道。本文以軸入式兩級(jí)串聯(lián)旋流結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，對(duì)其內(nèi)部流場(chǎng)特性以及分離性能開展數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究,揭示串聯(lián)旋流器內(nèi)部分離機(jī)理并對(duì)其可行性進(jìn)行驗(yàn)證。

1 物理模型及分離原理

軸入式兩級(jí)串聯(lián)旋流器流體域模型見圖1，由軸向進(jìn)液的內(nèi)錐式旋流器通過(guò)環(huán)式通道與切向進(jìn)液的雙錐式旋流器串聯(lián)而成，其工作原理見圖2。油水混合液首先進(jìn)入一級(jí)旋流器內(nèi)，經(jīng)螺旋流道切向加速后進(jìn)入旋流腔內(nèi)，在離心力的作用下實(shí)現(xiàn)一級(jí)油水分離。分離后的富油相由一級(jí)溢流口排出，富水相經(jīng)環(huán)式通道進(jìn)入二級(jí)旋流器內(nèi)進(jìn)行二次分離。經(jīng)二級(jí)旋流器凈化后的水相由二級(jí)底流口排出，油相由二級(jí)溢流口排出，完成油水高精度二次分離。與常規(guī)的單級(jí)旋流器相比，軸入式兩級(jí)串聯(lián)旋流器是將兩種旋流單體通過(guò)過(guò)渡結(jié)構(gòu)串接，使一級(jí)旋流器的底流口排出液進(jìn)入二級(jí)旋流器內(nèi)進(jìn)行二次分離，具有徑向尺寸小的特點(diǎn)，且可解決旋流器單體分離后的底流口含油濃度高的問(wèn)題，很大程度上提高了油水分離精度。

一級(jí)旋流器為軸向進(jìn)液的螺旋入口形式［19］，主要結(jié)構(gòu)及參數(shù)見圖3。二級(jí)旋流器為切向進(jìn)液等截面入口，主要結(jié)構(gòu)及參數(shù)見圖4。軸入式兩級(jí)串聯(lián)旋流器的主要參數(shù)及尺寸見表1。

圖2 工作原理Fig.2 Schem atic diagram

圖3 一級(jí)旋流器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.3 M ain structu re param eters of first hydrocyclone

圖4 二級(jí)旋流器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.4 M ain structure param etersof second hydrocyclone

表1 旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structure param etersof hyd rocyclone

2 網(wǎng)格劃分及無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)

利用Gam bit軟件建立旋流器流體域模型，并采用六面體網(wǎng)格對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，通過(guò)調(diào)整邊線及軸心線的節(jié)點(diǎn)數(shù)量控制流體域模型網(wǎng)格總數(shù)。對(duì)流體域進(jìn)行不同水平的網(wǎng)格數(shù)劃分，各水平網(wǎng)格數(shù)量見表2。

表2 不同水平網(wǎng)格數(shù)量Tab.2 G rid num ber of d ifferen t levels

對(duì)不同網(wǎng)格水平的模型施以相同的邊界條件并進(jìn)行迭代計(jì)算，待收斂后進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)。壓力損失是反映旋流器分離性能的重要指標(biāo)，為此以底流口壓降為考核指標(biāo)，分析網(wǎng)格數(shù)對(duì)底流壓降的影響，得出底流口壓降隨網(wǎng)格數(shù)變化的對(duì)比曲線，見圖5?？梢钥闯觯?dāng)網(wǎng)格水平處于Level?1、Level?2時(shí)，底流口壓降較??；當(dāng)網(wǎng)格水平達(dá)到Lev?el?3時(shí)繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)，底流口壓降受網(wǎng)格變化影響較小。為節(jié)約計(jì)算成本，最終選用Level?3網(wǎng)格進(jìn)行數(shù)值模擬，網(wǎng)格劃分情況見圖6。

圖5 不同網(wǎng)格水平底流口壓降分布Fig.5 Distribu tion of under flow pressure drop w ith d ifferent grids

