白春祿，王春升，陳家慶，尚超，張明，劉美麗，鄭曉鵬

（1 北京石油化工學院機械工程學院，北京102617；2 深水油氣管線關鍵技術與裝備北京市重點實驗室，北京102617；3 中海油研究總院工程研究設計院，北京100028）

現(xiàn)階段中國東部的主力油田均已進入高含水或特高含水開采期，油井采出液的綜合含水率已超過90%，有的油井甚至高達98%[1]。為了保證原油穩(wěn)產(chǎn)或上產(chǎn)，油田作業(yè)方不得不增大采出液的提液量，常規(guī)集輸處理工藝流程難以應付這種高含水局面[2-3]。為了緩解油井采出液高含水的嚴峻形勢，國內(nèi)外研究人員近些年來主要嘗試以下三種方案：一是對采出液在井下進行分離并將分離水直接回注，即增設井下油水分離系統(tǒng)（DOWS）[4-5]，但受限于系統(tǒng)的穩(wěn)定性、適應性等問題，該技術迄今并沒有得到大規(guī)?，F(xiàn)場應用；二是對三相分離器進行結構改造或直接擴容，但成本較高[6]；三是在現(xiàn)有常規(guī)集輸處理工藝流程前增加占地面積小、處理效率高的油井采出液預分水裝置，這種解決方案調(diào)整彈性大、投入成本低[7]。與其他油水分離設備相比，靜態(tài)水力旋流器具有體積小、生產(chǎn)成本低、操作方便、無運動部件等優(yōu)點，在油井采出液預分水領域頗受青睞[8-9]。

英國南安普頓大學的Martin Thew 等于1974 年設計了世界首臺油水分離用靜態(tài)切向水力旋流器。隨著應用研究的不斷深入，荷蘭Delft 理工大學于20 世紀90 年代末期提出了軸向水力旋流器的設計理念，并針對結構改進展開了一系列研究[10]。國內(nèi)關于液-液軸向水力旋流器的研究起步較晚，尚停留在小處理量樣機室內(nèi)實驗階段，迄今尚無成熟公開的液-液軸向水力旋流器結構尺寸理論設計方法，大多根據(jù)固-液分離用旋流器的幾何關系及實驗得出的經(jīng)驗公式，或參照Thew型雙錐液-液水力旋流器的幾何關系來進行[11-13]。另一方面，現(xiàn)有可參考的液-液水力旋流器結構主要用于含油污水處理，不能直接移植用于油井采出液預分水場合。

本文作者課題組前期借助數(shù)值模擬方法探究了軸向水力旋流器結構參數(shù)的影響，設計了一種油井采出液預分水用軸向水力旋流器，并搭建了室內(nèi)實驗平臺[14]。本文在此基礎上，進一步探究油水分離前后油滴平均粒徑的變化，通過對比試驗驗證軸向水力旋流器高效的分離性能和較低的壓降，并探究分流比、含水率和流量對分離性能的影響，確定最優(yōu)操作參數(shù)。

1 實驗裝置

基于本文作者課題組提出的油井采出液預分水用軸向水力旋流器的設計方法，設計加工了處理量為1.00m3/h 的室內(nèi)試驗樣機，結構如圖1(a)所示，主要包括圓柱段、大錐段、小錐段、直尾管、油出口和水出口。充分混合的油水混合液在壓力作用下從入口進入軸向水力旋流器，經(jīng)起旋元件的導流作用，流體逐漸產(chǎn)生切向速度并進行旋轉(zhuǎn)運動；當具有一定旋流強度的油水混合物流經(jīng)大錐段時，隨著旋轉(zhuǎn)半徑的減小，油水混合物的旋流強度逐漸增大，形成穩(wěn)定的強旋轉(zhuǎn)流場；小錐段為油水分離提供足夠的停留時間。由于油水兩相存在密度差，水相在離心力作用下向外旋流區(qū)運動，并沿著旋流器內(nèi)壁流向水出口；油相在徑向壓力梯度力的作用下進入內(nèi)旋流區(qū)，并在中心逆向壓力的作用下反向流動，最終經(jīng)起旋元件中心位置的排油管排出。圓柱段的起旋葉片采用壓降較低、加工難度較小、單位長度產(chǎn)生較大旋流強度的圓弧準線葉片，葉片出口角為27°，長度為40mm，葉片個數(shù)為8個。

