風城特稠油沉降罐污水旋流除油試驗研究

宋傳陽，蔣 旭，劉景宇，管 政，張 宇

（新疆石油勘察設計研究院（有限公司）， 新疆 克拉瑪依 834000）

風城特稠油沉降罐污水旋流除油試驗研究

宋傳陽，蔣 旭，劉景宇，管 政，張 宇

（新疆石油勘察設計研究院（有限公司）， 新疆 克拉瑪依 834000）

我國大部分油田隨著原油含水量的逐年上升，油水分離能力均因擴容困難而不能滿足生產需要。旋流除油裝置是在離心力的作用下根據兩相間的密度差來實現分離的，由于離心力場的強度比重力場大得多，因此旋流除油裝置比重力分離設備的效率大得多，同時具有結構簡單、體積小、重量輕、處理時間短等特點。依據相關試驗對旋流除油裝置的反相破乳劑加藥濃度、溢流比、處理量等參數進行了優選，最終結合現場生產情況對整個試驗作出評價，分析存在的問題并提出了相應建議。

旋流除油；加藥濃度；溢流比；除油效率

1 研究背景及國內外現狀

隨著風城油田重32、重37 SAGD開發區塊相繼投產（SAGD產液具有含粉泥、含砂量大等特點），采出液進入特1聯后，原油脫水較為困難，特1聯沉降罐出水含油大幅升高（均值約為15 000 mg/L），嚴重影響采出水處理系統運行。因此，需對特1聯污水除油相關工藝開展試驗。

水力旋流器在一個世紀前就廣泛用于固-液分離，但用于液-液分離技術時間很短。1980年英國南漢普頓大學Martin Thew 教授首先發表了水力旋流器用于液-液分離的研究成果，后由CONOCO公司迅速將此成果轉化為污水除油設備。

在國內，上世紀70年代末就有研究單位開始液-液旋流分離技術的嘗試。到本世紀初期，中國石油大學在流場模擬、軟件的編制、旋流管結構的室內實驗篩選以及現場工業性生產實驗都取得了較好的成績[1]。但是，水力旋流器還沒有一個通用的物理和數學模型來支撐其分離的理論模型，也缺乏此方面的相關經驗公式，因此水力旋流器的結構和操作參數對分離性能的影響關系式均停留在定性階段,有代表性的旋流器分離過程物理模型包括以下理論: Driessen 于1951 年提出平衡軌道理論、Ri - etema于1961 年提出的停留時間理論[2]、Fahlst rom 于1960 年提出的底流擁擠理論和湍流兩相流理論[3]、王光風推導出來的內旋流分離模型、溢流理論及分離過程隨機性[4,5]。

2 工作原理及功能

旋流除油裝置（圖1）利用油水密度差，在液流進行旋轉時受到不等離心力的作用而實現油水分離。該裝置沒有運動部件，可以避免阻塞和磨損的影響。

每一臺旋流除油裝置實際上由多根單管水力旋流除油器組裝而成。水力旋流除油器能從連續液相中分離出其中的離散液相，其分離原理是利用導流葉片產生旋流，使離散于水中的油滴在離心力作用下做徑向移動，移向分離器的軸心。

圖1 旋流除油裝置結構簡圖Fig.1 Degreasing swirl device structure diagram

其工作過程如下（圖2）：含油污水切向或螺旋向進入圓筒渦旋段，沿旋流管軸向螺旋態流動，在同心縮徑段，由于圓錐截面的收縮，使流體增速，并促使已形成的螺旋流態向前流動，由于油水的密度差，水沿著管壁旋流，油珠移向中心，流體進入細錐段，截面不斷收縮，流速繼續增大，小油珠繼續移到中心匯成油芯。流體進入平行尾段，由于流體恒速流動，對上段產生一定的回壓，使低壓油芯向溢流口排出。

圖 2 水力旋流除油器工作原理示意圖Fig.2 Hydrocyclone degreasing work Schematic

3 旋流除油裝置污水處理工藝流程

試驗采用5 000 m3/d旋流除油裝置，裝置分兩級，可進行串聯旋流除油或并聯旋流除油試驗。

本次旋流除油裝置現場動態試驗采用“反相破乳+5 000 m3旋流分離”的組合處理方案。沉降罐高出水經底水管線由提升泵進入旋流除油裝置，在來水進泵管線加反相破乳劑，經旋流除油裝置進行油水分離后，分離出的污水進9 000 m3調儲罐，旋流分離后的回收油進60 m3污油罐，再經污油泵提升后進摻熱器提溫后進入4#凈化罐，在摻熱器后加正相破乳劑進行油水分離。整個旋流除油系統以及裝置的工藝流程如圖3和圖4所示。