圖6 兩級(jí)串聯(lián)旋流器網(wǎng)格劃分Fig.6 M eshing of dual-stage tandem hyd rocyclone

3 模擬參數(shù)設(shè)置

模擬介質(zhì)為油水兩相，為排除介質(zhì)物性參數(shù)對(duì)旋流器流場(chǎng)特性及分離性能的影響，研究過(guò)程中設(shè)置油水兩相介質(zhì)的密度及黏度均為定值，具體數(shù)值參照油田現(xiàn)場(chǎng)某油井采出樣液參數(shù)設(shè)置。其中，連續(xù)相為水，密度為998.2 kg/m3，黏度為0.89m Pa·s，離散相介質(zhì)為油，密度為889 kg/m3，黏度為1.06 m Pa·s，體積分?jǐn)?shù)為2%。入口邊界條件為速度入口（velocity），通過(guò)調(diào)整入口處的速度vi，控制入口進(jìn)液量。計(jì)算處理量分別為2.4m3/h、3.36m3/h、4.80m3/h、5.76m3/h、7.20m3/h（圍繞現(xiàn)場(chǎng)應(yīng)用時(shí)3～5m3/h的處理需求選定）時(shí)所對(duì)應(yīng)的入口速度，有式中，Q為入口流量，m3/h；A為入口過(guò)流面積。

為了分析兩級(jí)串聯(lián)旋流器內(nèi)一級(jí)分流比及二級(jí)分流比對(duì)流場(chǎng)及分離性能的影響，在對(duì)旋流器進(jìn)行流體域建模時(shí)，采用入口、底流口、一級(jí)溢流口及二級(jí)溢流口分別命名的方式，并將一級(jí)溢流口、二級(jí)溢流口及底流口均設(shè)置為自由出口（out?flow），進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)一級(jí)溢流分流比及二級(jí)溢流分流比的控制。數(shù)值模擬過(guò)程中，一級(jí)分流比分別設(shè)置為15%、20%、25%、30%，二級(jí)分流比分別設(shè)置為5%、10%、15%、20%，其中，一級(jí)分流比及二級(jí)分流比均是針對(duì)入口的總進(jìn)液量進(jìn)行分流的。計(jì)算選用壓力基準(zhǔn)算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計(jì)算模型為雷諾應(yīng)力模型（Reynolds stress model，RSM），油水兩相間模擬計(jì)算采用多相流混合模型（m ixture）。SIMPLEC算法用于進(jìn)行速度壓力耦合，墻壁為無(wú)滑移邊界條件，動(dòng)量、湍動(dòng)能和湍流耗散率為二階迎風(fēng)離散格式，收斂精度設(shè)為10-7，壁面為不可滲漏無(wú)滑移邊界條件。

4 結(jié)果分析

4.1 處理量對(duì)流場(chǎng)特性及分離性能的影響

4.1.1 不同處理量下壓降對(duì)比

模擬得到不同處理量時(shí)旋流器軸向中心截面壓降對(duì)比云圖，見圖7?？梢钥闯?，由旋流器入口到底流口壓力損失逐漸增大，并于底流口處達(dá)到最大值。這說(shuō)明油水混合液在旋流器內(nèi)的分離過(guò)程中一直存在能量損耗，且底流口處的壓力損失要大于溢流口處的壓力損失。當(dāng)處理量較小時(shí)，一級(jí)旋流器內(nèi)液流經(jīng)螺旋流道后壓力損失相對(duì)較小，環(huán)式通道內(nèi)及二級(jí)旋流器內(nèi)的壓降也相對(duì)較小。隨著處理量的逐漸增大，旋流器內(nèi)各區(qū)域壓降均呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，說(shuō)明旋流器壓降隨著處理量的變化不斷發(fā)生改變。模擬得到旋流器的最大壓降值隨處理量變化曲線，見圖8。可以看出，隨著處理量的逐漸增大，串聯(lián)旋流器最大壓降呈指數(shù)型增長(zhǎng)。

圖7 壓降隨處理量變化分布云圖Fig.7 Contour of pressure drop w ith different in let flow rate

圖8 底流口壓降隨處理量變化曲線Fig.8 Curve of underflow p ressure d rop w ith different in let flow rate

4.1.2 不同處理量下分離性能對(duì)比

模擬得到不同處理量時(shí)旋流器軸向中心截面油相體積分?jǐn)?shù)分布云圖，見圖9?？梢钥闯?，一級(jí)旋流器軸心位置油相濃度較高，且油相體積分?jǐn)?shù)最大值隨著處理量的增大逐漸增大，二級(jí)旋流器溢流口處的油相聚集程度也隨入口流量的增大而逐漸增強(qiáng)。

為了對(duì)比分析處理量對(duì)旋流器分離效率的影響，分別計(jì)算不同處理量時(shí)旋流器的總效率、一級(jí)效率及二級(jí)效率。串聯(lián)旋流器總效率［1］

一級(jí)旋流器效率、二級(jí)效率效率分別為

式中，Mu1為一級(jí)旋流器溢流口油相質(zhì)量，mg；Mu2為二級(jí)旋流器溢流口油相質(zhì)量，mg；Mi為旋流器入口油相質(zhì)量，mg。