圖1 兩種水力旋流器實驗樣機的結構

為了進行軸向水力旋流器性能的對比分析評價，參照Thew型雙錐液-液切向水力旋流器的幾何關系，以1.00m3/h處理量為設計目標，設計并加工了國內(nèi)外常用的（單）切向水力旋流器，結構如圖1(b)所示。兩種實驗樣機的結構參數(shù)見表1。與切向水力旋流器相比，軸向水力旋流器在總長和圓柱管徑方面均有明顯縮短，其結構更加緊湊，占地面積更小。

2 實驗條件與性能評價方法

2.1 工藝流程與實驗方法

所搭建水力旋流器分離性能室內(nèi)實驗裝置的工藝流程如圖2所示，主要包括油水混合系統(tǒng)、分離系統(tǒng)和測量系統(tǒng)等。

（1）油水混合系統(tǒng)

水相密度為1000kg/m3，動力黏度為0.656mPa·s（40℃）；油相采用與原油物化性質(zhì)更為接近的32#白油，其密度為853kg/m3，動力黏度為38 mPa·s（40℃）。油水混合系統(tǒng)主要通過文丘里管和靜態(tài)混合器完成油水在線剪切混合，以獲得均勻的油水混合液[15]。油相泵送采用氣動隔膜泵后接緩沖罐的方式以盡量控制乳化程度，油相流量通過橢圓形齒輪流量計測量（精度為0.2級）；水相泵送采用離心泵分流的方式來控制流量和壓力；油水混合物的流量通過渦輪流量計測量（精度為0.5級）。

表1 兩種水力旋流器實驗樣機結構參數(shù)

圖2 室內(nèi)實驗裝置的工藝流程

（2）分離系統(tǒng)

分離系統(tǒng)的主要結構為管路可互換的軸向水力旋流器或切向水力旋流器。室內(nèi)實驗平臺實物照片如圖3所示，軸向水力旋流器和切向水力旋流器分別位于點畫線框圖和虛線框圖中。為了彌補兩種水力旋流器軸向長度的差異，可拆卸油出口測量管路并軸向移動。

（3）測量系統(tǒng)

測量系統(tǒng)主要進行油滴粒徑的測量和混合物含油濃度測量。取樣經(jīng)BRIJ-35乳化劑穩(wěn)定后，利用英國Malvern 公司Mastersizer 2000 型激光粒度儀測量油水混合物中油滴的粒徑大小及其分布[10]；樣品經(jīng)濟南盛泰電子科技公司STC-302型自動液液萃取儀充分萃取后，采用美國Wilks Enterprise 公司CVH型TOG/TPH分析儀測量水出口含油濃度。

圖3 室內(nèi)實驗平臺

2.2 實驗方法和評價手段

室內(nèi)實驗主要探究分流比、含水率和流量對軸向水力旋流器分離性能的影響，其中分流比范圍為0.35～0.65，入口流量范圍為1.00～2.00m3/h，入口含水率范圍為70%～90%。評價指標為分水率和水出口含油濃度，分水率作為油井采出液預分水型水力旋流器最直接的分離性能評價指標，可根據(jù)式(1)來計算。據(jù)《油田油氣集輸設計規(guī)范》（GB 50350—2015），由油氣集輸處理設備排出的污水含油量不應大于1000mg/L，因此采出液預分水技術工程應用時應更加重視分離設備水出口處的含油濃度[16]。

