文章編號： 1006-9798（2024）03-0086-07； DOI： 10.13306/j.1006-9798.2024.03.012

摘要： 為了提高臥式氣浮器的除油效率，對臥式氣浮器的結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計計算。采用CFD（Computational Fluid Dynamics）技術(shù)，研究了不同結(jié)構(gòu)的流場變化特性。仿真結(jié)果表明，臥式氣浮器流場仿真過程顯示出階梯分層效果，可以處理含油廢水；當(dāng)入水口在左中間軸向，擋板高度為120 mm和出水口在右中間軸向時，臥式氣浮器的除油率最高可達98.75%。

關(guān)鍵詞： 臥式氣浮器； 碰撞； 除油率； 氣浮效果

中圖分類號： X703.3文獻標(biāo)識碼： A

采油和煉油階段產(chǎn)生的含油廢水具有高含水率和高乳化狀態(tài)等特點，處理工藝復(fù)雜[1-3]。常用的重力沉降和活性炭吸附等技術(shù)除油效果不佳，不能達到排放標(biāo)準(zhǔn)的要求[4]。對含油廢水進行成分分析后，采用以氣浮為主，化學(xué)為輔的處理工藝，提高了除油效果[5]。氣浮除油原理是將高壓飽和溶氣水通入低壓罐體后產(chǎn)生微納米氣泡與含油廢水中的油滴相結(jié)合，形成密度低于水的氣泡－油滴聚合體上浮到含油廢水表面，在水相界面張力的作用下，氣泡－油滴聚合體破碎，氣浮槽過濾出聚合的油滴從出油口排出[6]。氣浮除油工藝常采用的設(shè)備是臥式氣浮器，廣泛應(yīng)用于浮選礦、水處理和油氣工程等領(lǐng)域中[7-9]。臥式氣浮器的結(jié)構(gòu)參數(shù)是影響氣浮除油效果的主要因素[10]，但現(xiàn)在測量儀器難以直接測量，通常采用CFD （Computational Fluid Dynamics）的方法研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對臥式氣浮器流場特性的影響規(guī)律，研究表明模擬優(yōu)化后臥式氣浮器的幾何結(jié)構(gòu)可以提高氣浮分離效率[11]，通過8種不同尺寸的逆向－同向臥式氣浮器的仿真模擬，結(jié)果表明合適的結(jié)構(gòu)尺寸使氣相體積分布更加均勻，氣泡和油滴能夠充分結(jié)合[12]。對臥式氣浮器的氣泡聚并行為和流場特性進行研究，結(jié)果表明折流板高度對流場影響很大[13]，較低位置的氣、液入口和較低的隔板不利于氣浮除油[14]。對臥式氣浮器的仿真研究主要集中在接觸區(qū)和分離區(qū)分開的類型，對接觸區(qū)和分離區(qū)混合的類型研究較少。為此，本文根據(jù)企業(yè)需求設(shè)計了臥式氣浮器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，借助Fluent仿真軟件對接觸區(qū)和分離區(qū)混合臥IMrZyn+6YBoyJntJ3gIT9g==式氣浮器的含油廢水處理過程進行仿真模擬，分析了油水氣三相流的流場密度、流場速度和流場壓力等流場特性，探求結(jié)構(gòu)參數(shù)對除油效果的影響規(guī)律。

1臥式氣浮器設(shè)計及建模

1.1幾何建模

臥式氣浮器的基本結(jié)構(gòu)示意圖如圖1，其中入水口設(shè)定有a，b，c三個位置，中心位置a為左壁面高度1/4處，中心位置b為左壁面高度1/2處，c為左壁面高度3/4處；出水口的位置設(shè)定有d，e，f三個位置，其中d為右壁面高度1/2處、e為右壁面高度1/4處和f為下壁面長度4/5處。含油廢水從入水口1進入，擋板10和折流板組合7依次阻緩含油廢水的速度，高壓飽和溶氣水通過溶氣水口6通入罐體3與油滴結(jié)合形成氣泡－油滴聚合體，上浮到水面，經(jīng)撇油槽8過濾的油滴從出油口9排出，凈化后的水經(jīng)過液位板4，從出水口5排出，氣泡從排氣口2排出。