圖9 不同處理量時(shí)油相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.9 Contou r of oil-phase d istribution w ith d ifferent in let flow rate

按照以上公式計(jì)算得到旋流器分離效率隨處理量變化的曲線，見圖10。一級(jí)旋流器的分離效率明顯高于二級(jí)旋流器的分離效率，兩級(jí)旋流器的分離效率均隨處理量的增大呈現(xiàn)出相同的增大趨勢(shì)。當(dāng)處理量在小于4.8m3/h范圍內(nèi)增大時(shí)，旋流器的總效率隨著處理量的增大逐漸增大，且增幅較大；當(dāng)處理量在大于4.8 m3/h范圍內(nèi)繼續(xù)增大時(shí)，總分離效率增幅較小。

圖10 分離效率隨處理量變化曲線Fig.10 Cu rve of separation efficiency w ith d ifferent in let flow rate

4.2 分流比對(duì)流場(chǎng)特性及分離性能的影響

模擬分流比對(duì)旋流分離性能影響時(shí)，將一級(jí)分流比與二級(jí)分流比分開討論，模擬設(shè)定二級(jí)分流比為15%，調(diào)整一級(jí)分流比在15%～30%范圍內(nèi)變化，分析一級(jí)分流比對(duì)旋流器分離性能的影響，確定出最佳一級(jí)分流比。然后將一級(jí)分流比固定到最佳值，調(diào)整二級(jí)分流比在5%～20%范圍內(nèi)變化，分析旋流器工作特性，確定出最佳二級(jí)分流比。由于二級(jí)旋流器入口處液流經(jīng)一級(jí)分流后明顯降低，故二級(jí)分流比較一級(jí)分流比略小。

4.2.1 一級(jí)分流比

圖11 不同一級(jí)分流比時(shí)切向速度分布云圖Fig.11 Con tou r of tangen tial velocity w ith d ifferent first sp lit ratios

一級(jí)旋流器分流比f(wàn)1變化時(shí)，旋流器內(nèi)切向速度分布云圖見圖11。可以看出，環(huán)式通道上的S2截面切向速度較旋流器內(nèi)部的切向速度略小，這是因?yàn)橐患?jí)旋流器的出口截面較環(huán)式通道截面小，同時(shí)出口方向垂直于環(huán)式通道壁面，一方面會(huì)產(chǎn)生一定的壓力損失，另一方面也使切向旋動(dòng)能減小，進(jìn)而使切向速度有所減小。液流進(jìn)入二級(jí)旋流器時(shí)，切向入口加速了混合液的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，致使切向速度再次增大。由于液流經(jīng)環(huán)式通道時(shí)產(chǎn)生一定的壓力損失，致使二級(jí)旋流器內(nèi)切向速度較一級(jí)旋流器內(nèi)切向速度略小。隨著一級(jí)分流比的逐漸增大，二級(jí)旋流器內(nèi)的切向速度逐漸減小。

不同分流比時(shí)S1、S2、S3截面位置的切向速度分布曲線對(duì)比見圖12～圖14?？梢钥闯?，S1截面切向速度受分流比影響較小，說(shuō)明兩級(jí)串聯(lián)旋流器內(nèi)一級(jí)旋流器的切向速度基本不隨溢流分流比的變化而發(fā)生改變。S2、S3截面切向速度隨著一級(jí)分流比的增大逐漸減小，這是因?yàn)槿肟谶M(jìn)液量一定時(shí)，增大一級(jí)溢流分流比會(huì)減小一級(jí)旋流器底流出液量，從而使環(huán)式通道內(nèi)的壓力減小，切向旋動(dòng)能減小致使切向速度減小。同時(shí)二級(jí)旋流器入口流量減小，入口處壓力減小，也會(huì)導(dǎo)致二級(jí)旋流器內(nèi)切向速度減小。就二級(jí)旋流器而言，僅通過(guò)切向速度場(chǎng)的分布不能充分反映一級(jí)分流比對(duì)其分離效率的影響，因?yàn)樵谧円患?jí)分流比的過(guò)程中，二級(jí)入口處的含油濃度也發(fā)生變化，入口含油濃度與入口流量會(huì)對(duì)二級(jí)旋流器分離效率產(chǎn)生交互影響。

圖12 不同分流比時(shí)S1截面切向速度對(duì)比Fig.12 Curve of tangential velocity w ith different sp lit ratios of section S1

圖13 不同分流比時(shí)S2截面切向速度對(duì)比Fig.13 Cu rve of tangen tial velocity w ith differen t sp lit ratios of section S2

