油泥砂强旋流湍动脱附机理及室内可行性试验

王振波，朱卫权，叶 洋，尹虽子，石 勇，霍建伟，都 帅，武金辉，孙治谦

（1.中国石油大学（华东），山东青岛 266580；2.新疆油田采油二厂，新疆克拉玛依 834000）

0 引言

含油泥砂是石油工业的主要污染物之一，随着“十四五”期间环保监管的日益严格，对于含油泥砂的无害化处理提出了更为严苛的要求，各采油厂急需一种更具经济性的工艺用以处理生产过程中产生的含油泥砂。过去对于含油泥砂多采用填埋、水洗、焚烧等方法，此类方法虽然在一定程度上解决了含油泥砂的处理问题，但是却对生态环境造成了不可挽回的破坏。近些年来，含油泥砂处理行业发展了诸如生物处理、微波处理、高温热解、低温处理等多种新型处理工艺，这些处理方法均有其优势但又存在局限性。例如微波处理技术运行成本高，低温处理技术对温度要求苛刻，热解技术能耗投资大并且操作复杂等。综上所述，现有的处理技术普遍存在耗能大、适应性差、资源回收率低或存在二次污染等不足[1-5]。

旋流分离技术因其适应性好、流程密闭、自动化程度高等优点而被广泛应用于固液、液液分离领域。近年来，有学者尝试将旋流分离技术应用于油泥砂分离，并取得了一定进展。姜亦坚[6]使用化学旋流清洗法对大庆油田油泥砂进行处理，清洗后泥砂中残油率低于排放标准的0.3%[7]，证明旋流工艺可适用于含油泥砂处理领域；孙鹏[8]使用数值模拟的方法将双锥形切向入口型旋流器应用于罐底油泥除油工艺，使用正交试验法对不同工艺参数对分离指标的影响；霍建伟[9]将课题组提出的DN50轴流式液-液体系旋流器两级串联后应用于油泥除油工艺，在处理量为4 m3/h、一级溢流率10%～12%、二级溢流率6%时原油回收率得到91%，底流含油将至2 000 mg/L。本文在对旋流器内强旋流湍动流场特性分析基础上，结合油相在油泥砂中的存在状态，对旋流器内油泥砂的强旋流湍动脱附机理开展分析，并通过试验对旋流分离器用于三相分离器罐底油泥砂处理的有效性进行了分析和验证，为旋流分离技术在含油泥砂处理领域的推广应用提供了理论论据。

1 旋流器内旋流场强湍动特征分析

旋流器内流场为复杂的强旋流三维湍动流场，如图1（a）所示，其以强旋流流动为主要流动特征的切向速度场呈组合涡形式存在，如图1（b）所示。

图1 强旋流三维湍动流场Fig.1 Three-dimensional turbulent flow field of strong swirling flow

湍流强度和湍动能是描述旋流场湍流状态的2个重要参数。其中湍流强度是对湍流程度的直接表征；而湍动能则主要来源于时均流，通过高剪切应力做功，给湍流提供能量。湍流同时也把湍动能传递给流场内的分散相（颗粒、油滴等），从而改变分散相的运动状态。

霍建伟等[9-10]通过对内流场和湍流度的分析，发现导致旋流器内分散相的聚并破碎的主要因素为时均速度梯度引起的黏性剪切力和湍流流动引起的高剪切应力及湍动能。其中前者主要引起分散相（颗粒絮团、油滴等）的变形，从而增加分散相之间的碰撞机会，后者则是导致分散相（颗粒絮团、油滴等）旋转、变形和破碎的主要条件。旋流器内这一典型流场特性是实现油泥湍动脱附与分离的基础。

2 油泥砂强旋流湍动脱附机理分析

油泥砂中的油相大致呈4种形式存在（如图2（a）所示），即游离态油、颗粒间桥接油（或絮团表面包覆油）、颗粒表面吸附油、颗粒孔隙内微细油滴。对于每一种形式的油相，在旋流器内实现脱附分离的机制不尽相同。考虑颗粒自转对油泥砂的分离机理，结合旋流器内强旋流湍动流场，从多个角度阐述油泥砂中游离态油、颗粒间桥接油（或絮团表面包覆油）、颗粒表面吸附油以及颗粒孔隙内微细油滴的分离机理。

图2 旋流器内油泥砂的湍动脱附机制Fig.2 Turbulent desorption mechanism of oil sludge in a hydrocyclone