圖3 旋流除油系統工藝流程圖Fig.3 Swirl degreasing system flow chart

圖4 5 000 m3旋流除油裝置工藝流程圖Fig.4 Degreasing equipment 5000m3swirl flow chart

4 污水處理試驗效果分析與評價

5 000 m3旋流裝置由兩級組成，可單級運行或串聯運行，本次試驗采用先單級后串聯的方式。

4.1 單級運行試驗

4.1.1 不同溢流比試驗

為了確定旋流除油裝置溢流比對除油效率的影響，在單級運行入口流量110 m3/h、加藥濃度10 mg/L、固定壓降等條件下，做不同溢流比下的試驗。試驗結果如圖5所示：

從圖5中可以看出，隨著溢流比的逐漸增大，除油效率從總趨勢上來看是逐漸變大的，但幅度比較小，因此溢流比的變化對除油率的影響比較有限。但最佳溢流比不是一個定值，它與污水的平均含油量有關，平均含油量越大，最佳溢流比也大，但溢流比過大可使旋流裝置溢流口油中的含水成倍增加，給后續污油的處理造成困難，同時，溢流比過小，油芯得不到及時排出，一部分油便會隨主流從底流口排出，影響除油效果，因此溢流比要控制在一個合適的范圍之內。

圖5 溢流比與除油效率關系圖Fig.5 Relationship between overflowing with oil removal efficiency

4.1.2 不同濃度試驗

在入口流量110 m3/h、溢流比12%、入口含油及入口壓力和壓降均保持不變的情況下，從10 mg/L到50 mg/L逐漸增大反相加藥濃度，并在每個加藥濃度下取樣4次，檢測底流含油、除油率和除懸浮物率的平均值，試驗結果如圖6、7、8所示：

圖6 加藥濃度與除油效率關系圖Fig.6 Dosing concentration and degreasingefficiency graph

由圖6可以看出，在加藥50 mg/L時有反常點出現，原因是做試驗過程中反相加藥是從高濃度向低濃度依次變小，第一組做的50 mg/L驗，由于加藥時間偏短，系統沒有及時得到反映，所以導致圖像異常。隨著加藥濃度的增加，除油效率逐漸增加，但從40 mg/L增加到50 mg/L時，出現異常，原因如上所述，通過反相加藥50 mg/L的數據可以看出，與反相加藥40 mg/L時除油效率相差不大。

控制來水含油都在13 000～18 000 mg/L之間，保持來水基本穩定，底流含油都在2 000～8 000 mg/L之間，且各個濃度底流含油也相差不大。從圖7可以看出，加藥濃度在小于約40 mg/L時，隨著加藥濃度的增加，底流含油明顯呈下降趨勢。而在圖6中除油率的上升趨勢也比較明顯；加藥濃度大于約40 mg/L時，兩條趨勢線的變化放緩。因此，可以將30～40 mg/L的區間當作除油效果的最佳加藥濃度區間。

圖7 加藥濃度與底流含油關系曲線Fig.7 Dosing concentration of oil and underflow curve

圖8 加藥濃度與除懸浮物率關系曲線Fig.8 Dosing concentration of suspended solids in addition to the rate curve

由圖8可以看出，隨著加藥濃度的增大，除懸浮物效率增大，但反相加藥30 mg/L以前，增大較緩，反相加藥由30 mg/L到40 mg/L時，急劇增大。

4.2 兩級串聯運行

通過以上試驗表明單級運行除油效果不理想，需對兩級串聯運行的除油效果進行試驗。考慮入口流量對除油效果的影響，分別做入口流量80 m3/h和140 m3/h串聯運行試驗

4.2.1 入口流量80 m3/h不同加藥濃度試驗

保持入口流量、溢流比、入口壓力和壓降、入口含油不變，逐漸減小加藥濃度，并在每個加藥濃度下取樣檢測底流含油和除油率，數據如圖9、10、11所示：

圖9 取樣次數與除油率變化曲線Fig.9 Sampling times and degreasing rate curve

圖10 加藥濃度與除油率變化曲線Fig.10 Dosing concentration and degreasing rate curve

圖11 加藥濃度與底流含油變化曲線Fig.11 Dosing concentration and degreasing rate curve

分析以上數據可以看出，加藥濃度在小于約40 mg/L時，隨著加藥濃度的增加，底流含油明顯呈下降趨勢，而除油率的上升趨勢也比較明顯；加藥濃度大于約40 mg/L時，兩條趨勢線的變化放緩。這和單級運行時的變化趨勢保持一致。因此，也可以將30～40 mg/L的區間作為除油效果的最佳加藥濃度區間。

4.2.2 入口流量140 m3/h不同加藥濃度試驗

試驗結果如圖12、13、14所示：

圖12 取樣次數與除油率變化曲線Fig.12 Sampling times and degreasing rate curve

分析以上數據可以看出，加藥濃度在小于約40 mg/L時，隨著加藥濃度的增加，底流含油明顯呈下降趨勢，而除油率的上升趨勢也比較明顯；加藥濃度大于約40 mg/L時，兩條趨勢線基本水平，出油率和底流含油無明顯變化且除油率明顯高于入口流量80 m3/h。因此，可以將30～40 mg/L的區間當作串聯運行除油效果最佳加藥濃度區間，將約140 m3/h作為最佳流量。