圖14 不同分流比時(shí)S3截面切向速度對(duì)比Fig.14 Cu rve of tangential velocity w ith d ifferen t sp lit ratiosof section S3

模擬得出一級(jí)分流比對(duì)旋流器效率的影響，見圖15?？梢钥闯?，一級(jí)旋流器的分離效率受其自身分流比變化的影響較大，隨著分流比的逐漸增大，呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢(shì)，并在分流比為20%時(shí)達(dá)到效率最大值。而二級(jí)旋流器分離效率受一級(jí)分流比的影響相對(duì)較小，分流比為25%時(shí)，二級(jí)旋流器效率達(dá)到最大值，但此時(shí)一級(jí)旋流器效率有所降低，致使總分離效率降低。兩級(jí)串聯(lián)的總效率一直保持在97%以上，并于分流比為0.2時(shí)達(dá)到效率最大值，說(shuō)明該兩級(jí)串聯(lián)旋流器的最佳一級(jí)分流比為20%。

圖15 分離效率隨一級(jí)分流比變化曲線Fig.15 Curve of separation efficiency w ith differen t first sp lit ratios

4.2.2 二級(jí)分流比

圖16 一級(jí)溢流口油相分布Fig.16 First overflow oil-phase distribution

圖17 二級(jí)溢流口油相分布Fig.17 Second over flow oil-phase d istribu tion

固定一級(jí)分流比f(wàn)1為20%，調(diào)整二級(jí)旋流器分流比f(wàn)2分別為5%、10%、15%、20%，模擬分析二級(jí)分流比對(duì)旋流器分離性能的影響規(guī)律。一級(jí)旋流器溢流口油相體積分?jǐn)?shù)分布對(duì)比曲線見圖16，二級(jí)分流比不同時(shí)，油相體積分?jǐn)?shù)基本不發(fā)生變化，說(shuō)明二級(jí)分流比并不會(huì)對(duì)一級(jí)旋流器溢流口含油濃度產(chǎn)生影響。二級(jí)溢流出口處不同分流比時(shí)油相分布對(duì)比曲線見圖17，可以看出，隨著二級(jí)分流比的增大，二級(jí)旋流器溢流口油相分布逐漸升高。模擬得到旋流器的分離效率受二級(jí)分流比影響的變化曲線，見圖18?？梢钥闯觯?jí)旋流器分離效率受其自身分流比的影響較大，并且隨分流比的逐漸增大呈現(xiàn)出逐漸升高的趨勢(shì)。雖然在分流比為20%時(shí)達(dá)到效率的最大值，但此時(shí)一級(jí)旋流器的分離效率有所降低。而旋流器總效率隨著二級(jí)分流比的逐漸增大，先升高后降低。當(dāng)分流比為15%時(shí)，達(dá)到總效率的最大值99.6%。綜合考慮串聯(lián)旋流器的分離性能，最終確定二級(jí)旋流器最佳分流比為15%。

圖18 分離效率隨二級(jí)分流比變化曲線Fig.18 Cu rve of separation efficiency w ith d ifferent second sp lit ratios

5 實(shí)驗(yàn)

5.1 實(shí)驗(yàn)流程及工藝

加工軸入式兩級(jí)串聯(lián)旋流器實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，在某采油站選取油井（采出液平均含水率為2%）制定實(shí)驗(yàn)工藝，見圖19，主要由井口采油樹、工藝管匯及串聯(lián)旋流樣機(jī)組成。其中，工藝管匯由閥門、電磁流量計(jì)、壓力表、接樣閥及管線構(gòu)成，用來(lái)連接旋流樣機(jī)及采油井口法蘭，并完成入口、溢流及底流流量與壓力的計(jì)量及調(diào)節(jié)。旋流器入口連接井口油管，溢流口及底流口分別連接套管兩端的法蘭，油水分離后均循環(huán)至油管與套管間的環(huán)空區(qū)域，完成采出液的計(jì)量、分離及回注。

圖19 現(xiàn)場(chǎng)實(shí)驗(yàn)工藝Fig.19 Field experim en tal p rocess

通過(guò)調(diào)節(jié)管匯中的閥門來(lái)控制旋流器的進(jìn)液量分別為 2.4 m3/h、3.36 m3/h、4.80 m3/h、5.76 m3/h、7.20 m3/h，通過(guò)調(diào)節(jié)連接溢流管及底流管的閥門來(lái)完成對(duì)串聯(lián)旋流器分流比的控制，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中由于無(wú)法對(duì)一級(jí)及二級(jí)分流比單獨(dú)調(diào)節(jié)，故采用控制總分流比的方法開展研究，總分流比計(jì)算公式［20］為