3 實驗結果與討論

3.1 油滴粒徑分析

據(jù)Stokes沉降定律，油滴粒徑是影響油水分離效果關鍵因素之一[17-18]。為合理評價軸向水力旋流器的分離性能，分析了旋流器入口、水出口和油出口處的油滴粒徑分布情況。入口流量分別為1.00m3/h、1.50m3/h和2.00m3/h工況條件下，含水率對油水混合物中油滴的索特平均直徑（D32）的影響如圖4所示。D32又稱當量比表面直徑、表面積體積平均直徑，是顆粒群表面積分布的平均直徑，表示與該顆粒群粒形相同、比表面積相同的顆粒粒度。從圖中可以看出，隨著含水率的升高，D32均有下降的趨勢，且入口流量越高D32越小。這是由于“文丘里+SK型靜態(tài)混合器”的油水混合方式依靠復雜結構對流體的剪切作用，同一流量下即保持相同的剪切強度，含水率的升高使得較少的油相剪切更為均勻；入口流量的增加提高了流體剪切強度，使得相同含水率下的D32減小。在可操作的流量、含水率的范圍內(nèi)，“文丘里+SK型靜態(tài)混合器”的油水混合方式可操作性較好，所產(chǎn)生油水混合物的D32基本穩(wěn)定在60～157μm。

圖4 不同流量下含水率與D32的關系

圖5 為入口流量1.00m3/h、含水率為80%、分流比為0.6 時，軸向水力旋流器和切向水力旋流器入口、油出口、水出口處的油滴粒徑對比。從圖中可以看出，入口油滴粒徑基本呈正態(tài)分布，油水混合較為均勻；入口油滴D32穩(wěn)定在142.6μm 時，軸向水力旋流器水出口和油出口處油滴的D32分別為25.9μm 和266.7μm，切向水力旋流器水出口和油出口處油滴的D32分別為53.7μm 和210.6μm。軸向水力旋流器水出口處的油滴能保持更小的切割粒徑，展示了更高的分離性能；油出口處的油滴平均粒徑增大至1.8 倍，可判斷油相在軸向水力旋流器內(nèi)的聚結效果更強。這是由于軸向水力旋流器形成了更加穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)流場，消除了切向入口造成的渦核擺動，從而抑制了油滴的剪切破碎[19-21]。

圖5 入口、油出口、水出口油滴粒徑分布

圖6 兩種水力旋流器入口、油出口和水出口處的樣品

為了更為直觀地展示軸向水力旋流器的分離性能，在上述工況條件下，在軸向水力旋流器和切向水力旋流器的入口、油出口、水出口處分別取樣對比，瞬時和靜置8h后的樣品對比如圖6所示?；旌暇鶆?、呈乳白色的油水混合液進入水力旋流器后，絕大部分油相可從油出口排出，軸向水力旋流器水出口樣品清澈，基本不含油；切向水力旋流器水出口樣品較為渾濁，含油較多。軸向水力旋流器油出口樣品中的油相在短時間內(nèi)僅依靠重力就可上浮到液體表面，而切向水力旋流器的油出口樣品渾濁且穩(wěn)定，據(jù)Stokes沉降公式可知軸向水力旋流器油出口樣品中的油滴粒徑較大。靜置8h 后，對比兩種旋流器入口、油出口樣品掛壁的油滴可知，軸向水力旋流器油出口樣品中的油滴顆粒增大幅度較大，證明了油滴發(fā)生了更強的聚結效應。

從油滴粒徑的角度分析，軸向水力旋流器不僅表現(xiàn)了更為良好的分離性能，而且促進了油出口的油顆粒聚結長大近1.8倍，降低了后續(xù)處理難度。

3.2 分流比對分離性能的影響

兩種水力旋流器分離性能與分流比的關系如圖7所示。從圖(a)中可以看出，當含水率為90%、流量為1.00m3/h時，在分流比從0.35增加至0.55的過程中，軸向水力旋流器的分水率逐漸降低，但均維持在50%以上；水出口含油濃度均低于500mg/L。分流比的增大意味著水出口的流量減少，導致旋流管底部壓力升高，反向內(nèi)旋流的軸向速度增加，使得從油出口排出的水相逐漸增加，分水率降低。但是，軸向水力旋流器水出口處的含油濃度與分流比并不呈簡單的正比例關系，這是因為油出口流量改變將造成軸向水力旋流器內(nèi)部壓力的變化，直接影響油核的大小和穩(wěn)定性。分流比為0.45時油核穩(wěn)定且大小適中，使分水率達到60%，同時水出口處的水質(zhì)最佳，含油濃度為432.8mg/L。在此含水條件下，切向水力旋流器的分水率可達50%以上，水出口處的含油濃度為530～630mg/L。

