油水預分離設備的模擬設計及優化

楊宗政 董迎春 李芳 吳志國 張忠園

1.天津科技大學海洋與環境學院 2.天津科技大學化工與材料學院 3.天津市塘沽鑫宇環?？萍加邢薰?/p>

鉆井平臺在石油開采過程中產生的含油污水大多含有泥-砂等固體顆粒[1],使得往返平臺與港口間的油輪在運輸過程中產生的壓艙水、清洗廢水也會攜帶泥-砂。通常,港口的含油污水由就近的污水廠接收并處理,但這些含油污水產量大且成分復雜,所含油相的質量濃度在10 ～ 10 000 mg/L之間,工業上多采用隔油池、氣浮破乳、重力過濾和膜分離等來處理含油污水[2-3],但上述設施投資均較高且占地面積大。水力旋流器是一種依靠兩相間的密度差,在離心力的作用下實現固-液或液-液兩相分離的設備,因其具有尺寸小、占地少、分離快、效率高、操作簡便、易維護等優點,在石油化工等領域得到了廣泛的應用。

CFD數值模擬作為新興的研究技術,相比傳統的實驗研究,具有研究成本低、研發周期短的優點,能大幅度縮減實驗的次數,在水力旋流器的設計和研發領域得到了廣泛的應用[4-8]。通過計算流體動力學的方法來模擬分離器的油水分離過程,可以清楚地認識到旋流器內流場的分布[9-12],掌握其分離過程的理論依據,為油水旋流器的結構尺寸及操作參數優化提供方便。設計了一種用于港口油、水、砂混合液分離的組合式一體化設備,通過借助CFD模擬技術對液液二級旋流器進行結構參數及操作參數的優化[13-14],以期設計的一體化設備能夠實現油相回收資源化利用,同時使水相中油含量減少,降低后續污水生化處理段的有機負荷,以便于污水廠處理。使用了含砂的油污水進行實例驗證,可為今后設備的模擬研發提供參考。

1 研究對象及方法

1.1 研究對象

設計了一種組合式一體化油、水、砂分離設備,由收水存儲箱、提升泵、固液初級旋流器、液液二級旋流器、儲渣桶、集油桶、中間池、集水箱等組件構成,結構如圖1所示。油、水、砂混合液首先進入收水存儲箱,然后經提升泵提升后進入旋流器完成三相分離,分離后的固相進入儲渣桶,液相進入集水箱,最終油相經中間池進一步脫水收集。本研究的主要對象為一體化設備中的液液二級旋流器,其結構如圖2所示。

1.2 研究方法

利用Fluent軟件對液液二級旋流器進行仿真模擬,分析內部流場情況?；谡辉囼炘O計,對液液油水旋流器的結構參數(旋流腔直徑、溢流口直徑、底流口直徑、大錐角)進行優化,再使用優化的旋流器進行最佳操作條件(入口流速、溢流分流比)探索。最后對模擬設計的旋流器進行油水分離能力測試,驗證模擬的結果是否準確、設計的設備尺寸是否可行。

2 旋流器的模擬研究

2.1 模型建立及網格劃分

表1 旋流器各部分尺寸表結構參數尺寸結構參數尺寸D70.00 mmLc70.00 mmDc35.00 mmLu700.00 mmDo4.00 mmα20.0°Di12.25 mmβ1.5°Du17.50 mm

液液水力旋流器內部的流場屬于多相流模型[15-16],而且其中的流場運動屬于較為復雜的湍流流動狀態,雷諾應力模型考慮了流體運動彎曲、漩渦、旋轉等問題,但該模型對網格質量要求很高。為保證計算時結果更穩定、精確,采用六面體網格進行劃分,并對入口與圓柱段接口等區域采取了局部網格加密處理,最終總網格數達到572 748個,總節點數達到568 350個。其網格劃分示意圖如圖3所示。