1.2參數(shù)設(shè)計

某企業(yè)采用臥式氣浮器處理采油和煉油過程中的含油廢水，處理量Q為1.5 m3/h?；谙嚓P(guān)設(shè)計規(guī)范，計算罐體的長度和直徑。含油廢水的含油量為2 000 mg/L，體積V為1 L時含油量為2 g，水、油和氣的相對密度分別為ρw=780 kg/m3、ρo=998.2 kg/m3和ρg=0.75 kg/m3，含油廢水中的油相體積為Vo=mo/ρo=0.0025L；含油廢水中的油相體積分?jǐn)?shù)為αo=Vo/V=0.25%；含油廢水中的油處理量為Qo=Q×αo=0.004 m3/h，凈化水處理量為Qw=Q－Qo=1.496 m3/h。含油廢水乳化嚴(yán)重，需加入混凝劑和絮凝劑時，油滴中值為598 μm[15]，取油滴粒徑dm為600 μm時，可得罐中的最大油層高度homax為

homax=3.25×10－5tro（ρw－ρo）d2mμo

=3.25×10－52×（998－780）×10－3×600260×0.002 4=3.542mm（1）

其中，油的粘度μo為0.002 4 kg·（m·s-1）；油的停留時間tro為120 s。油水的分離后通過管口流出，取油水的停留時間相同，計算Aw/A

AwA=12×QwtrwtroQw+trwQw=12×1.496×120120×0.004+120×1.498=0.499（2）

根據(jù)Aw/A值，查氣體壓縮因子Z和Aw/A的曲線圖[16]，可得Z

Z=hoD=0.01（3）

根據(jù)式（1）和（3）求得臥式氣浮器的最大罐體直徑Dmax

Dmax=homaxZ=3.5420.01=354.2mm（4）

當(dāng)D小于Dmax且滿足氣體處理量限制條件時，罐體直徑D與罐體長度le的氣體容量約束方程式為

Dle=34.5×TZQgPρgCD（ρo－ρg）dm12

=34.5×321×0.01×0.075×60×600.050.75×1.827（780－0.75）×60012=4.658×104（5）

式中，操作壓力P取0.05 MPa；分離器操作溫度T，取321 K；溶氣量Qg取0.075 m3/h；阻力系數(shù)CD取1.827。D<Dmax滿足油和水的停留時間限制條件時，計算D與le解的組合

D2le=4.2×104（troQo+trwQw）（6）

得到臥式氣浮器罐體直徑D=162.292mm，長度le=436.111mm。根據(jù)實際經(jīng)驗罐體的直徑與長度比值不超過5，且最小比值不能低于3[17]，調(diào)整后可取D=180mm，le=600mm。

2臥式氣浮器數(shù)值模擬

2.1網(wǎng)格劃分

仿真分析使用Fluent軟件中Component Systems的Mesh模塊，以結(jié)構(gòu)化六面體網(wǎng)格單元對臥式氣浮器模型進行網(wǎng)格劃分，各個入口和出口進行局部加密處理，網(wǎng)格數(shù)量為455 535，網(wǎng)格節(jié)點為72 086，形成計算域（圖2）。

臥式氣浮器的流體流動過程遵循連續(xù)性方程、能量方程和動量方程[18-20]。多相流模型選用Mixture模型模擬臥式氣浮器內(nèi)的流體流動，湍流模型選用kε realizable方程。

2.2邊界條件

根據(jù)臥式氣浮器的實際工作條件，設(shè)定初始壓力為0.1 MPa，入水口的速度為0.85 m/s，含油體積分?jǐn)?shù)為0.002 5，溶氣水口的速度為0.15 m/s，油滴粒徑為600 μm，氣泡直徑為30 μm，在空氣溶解率100%的氣相體積分?jǐn)?shù)為0.1。入水口和溶氣水口的湍流參數(shù)選擇湍流強度為5%，湍流粘度比為10。各個出口均為壓力出口，湍流項值與入水口邊界條件保持一致，其它參數(shù)保持系統(tǒng)默認(rèn)值。