從圖中可以看出，當含水率為70%、流量為1.00m3/h 時，隨著分流比從0.45 增加至0.65，軸向水力旋流器的分水率和水出口處的含油濃度均逐漸降低，但基本穩(wěn)定在1100mg/L 以下。為了在滿足水出口處含油濃度低于1000mg/L 的條件下，盡可能增大分水率，最佳分流比可選0.50左右，此時水出口處的含油濃度為892.5mg/L、分水率為71.2%。在此含水條件下，切向水力旋流器水出口處的含油濃度為1930～2320mg/L，無法滿足性能要求，且增大分流比并不能降低水出口處的含油濃度。

綜上所述，軸向水力旋流器在不同工況下均展現(xiàn)出較強的分離性能，而且在操作彈性、可控性方面也有一定提升。

3.3 分流比對壓降的影響

壓降是評價水力旋流器性能的重要指標，主要包括溢流壓降Δpio和底流壓降Δpiu。水力旋流器的壓降與流量和分流比直接相關，但不直接影響分離效率；壓降比（Δpio/Δpiu）與分流比呈線性關系，則直接影響分離性能[3]。為了更為直觀地對比展示軸向水力旋流器與切向水力旋流器的壓降，本實驗的調(diào)節(jié)方式為：固定水出口處的閥門開度以控制Δpiu為定值，調(diào)節(jié)油出口處的閥門開度以達到目標工況。切向水力旋流器和軸向水力旋流器的Δpiu被分別控制在65kPa 和10kPa，即切向水力旋流器需要更大的注液壓力以達到相同分流比。兩種旋流器分流比與壓降的關系如圖8 所示，從圖中可以看出，當含水率為90%、流量為1.00m3/h時，隨著分流比的增加，軸向水力旋流器和切向水力旋流器的Δpio分別在40～50kPa 和90～110kPa 范圍內(nèi)呈上升的趨勢。因此從Δpio和Δpiu來看，軸向水力旋流器均能保持較低的壓降。當含水率為90%、流量為1.00m3/h時，也能得到上述結論。

圖8 兩種水力旋流器分流比對壓降的影響

含油污水處理工程應用中，水力旋流器的調(diào)控方式主要是根據(jù)壓降比來控制分流比，即壓降比與分流比之間需要較高的線性擬合度。從圖中可以看出，在本實驗工況范圍內(nèi)，切向水力旋流器的壓降比隨分流比的增加無明顯變化，即無明顯線性關系；軸向水力旋流器的壓降比均隨分流比的增加線性增加，因此可調(diào)控性更強。

鑒于軸向水力旋流器在分離性能以及壓降與分流比的線性關聯(lián)度方面表現(xiàn)較佳，接下來的實驗研究將著重關注軸向水力旋流器入口水質(zhì)、水量變化對分離性能的影響，其中水質(zhì)變化主要體現(xiàn)在入口油水混合物的含水率。

3.4 入口油水混合物含水率對水出口處含油濃度的影響

在入口油水混合物含水率分別為90%、85%、80%、75%、70%條件下，得到軸向水力旋流器水出口處含油濃度與分流比的關系如圖9所示?？紤]到本實驗工況均滿足分水率大于50%，因此出水水質(zhì)可直接評價分離性能。由圖可得，隨著含水率的增加，同一分流比下水出口處的含油濃度均降低；水出口處的含油濃度在分流比為0.45左右均相對最低，進一步驗證了流量為1.00m3/h時，最佳分流比為0.45。入口油水混合物含水率的增加意味著油相體積分數(shù)降低，從而使得旋流器內(nèi)部中心油核的直徑減少，在油出口直徑一定的情況下，中心富集的油核能及時從油出口排出，致使隨外旋流從水出口排出的油相減少。當入口油水混合物含水率高于75%時，所形成的油核均處于內(nèi)旋區(qū)內(nèi)，軸向水力旋流能夠保持良好的分離性能；但當入口油水混合物含水率低于75%時，水出口處的含油濃度并非在分流比為0.45時最低，究其原因，可能是由于油核直徑超過內(nèi)旋區(qū)直徑，大量的油相不能及時排出。為了緩解上述問題，只有進一步增加分流比，犧牲分水率來保證出水口處的含油濃度。