2.2 求解設置及結果分析

求解器選取基于壓力的SIMPLEC 壓力-速度模型,湍流模型選擇適合模擬高速旋轉流場的雷諾應力模型,離散格式選用二階迎風式插值格式[16-19]。邊界條件設為:混合液為速度入口,上下出口均為自由流出口,旋流器壁面條件則設置為靜止、無移動壁面。

物性參數選取液態水為連續相,分散相為油,其油相密度為845 kg/m3,黏度為0.002 4 Pa·s,水相密度為998 kg/m3,黏度為0.001 Pa·s。

在設定入口流速為15 m/s,入口油相體積分數(Ci,下同)為1%的混合液,溢流分流比為5%的工況下進行模擬(見圖4、圖5)。如圖4油相旋轉速度矢量圖及流線圖所示,混合液沿著入口切向進入旋液分離器后,在初始速度及重力的影響下,油相在經過旋流腔和大錐段加速后開始反旋向上溢流,但并未完全溢流出,而是停留在圓柱段內,說明該工況下從底流口涌出的混合液大部分為水相,這與圖5所示的油相體積分數分布云圖結果一致。

在設定入口流速為15 m/s的情況下,溢流分流比為5%～30%,在入口混合液中Ci從1%逐步增加到10%的過程中,其分離效率的變化如圖6所示。當入口流速為15 m/s時,在分流比從5%增加到30%的過程中,油相體積分數為4%、7%、10%的油水分離實驗的分離效率均依次經過急劇增加、平穩增加、快速降低的過程,最佳分流比分別為12%、15%、20%,但分離效率均不高。因為溢流口徑較小,匯聚在溢流口附近的油滴還未排出便受到進液的不斷沖擊而分散,并隨混合液旋轉遷移至底流口排出,因此,分離效率不理想。

2.3 結構參數優化

液液二級旋流器的結構參數包括入口、溢流口、底流口、旋流腔、大錐段、小錐段、平尾段等尺寸[20-21]。在不同分流比和不同混合液油相體積分數的條件下,不同尺寸的溢流口對分離效率有一定的影響。底流口直徑尺寸對分離效率的影響主要是通過影響液體在旋流器內的停駐時間而實現。旋流腔的直徑尺寸決定了旋流器的處理量,其大小與分離效率相關。旋流器內混合液的油水分離效率受離心力影響,離心力的大小與旋轉動量有關,而旋轉動量由大錐角的大小決定。

因此,選取4個主要因素作為變量,分別為溢流口直徑Do、底流口直徑Du、旋流腔直徑D及大錐角α。對每個因素分別取3個水平設計正交實驗,選擇L9(34)正交表進行9次關鍵實驗,對液液二級旋流器的結構參數進行優化,正交試驗因素水平如表2所列。除4個主要因素外,其余的結構尺寸不變,分別為:Dc=35 mm、Di=7 mm、Lc=70 mm、L2=89 mm、L3=535 mm、Lu=700 mm。

三、我國獸醫管理體制改革的建議機構不健全、基層動物防疫體系薄弱，缺乏專業人才，法律不完善、等問題，嚴重影響了動物疫病防治能力和動物產品質量安全水平的提高。加之目前國際上特別是我周邊國家重大動物疫病時有發生，甚至出現局部蔓延，對我國防控重大動物疫病形成較大壓力。因此，改革獸醫管理體制已經成為當前十分緊迫的任務。

表2 正交試驗因素水平表水平號因素列D/mmDo/mmDu/mmα/(°)166.5 (1.9Dc)4.20 (0.12Dc)14.0 (0.4Dc)16270.0 (2.0Dc)4.55 (0.13Dc)17.5 (0.5Dc)18373.5 (2.1Dc)4.90 (0.14Dc)21.0 (0.6Dc)20