F=f1+(1-f1)f2（5）

其中，f1及f2值均為模擬時(shí)所對(duì)應(yīng)的參數(shù)。計(jì)算得出實(shí)驗(yàn)時(shí)的溢流總分流比分別為24%、27%、28%、32%、36%、37%、40%，針對(duì)以上操作參數(shù)開展實(shí)驗(yàn)。

5.2 數(shù)據(jù)處理及結(jié)果分析

為了減少操作誤差對(duì)結(jié)果準(zhǔn)確性造成的不良影響，每個(gè)操作參數(shù)下取樣5組，通過(guò)含油分析儀對(duì)入口、底流及溢流樣液的含油濃度分別進(jìn)行測(cè)量，取5組樣液平均值作為最終含油濃度結(jié)果，代入下式［1］計(jì)算分離效率：

式中，Cd為底流口含油濃度，mg/L；Ci為入口含油濃度，mg/L。

入口進(jìn)液量分別為2.4 m3/h、3.36 m3/h、4.80 m3/h、5.76 m3/h、7.20 m3/h時(shí)，旋流器的實(shí)驗(yàn)效率與模擬效率對(duì)比曲線見圖20，可以看出實(shí)驗(yàn)值與模擬值擬合良好，擬合度R2為0.92。結(jié)果顯示，隨著處理量的逐漸增大，旋流器分離效率實(shí)驗(yàn)值先升高后降低，且在處理量為4.8 m3/h時(shí)達(dá)到效率最大值。由于旋流器入口面積固定，持續(xù)增大入口處進(jìn)液量即增大入口進(jìn)液流速，湍流作用增強(qiáng)致使采出液出現(xiàn)明顯的乳化現(xiàn)象，增大旋流分離難度，從而降低旋流分離效率。綜合分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果，得出該旋流器結(jié)構(gòu)最佳處理量為4.8 m3/h，最佳效率實(shí)驗(yàn)值為98.4%。

圖20 不同處理量時(shí)旋流器實(shí)驗(yàn)效率與模擬效率對(duì)比Fig.20 Com parison of the separation efficiency of experim ente and sim u lation in different in let flow rate

實(shí)驗(yàn)得出分流比與分離效率間的關(guān)系曲線見圖21。結(jié)果顯示，分離效率隨著分流比的逐漸增大呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢(shì)。實(shí)驗(yàn)值及模擬值均在分流比為32%時(shí)達(dá)到分離效率的最大值，充分說(shuō)明軸入式串聯(lián)旋流器最佳分流比為32%，實(shí)驗(yàn)值與模擬值擬合良好。

圖21 不同分流比時(shí)旋流器分離效率實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比Fig.21 Com parison of the separation efficiency of experimente and sim u lation in different sp lit ratios

6 結(jié)論

（1）數(shù)值模擬結(jié)果顯示，當(dāng)處理量在2.4～7.2m3/h范圍內(nèi)變化時(shí)，隨著處理量的逐漸增大，軸入式兩級(jí)串聯(lián)旋流器的分離效率逐漸升高。而實(shí)驗(yàn)過(guò)程中隨著處理量的增大，分離效率先升高后降低，并于處理量為4.8m3/h時(shí)達(dá)到效率最大值，繼續(xù)增加進(jìn)液量會(huì)加重乳化從而降低分離效率。

（2）通過(guò)模擬與實(shí)驗(yàn)得出，研究范圍內(nèi)在其他參數(shù)都相同的情況下，軸入式串聯(lián)旋流器一級(jí)分流比為20%，二級(jí)分流比為15%時(shí)分離效率最高；實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，旋流器分離效率隨總分流比的逐漸升高呈先升高后降低的趨勢(shì)，并于總分流比為32%時(shí)達(dá)到效率最大值，實(shí)驗(yàn)值與模型值吻合良好。

（3）串聯(lián)旋流器最大壓降位置在底流出口處，且隨著處理量的增加，最大壓降值逐漸增大且增長(zhǎng)速率逐漸增大。

（4）一級(jí)分流比的逐漸增大對(duì)一級(jí)旋流器內(nèi)切向速度場(chǎng)影響較小，但會(huì)減小進(jìn)入二級(jí)旋流器內(nèi)的液流量，從而使進(jìn)入環(huán)式通道及二級(jí)旋流器入口處的壓力逐漸減小，致使一級(jí)底流管后端區(qū)域內(nèi)的切向速度持續(xù)減小。