圖9 不同入口油水混合物含水率對水出口處含油濃度的影響

3.5 入口油水混合物流量對分離性能的影響

入口油水混合物的含水率為90%時，流量對軸向水力旋流器分離性能的影響如圖10 所示。從圖中可以看出，雖然實驗樣機的設計處理量為1.00m3/h，但在流量為1.50m3/h 時分離性能最好，即分水率較高且水出口處的含油濃度整體較低，而當流量近一步增大時分離效果明顯下降。究其原因，流量的增大將直接造成固定結構內(nèi)流體旋流強度的增加和水力停留時間的縮短，旋流強度的增加雖然可以提高油滴徑向移動速度進而提高分離效率，但會不可避免地造成液滴破碎，增大分離的難度；水力停留時間縮短后，部分油相不能及時反向排出。本文作者在前期開展CFD 數(shù)值模擬過程中觀察到油核軸向長度隨著流量的增大逐漸增加，當流量從1.00m3/h 增加到1.50m3/h 時，產(chǎn)生的中等旋流強度使得油滴聚結占有主導地位，而液滴破碎和水力停留時間縮短造成的不利影響較??；當流量進一步增大時，強烈剪切力和更短停留時間所帶來的不利影響占主導地位，分離性能顯著降低。但即便如此，軸向水力旋流器在可操作流量和分流比內(nèi)，仍能達到水出口處含油濃度低于1000mg/L、分水率超過50%的要求。

圖10 含水率對分離性能的影響

3 結論

針對自主研發(fā)的油井采出液預分水用軸向水力旋流器樣機開展了室內(nèi)實驗研究，探究油水分離前后油滴平均粒徑的變化，對比分析分流比對兩種水力旋流器壓降、分離性能的影響，考察入口油水混合物含水率和流量對軸向水力旋流器分離性能的影響。得到如下結論。

（1）與切向水力旋流器相比，軸向水力旋流器對混合均勻、油滴粒徑較小的油水混合物不僅表現(xiàn)出更良好的分離性能，而且油出口的油顆粒聚結長大幅度較大，增大倍數(shù)近1.8倍。

（2）在滿足分水率要求的分流比范圍內(nèi)，切向水力旋流器分離效果差，而且增大分流比不能明顯降低水口處的含油濃度；軸向水力旋流器不僅滿足水出口處的含油濃度要求，而且含油濃度的絕對值更低。軸向水力旋流器壓降更低，且壓降比與分流比間的線性擬合度較高，便于運行操作調(diào)控。

（3）在本文的實驗范圍內(nèi)，分流比、含水率和流量對軸向水力旋流器的分離性能均有顯著影響。分水率隨分流比的增加而降低，水出口處的含油濃度與分流比并不呈簡單的正比例關系，最佳分流比為0.45；當含水率為90%、處理量為1.00m3/h、分流比為0.45時，分水率與含油濃度分別為62.9%和432.8mg/L；軸向水力旋流器水出口處的含油濃度隨入口油水混合物含水率的增加而提高，含水率高于75%時的分離性能良好。軸向水力旋流器樣機的最優(yōu)處理量為1.50m3/h。

符號說明

Δpio—— 溢流壓降，kPa

Δpiu—— 底流壓降，kPa

Qi—— 入口流量，m3/h

Qu—— 水出口流量，m3/h

S—— 分水率，%

Wi—— 入口含油體積分數(shù)，%

Wu—— 水出口含油體積分數(shù)，%