（1）游离态油的分离：主要通过调控旋流器内流场分布，强化细小油滴的聚并（变大）行为和离心分离过程来实现，即所谓的旋流除油过程。

（2）颗粒絮团表面包覆油、絮团内颗粒间桥接油的分离：主要通过以下3种途径来实现如图2（b）（c）所示。

①由于在旋流器内强旋流、强湍动的典型流动特征，在强旋流剪切应力和脉动应力（包括剪切应力、拉应力）作用下，颗粒之间克服油滴的桥接力（粘附、表面张力），颗粒絮团破碎，将这一部分油从颗粒絮团中释放出来，成为游离态油。

②由于油泥分离用旋流器内颗粒浓度较高，颗粒絮团之间、颗粒之间的运动速度、方向存在显著差异，在颗粒之间、颗粒絮团之间存在较强的干涉作用，从而在颗粒絮团内部产生拉应力，促进了颗粒絮团解体，有利于将其中的桥接油释放出来。

③由于旋流器内颗粒之间、颗粒与絮团之间、絮团与絮团之间存在较为剧烈的碰撞、摩擦行为，由此产生的冲击应力和剪切应力极大地促进了絮体的解体，有利于将絮体颗粒间的桥接油释放出来。这一过程在边界层内部、边界层附近以及局部涡流边界区尤为明显。

其中，颗粒（絮团）之间的碰撞摩擦作用：旋流器内油泥内固相浓度较高（尤其是边界层内部），颗粒之间存在较为剧烈的碰撞、摩擦行为，由此带来的对颗粒（絮团）表面的冲击应力和强剪切应力将附着于颗粒（絮团）表面的油膜击碎、扯裂，破碎后的油膜在表面张力作用下聚成为液滴，成为游离态油滴弥散于水相中；此外颗粒（絮团）沉降过程中，相互之间的干涉行为（主要由径向沉降、切向速度的差异引起）也会对颗粒絮团产生拉应力，加剧絮团破碎趋势，利于颗粒间粘附油相的释放。

（3）颗粒表面吸附油膜的分离，脱附机制基本与上述（2）中的①③过程相同。颗粒表面吸附油膜在强旋流剪切应力、湍流脉动应力及颗粒间的碰撞、剪切应力等作用下，油膜破碎，在表面张力作用下缩聚为油滴，成为游离态油。

（4）内部孔隙内微细油的分离主要基于以下机制。

①颗粒表面油膜破碎再缩聚成为油滴过程中，在液相溶解、表面张力的作用下会将与之相连的部分油滴吸出，缩合为一体，成为游离态油，如图2（c）所示。

②颗粒的自转行为以及脉动行为在颗粒表面形成力较大的瞬时切向速度，在离心力及孔隙内油滴前后压力梯度作用下，孔隙内的部分油滴向外迁移直至逸出成为游离态油，如图2（d）所示。

实际上，对于处于孔隙内部的油相，尤其是对于处于孔隙深层的油滴，由于吸附（面积大）力大、向外逸出阻力大，单纯依赖于旋流器的强旋流湍动流场难以实现高效分离。对于此部分油相，可以先通过添加化学助剂，改变油滴与颗粒之间的界面特性，减小油滴与颗粒间吸附力，再进行物理脱附。

3 油泥砂湍动脱附室内可行性试验

为验证油泥旋流湍动脱附除油的可行性，本文在室温下进行了初步试验。单次试验取样结束后通过补充含油泥砂与清水以保证介质含油浓度恒定，油泥砂样品为新疆某油田罐底油泥，装置确定为前期正交试验法优化结构后的轴流式旋流器[12]，其柱段直径为50 mm、柱段长度为100 mm、导向流道数为6个、流道出口角为30°、锥段角度为5°、尾管长度为750 mm、溢流口直径为10 mm，底流口直径为14 mm。

3.1 试验介质

试验使用的新疆油田某采油厂罐底外排油泥样品，呈黑色黏稠状。罐底油泥物性见表1。从表可知，含油率高达40.16%，具有很好的回收利用价值。采用激光粒度仪测得泥砂粒径分布见表2。