圖13 加藥濃度與除油率變化曲線Fig.13 Dosing concentration and degreasing rate curve

圖14 加藥濃度與底流含油變化曲線Fig.14 Dosing concentration of oil and underflow curve

5 污水處理試驗效果分析與評價

5.1 結 論

本文分析了處理量5 000 m3/d旋流除油裝置單級運行和兩級串聯運行試驗的情況，系統的研究反相加藥濃度、入口流量、溢流比等參數對旋流除油裝置分離效率的影響。通過對實驗數據的整理和分析，得出以下主要結論：

（1）加藥濃度在小于約40 mg/L時，隨著加藥濃度的增加，底流含油明顯呈下降趨勢，而除油率的上升趨勢也比較明顯；加藥濃度大于約40 mg/L時，底流含油和除油率的變化放緩。因此，可以將30～40 mg/L的區間當作除油效果的最佳加藥濃度區間。

（2）保持加藥量不變，調整溢流比，兩級串聯運行時，隨著溢流比的增大，底流含油有所減小，除油率也有一定程度的升高，但幅度比較小，因此溢流比的變化對除油率的影響比較有限。

（3）入口流量的變化對除油率的影響較大，隨著入口流量的增大，除油率增大，但當入口流量達到一定值后，除油率會出現下降趨勢。

（4）單級運行反相加藥40 mg/L時，旋流除油裝置除油效率可達85%以上；兩級串聯運行反相加藥40 mg/L時，除油效率可達90%以上。

5.2 存在的問題

（1）旋流除油系統的正反相加藥系統目前還是臨時性的，不能保證藥的充分混合，管線鋪設不完善，加藥量的計量比較困難，藥品配制比較麻煩；

（2）旋流除油裝置目前所用的流量計為電磁流量計。經反相破乳后大量油相以片狀形式分布在液流上層，流量計的電極正好探入該層而被油片包裹，致使流量計出現較大的誤差，讀數大范圍跳動，難以實現準確計量。雖然可以通過旋轉流量計的安裝角度暫時改善這種情況，但在裝置上某些空間有限的位置實現不了，而經過旋轉后的流量計操作人員觀察或讀取數據時也比較困難。

3.500 0 m3旋流除油裝置可以實現自動化控制，但目前其控制系統獨立，沒有與全站DCS控制系統進行聯接。

5.3 建議

（1）建議將30～40 mg/L當作除油效果的最佳反向破乳劑投加濃度區間；

（2）不能過分追求除油效率，除油效率過高，污水中懸浮物含量下降，即懸浮物被油相帶走，這會給旋流回收油的處理帶來極大困難。因此溢流比要控制在一個合適的范圍之內。建議生產時單級運行溢流比控制在約10% ，兩級串聯時溢流比控制在約20%；

（3）入口流量的控制要合理，應避免流量過大或者過小；

（4）旋流回收油投加正向破乳劑后，保持溫度，沉降時間至少要達到24 h以上。

［1］霓玲英.水力旋流器的研究現狀及其在石油工業中的應用前景[J].過濾與分離，1999(3):1-4.

［2］Rietema K.Performance and design of hydrocyclones [J]. Chemical Engineering science,1961(15):298-325.

［3］Fahlst rom P H.底流相擁理論與湍流兩相流理論[J]. Inst·Mining and Metallurgy,1960:632-643.

［4］王光風,等.水力旋流器用于分級的實驗研究[A].中國工程熱物理學會流體機械學術會議論文集[C].宜昌:1995.

［5］王升貴,陳文梅,褚良銀,王志斌.水力旋流器分離理論的研究與發展趨勢[J].流體機械,2005(7):36-39.

Oil Removal Experiments of Fengcheng Extra-heavy Wastewater From the Sedimentation Tank by Cyclone

SONG Chuan-yang, JIANG Xv, LIU Jing-yu, GUAN Zheng, ZHANG Yu
（Xinjiang Petroleum Survey and Design Institute Co.,Ltd., Xinjiang Karamay 834000，China）

In most oil fields in China, with the increasing of water content in crude oil, oil/water separation capability decreases due to production expansion,and cannot meet the production needs. The swirl oil removal device is to realize the separation by the density difference between the two phases under the action of centrifugal force, so the swirl oil removal device has much higher efficiency than the gravity separation equipment, and it has a simple structure, small volume, light weight, short processing time and so on. In this paper, based on the related test, reverse demulsifier dosing concentration, overflow ratio, treatment capacity and other parameters of the hydrocyclone oil removal device were optimized. Finally combined with the production situation, the whole test was evaluated, existing problems were analyzed, and the corresponding suggestions were put forward.

Swirl oil removal;Dosing concentration；Overflow ratio；Oil removal efficiency

TE 624

： A

： 1671-0460（2015）10-2406-04

2015-03-19

宋傳陽（1989-），男，遼寧東港人，助理工程師，2012年畢業于遼寧石油化工大學油氣儲運專業，研究方向：油氣田地面工程工藝設計。E-mail：462570495@qq.com。