2.3網(wǎng)格無關(guān)性驗證

為了降低網(wǎng)格數(shù)量對于模擬仿真計算結(jié)果的準(zhǔn)確性造成影響，針對不同網(wǎng)格數(shù)量的臥式氣浮器模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，選取網(wǎng)格數(shù)量從12萬到66萬的臥式氣浮器模型，計算入水口流速為4 m/s工況下臥式氣浮器的流場運動特征。網(wǎng)格無關(guān)性如圖3，截取出水口上水相的切向速度。當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量達到455 535時，水流速度偏差較小，網(wǎng)格數(shù)量不再影響仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，因此，計算時取45萬的網(wǎng)格數(shù)。

3臥式氣浮器流場仿真的結(jié)果及分析

3.1流場信息分布

為檢驗臥式氣浮器結(jié)構(gòu)的合理性，分別截取流場密度、流場速度和流場壓力云圖（圖4、圖5和圖6）。臥式氣浮器的流場密度云圖如圖4，流場密度呈現(xiàn)階梯分布，中上層的密度在50～150 kg/m3之間，下層的密度為750～950 kg/m3。通入溶氣水，改變了原來的流場密度，形成的氣泡在含油廢水中均勻分布。流場密度有較好分層，中上層為氣相，使氣浮處理含油廢水成為可能。

分析圖5，混合區(qū)的流體速度整體偏低，保證了流體在罐體內(nèi)有足夠的停留時間[21]，氣泡和油滴充分碰撞和黏附接觸結(jié)合，氣泡-油滴聚合體大多數(shù)能夠浮到水的表面，經(jīng)過撇油槽過濾，從出油口流出。

由圖6可知，液位板左側(cè)，流場壓力呈現(xiàn)梯度分布；液位板上方和右側(cè)，流場壓力都較低，表明經(jīng)過氣浮處理過的水相能夠平穩(wěn)流出。

3.2入水口位置的影響

入水口位置分別設(shè)計在左下方軸向、左中間軸向和左上方軸向。不同入水口位置的臥式氣浮器的油相體積分布云圖如圖7，不同入水口位置的油相體積分?jǐn)?shù)分布不同；在左中間軸向時，撇油槽內(nèi)的油相含量最高，聚合最多；入水口位置過高或過低，整體水流波動性較小，與從下方溶氣水口通入的氣泡不能充分?jǐn)嚢瑁馀萑菀拙鄄⑿纬纱髿馀?，同時大氣泡在混合區(qū)容易上浮[14]；大氣泡不易與油滴結(jié)合，且干擾小氣泡和油滴結(jié)合，不利于氣泡-油滴聚合體上浮，極易引起氣泡- 油滴聚合體破碎和解吸，氣浮除油效果變差。

入水口位置不同時，監(jiān)測入水口和出水口的含油量，計算除油率結(jié)果如圖8。入水口位置為左中間軸向時，出水口的含油量最少，除油率最高。原因是入水口在左中間軸向時，臥式氣浮器有比較好的氣浮處理效果，撇油槽過濾出大多數(shù)結(jié)合的氣泡-油滴聚合體，使出水口的水質(zhì)變好。因此，臥式氣浮器選用出水口位置在左中間軸向時除油效果最佳。

3.3擋板高度的影響

確定入水口位置在左中間軸向后，研究擋板高度對臥式氣浮器流場的影響。擋板高度分別設(shè)置為90 mm，105 mm和120 mm，此時臥式氣浮器的油相體積分布不同，其云圖如圖9，擋板高度為120 mm時，臥式氣浮器的撇油槽內(nèi)和周圍聚集的油相體積分?jǐn)?shù)較高，因為隨著擋板高度的減少，從入水口進入的水流遭到擋板的阻礙較少，水流的速度變快，混合區(qū)油滴和氣泡有較少的接觸時間，氣泡不能與油滴進行緊密結(jié)合；較多的氣泡在混合區(qū)停留，逐漸聚并成較大的氣泡，影響氣泡和油滴碰撞，減弱溶氣氣浮作用的效果，較多的油滴從出水口流出。當(dāng)擋板高度高于120 mm時，擋板左側(cè)水位過高，根據(jù)連通器的原理，混合區(qū)的水位也會隨之升高，超過撇油槽的正常過濾水位，撇油槽將失去作用。