表1 罐底油泥物性Tab.1 Physical properties of oil sludge discharged from tank bottom

表2 泥砂粒度分布Tab.2 The distribution table of sludge particle sizes

由表1可知，泥砂的中位粒径为37.91 μm、平均粒径为41.7 μm；绝大多数泥砂尺寸集中在15.21～106.4 μm，能够满足旋流器的分离条件。

3.2 试验装置及流程

开展单级分离试验及两级串联试验，其中，两级串联试验装置如图3所示。

图3 两级串联试验装置示意Fig.3 Schematic diagram of two-stage series experimental device

3.3 试验结果分析

（1）单级旋流处理试验。

试验中溢流比为12%，掺水比为1：10，破乳剂浓度为100 mg/L。控制入口流量为2.0～4.5 m3/h，研究入口流量对DN50型旋流器分离性能的影响。本文提出原油回收率这一指标对原油回油效率进行表征，其计算公式如式（1）所示。式中Q2底流为二级旋流器底流流量，Q1入口为一级旋流器入口流量；C1入口为一级旋流器入口物料含油率，通过紫外分光法[13]测得；C2底流为二级旋流器底流含油率，由于二级旋流底流中含砂量较高，其含油浓度经索氏抽提后，通过红外分光法[14-15]测得。图4示出原油回收率、压降与入口流量的关系曲线。

图4 油泥砂旋流湍动脱附性能与入口流量关系（单级）Fig.4 Relationship between turbulent desorption performance of oil sludge swirling flow and inlet flow（Single stage）

由图4可知，随着入口流量增加，油相回收率呈现先增大后减小的趋势。究其原因，一方面由于入口流量较小时旋流内流场湍动强度较低，对油泥砂的湍流脱附能力不足；另一方面，离心因数过低，对于旋流腔内游离态油相分离效率也较低。

随着入口流量的逐渐增大，旋流器内离心力场增强，湍动强度提高。旋流器内颗粒之间、颗粒与絮团之间、絮团与絮团之间的碰撞、摩擦变得更为剧烈，所带来的冲击应力以及剪切应力使得泥砂絮团解体，释放出颗粒间的桥接油，将更多的颗粒絮团表面包覆油、絮团内颗粒间桥接油分离出来；在强旋流剪切应力、湍流脉动应力及更加剧烈的颗粒碰撞等作用下，更多的颗粒表面吸附油膜破碎，在表面张力作用下缩聚为油滴，成为游离态油；强旋转流场的强湍动特性在颗粒表面形成的瞬时切向速度增大，离心力及孔隙内油滴前后压力梯度作用增强，使得孔隙内更多的油滴向外迁移直至逸出成为游离态油。

同时，随着离心因数的增大，较小的油滴也获得足够的向心浮力进行分离，旋流器油水分离能力增强，油相回收率升高。入口流量Q1入口=4 m3/h，原油回收率达到85%、油泥砂含油率为0.5%。

试验中，当入口流量 Q1入口＞4.0 m3/h，油相回收率随着入口流量的增加呈现下降的趋势。这是因为当入口流量过大时，一方面多相流体在旋流器段的停留（分离）时间变短，另一方面强旋转剪切流场的增强使得油滴的破碎乳化趋势增加，两者均影响了油泥的湍动脱附效果和离心分离效率。

（2）两级旋流串联分离试验。

在一级溢流比为12%、二级溢流比为6%、破乳剂浓度为100 mg/L、掺水比为1：10的条件下研究不同流量条件下油泥砂两级串联分离后原油回收率与压降变化，试验结果如图5所示。

图5 油泥砂旋流湍动脱附性能与入口流量关系（两级串联）Fig.5 Relationship between turbulent desorption performance of oil sludge swirling flow and inlet flow（Two-stage series）

由图5所知，两级串联旋流装置底流油泥含油的变化趋势与单级旋流底流含油的趋势相同：随着进口流量的增加，原油回收率先升高后降低，具体原因与单级旋流器相同，此处不再赘述。此外，当进口流量Q1入口=4 m3/h时，原油回收率可达91.29%，此时油泥砂含油率约为0.1%，低于排放标准的0.3%[7]，对比前文中姜亦坚化学旋流清洗法得到的含油浓度0.2%降低了1倍。这说明采用两级串联流程，在强旋流湍动脱附作用和强离心力场分离作用下，能够实现油泥砂的高效分离、原油的高效回收和油泥砂的达标处置。

4 结论

（1）单级旋流试验结果表明，处理量为4 m3/h、溢流比为12%、破乳剂浓度为100 mg/L时，原油回收率可达85%，油泥砂含油率为0.5%。

（2）两级旋流串联试验结果表明，在处理量为4 m3/h、一级溢流比为12%、二级溢流比为6%、破乳剂浓度为100 mg/L的操作参数下，原油回收率可达91.29%，油泥砂含油率为0.1%，低于直接排放标准值。

（3）油泥砂湍动脱附可行性试验结果表明，基于两级串联旋流技术，在强旋流湍动脱附作用和强离心力场分离作用下，能够实现油泥砂的高效分离、原油的高效回收和油泥砂的达标处置。