根據正交試驗設計的條件進行數值模擬,利用Fluent軟件依次進行液液二級旋流器的幾何模型構建和網格劃分(網格數量在57萬個左右),設定求解器、計算模型、邊界條件及物性參數等條件后,初始化計算域后求解計算。設定Y1～Y9型的旋流器均在入口流速為15 m/s、混合液中Ci為10%、溢流分流比為10%的條件下進行模擬實驗。

表3 正交實驗表試驗號因素列D/mmDo/mmDu/mmα/(°)分離效率/%Y166.54.20 14.0 1678.53Y266.54.5517.51879.49Y366.54.9021.02081.22Y470.04.2017.52078.31Y570.04.5521.01679.73Y670.04.9014.01880.40Y773.54.2021.01874.76Y873.54.5514.02079.82Y973.54.9017.51677.27K1239.24231.60238.75235.53K2238.44239.04235.07234.65K3231.85238.89235.71239.35K179.7577.2079.5878.51K279.4879.6878.3678.22K377.2879.6378.5779.78R2.462.481.231.57主次順序Do>D>α>Du最優組合Do=4.6 mm,D=66.5 mm,α=20°,Du=14 mm

為了保證優化模擬試驗結果不受網格數量的影響,對具有最大分離效率的Yb型旋流器進行網格無關性驗證[22]。在保證網格質量的條件下,劃分出6種不同精密度的網格(見表4)。網格的無關性驗證結果如圖7所示,網格數量為level-3和level-4時能夠保證計算結果的準確性且計算時間較短。因此,本優化實驗使用網格數量在31萬～39萬個之間的模型。

表4 網格劃分水平表個網格劃分水平網格數量網格劃分水平網格數量Level-1238 531Level-4381 488Level-2273 095Level-5438 674Level-3319 670Level-6497 573

優化后的Yb型旋流器內部油相旋轉速度流線圖、壓力圖與油相體積分數分布云圖如圖8所示,從圖8(a)中優化后的油相運動軌跡和圖8(b)中相體積分布云圖可以看出,油水混合液從雙入口處流入旋流腔后先在圓柱段產生旋流,油滴在離心力和徑向壓力的作用下與水相逐漸分離向著軸線處運動并沿著軸線方向形成油核。隨著旋流場的逐漸穩定,大部分油滴從旋流器中心位置的排油管排出。從圖8(c)中壓力分布云圖可以看出,油滴受到的徑向壓力沿著半徑方向逐漸減小。

在Yb型旋流器的A=60 mm、A=160 mm、A=210 mm處分別做截面,3種截面位置如圖9所示。

以3種截面位置的圓心為原點,其直徑上的切向、徑向、軸向速度分布如圖10所示。從圖10(a)切向速度分布圖可看出,旋流器內的切向速度呈軸對稱分布,使流體產生離心力而向壁面運動,旋轉半徑沿軸心向壁面方向增加時,切向速度先增大后減小。在最大切向速度點,混合液所受離心力最大,最易發生油水分離,經過該點后切向速度急劇減小,該位置因接近壁面而存在運動阻力。

從圖10(b)徑向速度分布圖可看出,徑向速度分布呈現中心對稱分布,兩側的徑向速度方向均為壁面指向中心線,且速度是逐漸減小的,說明混合液沿著壁面流動時,混合液中的油向著中心線匯集,混合液正在發生油水兩相分離過程。

從圖10(c)軸向速度分布圖可看出,旋流器內流體的軸向速度變化趨勢相同,靠近旋流器內壁面水相富集的環狀區域內,軸向速度方向指向底流口。流體所受的軸向速度隨半徑的減小而減小,直到在某點處變為0,成為零軸向速度點;半徑再繼續減小時,軸向速度由負變為正且方向發生了改變,指向溢流口形成逆向流。此后隨著半徑的減小,軸向速度則逐步增大,同時,油相不斷向著中心軸線附近移動而聚集,最終從溢流口排出。