不同擋板高度時，監(jiān)測入水口和出水口的含油量，計算除油率結(jié)果如圖10。擋板高度為120 mm時，除油率最高，大多數(shù)的油滴浮到水的表面，通過出油口排出廢油，出水口的水質(zhì)變好，氣浮效果好。

3.4出水口位置的影響

確定入水口位置在左中間軸向和擋板高度120 mm后，研究不同出水口位置對臥式氣浮器流場的影響。出水口位置分別為側(cè)下方徑向，右下方軸向和右中間軸向，不同出水口位置時臥式氣浮器的油相體積分布云圖如圖11。出水口位置不同時，臥式氣浮器在混合區(qū)的油相體積分?jǐn)?shù)分布不同。出水口位于右中間軸向時，撇油槽上油相的體積分?jǐn)?shù)過高。出水口在右中間軸向時，液位板右側(cè)會有一部分水相在罐中儲存，減緩水相流出罐體的時間，使氣泡和油滴能夠有較多的接觸時間，提高氣泡－油滴聚合體產(chǎn)生，有利于氣浮除油的作用過程，提高油滴去除率。

此時，監(jiān)測入水口和出水口的含油量，計算除油率結(jié)果如圖12。當(dāng)出水口位置為右中間軸向時，出水口的含油量最低，為25 mg/L，除油率可達98.75%，表明出水口位置取右中間軸向為最佳。此時，臥式氣浮器的除油效果明顯，出水口的水質(zhì)變得更好，氣浮效率高。

4結(jié)論

采用數(shù)值模擬的方法對設(shè)計的臥式氣浮器流場進行模擬仿真，研究其影響因素，優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)。通過對臥式氣浮器的流場密度、流場速度和流場壓力分析，中上層的密度在50～150 kg/m3之間，下層的密度為7b6fa06378589950391bb80e17f29d84c50～950 kg/m3，流體能夠在罐體里面有足夠的停留時間，流場壓力呈現(xiàn)梯度分布。臥式氣浮器選擇入水口位置為左中間軸向時，氣泡容易與油滴結(jié)合；取擋板高度為120 mm時，增加氣泡和油滴的碰撞和接觸概率；出水口在右中間軸向時，增加油滴和氣泡的接觸時間，最高除油率為98.75%。今后需要進行實驗結(jié)果和仿真結(jié)果的共同驗證，修正數(shù)值模型，使之更加接近實驗結(jié)果。

參考文獻

［1］舒朝暉， 王暢， 袁友為， 等. 一種新型導(dǎo)葉式油水分離水力旋流器[J]. 流體機械， 2023， 51 （7）： 32-38， 59.

[2]劉洋. 旋流-過濾耦合分離器的流場特性及油水分離機理研究[D]. 大慶： 東北石油大學(xué)， 2022.

[3]毛飛燕. 基于離心脫水的含油污泥油-水分離特性及分離機理研究[D]. 杭州： 浙江大學(xué)， 2016.

[4]陸忠韓， 魏叢達， 吳奇霖， 等. 不同結(jié)構(gòu)旋流器油水分離特性研究[C]∥第十三屆全國水動力學(xué)學(xué)術(shù)會議暨第二十六屆全國水動力學(xué)研討會. 青島， 2014： 938-949.

[5]王振波， 葛衛(wèi)學(xué)， 孫治謙， 等. 臥式重力沉降器油水空間分布研究[J]. 高校化學(xué)工程學(xué)報， 2012， 26（1）： 37-42.

[6]張義科. 平流式加壓溶氣氣浮除油技術(shù)實驗研究[D]. 青島： 中國石油大學(xué)（華東）， 2017.

[7]王萌萌， 張克峰， 李佳寧， 等. 計算流體力學(xué)模擬在氣浮池試驗裝置設(shè)計中的應(yīng)用[J]. 給水排水， 2016， 52（S1）： 297-301.

[8]時鳳霞， 趙健， 孫曉光， 等. 氣液兩相射流表面清洗流場數(shù)值模擬[J]. 中南大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2021， 52（3）： 960-970.

[9]CHEN Z， YAN H， PING Z， et al. Parametric study of gasliquid twophase flow field in horizontal stirred tank[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China， 2021， 31（6）： 1806-1817.

[10]ZHAO H， ZHANG Z， ZHANG T， et al. Experimental and CFD studies of solidliquid slurry tank stirred with an improved Intermig impeller[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China， 2014， 24（8）： 2650-2659.

[11]KWON S B， PARK N S， LEE S J， et al. Examining the effect of length/width ratio on the hydrodynamic behaviour in a DAF system using CFD and ADV techniques[J]. Water Science and Technology， 2006， 53（7）： 141-149.

[12]WANG Y L， LIU W， TIAN L P， et al. Research on the CFD numerical simulation and process optimization of countercurrentcocurrent dissolved air flotation[J]. Journal of Water Supply： Research and TechnologyAQUA， 2019， 68（5）： 325-336.

[13]楊佳佳. 平流式氣浮器內(nèi)氣泡聚并及流場特性數(shù)值研究[D]. 青島： 中國石油大學(xué)（華東）， 2016.

[14]陳愛良， 毛迦勒， 曹疆， 等. 氣浮除油過程中流場特性仿真模擬研究[J]. 中南大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2023， 54（5）： 1680-1691.

[15]汪曉雯. 頁巖氣測試過程分離器設(shè)計及驗證研究[D]. 北京： 中國石油大學(xué)（北京）， 2020.

[16]吉青杰. 用強化混凝技術(shù)改善水處理效果的研究[D]. 西安： 西北工業(yè)大學(xué)， 2005.

[17]黃帥帥， 徐浩， 張沛， 等. 基于Fluent VOF模型的洗掃車?yán)湮鬯构喾治雠c改進[J]. 機電產(chǎn)品開發(fā)與創(chuàng)新， 2019， 32（4）： 25-27， 57.

[18]陳海倫， 田愛華. 基于Fluent的液體進料DMFC陽極兩相流數(shù)值分析[J]. 吉林化工學(xué)院學(xué)報， 2019， 36（1）： 29-35.

[19]WANG J T， SUN B J， LI H， et al. Numerical simulation of cementing displacement interface stability of extended reach wells[J]. Journal of Hydrodynamics， 2018， 30（3）： 420-432.

[20]趙健， 張貴才， 徐依吉， 等. 固液兩相流粒子沖蝕鉆頭內(nèi)流道磨損[J]. 中南大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2018， 49（5）： 1228-1236.

[21]RODRIGUES J P， BéTTEGA R. Evaluation of multiphase CFD models for Dissolved Air Flotation （DAF） process[J]. Colloids and Surfaces A： Physicochemical and Engineering Aspects， 2018， 539： 116-123.

Design and Flow Field Simulation of Horizontal Air Lifter

WANG Ying1， LI Xingzhen2， CHENG1Guangwei2， HU Xuyan3

LI Yankun1， YIN Ningxia2

（1.Cnooc Energy Development Equipment Technology Co.， LTD Zhanjiang Branch， Zhanjiang 524057，China;

2.College of Mechanical Engineering， Guangdong Ocean University， Zhanjiang 524088，China;

3. Zhanjiang Branch of CNOOC （China） Co.， LTD， Zhanjiang 524057， China）

Abstract：

In order to improve the computational efficiency of the horizontal air lifter， the structure of horizontal air lifter was designed. The changing characteristics of its flow field were simulated by CFD（Computational Fluid Dynamics） technology. The simulation results show that the designed horizontal air float is effective in treating oilbearing wastewater. The flow field shows that there is a good step stratification effect. When the water inlet is in the left intermediate axis， the baffle height is 120 mm and the water outlet is in the right intermediate axis， the horizontal air float has a better air flotation effect.

Keywords： horizontal air lifter; collision; oil removal rate; air flotation effect

收稿日期： 2024-03-25； 修回日期： 2024-06-26

基金項目： 中海油能源發(fā)展裝備技術(shù)有限公司湛江分公司合同項目（B23364）

第一作者： 王英（1974-），男，高級工程師，工程碩士，主要研究方向為多相流分離技術(shù)。

通信作者： 尹凝霞（1975-），博士，副教授，碩士生導(dǎo)師，主要研究方向為先進制造技術(shù)、CFD/CAE仿真分析。Email： yinnx@gdou.edu.cn