2.4 最佳操作參數探究

在入口流速為5 m/s、7 m/s、9 m/s、12 m/s、14 m/s、17 m/s、22 m/s,油相體積分數為10%,溢流分流比為10%的條件下進行模擬。入口流速與分離效率、壓力降的關系如圖11所示,當入口流速從5 m/s增至12 m/s時,分離效率從21.71%快速增至79.75%。這是因為當流速過低時,旋流器內尚未形成逆向流,中心軸線附近未出現穩定的油核,但隨著流速的增大,旋流場內的逆向流趨于穩定而形成油核,油相開始溢流而出。入口流速為12 ～17 m/s時,由于已經形成了穩定的油核,增大流速對分離效率提升不大,當流速繼續增大時,由于進液的持續沖擊使聚集的油滴重新分散,從而導致分離效率有所下降,而壓降隨著入口流速的增大而增大。故Yb型旋流器分離的最佳速度參數為15 m/s。

在最佳分離速度15 m/s的條件下,分流比與分離效率、壓力降的關系如圖12所示,當溢流分流比從0增至15%時,增大分流比能提高分離效率。當分流比增加到15%時,分離效率開始下降,原因是分流比的增大使得混合液被迫從上出口溢流而出,且旋流場內存在沖擊壓力,湍流程度的增加導致聚集的油滴粒子破裂分散成小粒徑的油滴,從而影響了分離效率。當分流比大于30%時,會加劇未完全分離的混合液從溢流口流出,溢流口水相增多導致分離效率開始急劇下降。壓降不斷增大是由于分流比的增大使溢流口處的壓力增大而導致的。

3 實例驗證

通過CFD數值模擬得到的最佳結構尺寸及操作參數并不代表實際工況下的分離效率,CFD模擬是通過數值方法求解一系列的微分方程組對實際物理模型在理想條件下的簡化模型進行預測,需通過實例驗證[7]。

實驗樣品取自某燃料油庫區含油污水,對液液二級旋流器的油水分離能力進行了模擬實驗驗證,混合液中的Ci為10%,經旋流分離后取樣檢測,檢測結果見表5。

表5 水樣檢測結果序號入口流速/(m·s-1)溢流分流比/%底流口油相體積分數/%油相去除率/%15107.9021.0027106.0839.1639103.8961.09412102.7372.75514102.4375.70617102.4675.40722102.8471.6081556.5634.40915103.9860.211015152.1978.061115202.0979.091215252.1378.751315302.8271.801415406.8531.501515507.2427.62

圖13為油相分離效率模擬值與實驗值比較情況,其模擬值與實驗值大致相同,實際的分離器最佳操作參數為入口流速15 m/s,溢流分流比15%～20%,實際除油效率達到79%。經旋流器分離后,水相中油相體積分數大幅度降低,便于后續的污水生化處理,表明優化的設備能夠滿足油水分離預處理的要求,具有良好的應用前景,可為今后設備的模擬研發提供參考。

4 結論

(1) 通過正交試驗對液液二級旋流器進行了結構參數優化,在最優尺寸下,分離油相體積分數為10%的混合液時,模擬的最佳操作參數為入口流速15 m/s、溢流分流比在15%～20%之間,除油效率為83.10%,液液二級旋流器對油水混合液的預分離有較好的應用前景。

(2) 入口流速一定時,適當增加溢流分流比能夠提高油水分離效率,超過最佳分流比會導致未完全分離的混合液從溢流口流出,分離效率開始急劇下降。

(3) 在一定的入口流速范圍內,分離效率會隨著入口流速的增大而增大。超過該范圍時,分離效率開始下降,因為入口混合液的高速旋流沖擊會導致聚合的油滴破裂而分散。

(4) 對模擬研發的組合式設備進行了油水分離能力實例驗證,其最佳入口流速為15 m/s,溢流分流比在15%～20%之間,除油效率為79%,與模擬值基本一致,說明該模擬可為實際應用提供可靠的參考。