方相九， 陳家慶， 劉美麗， 姬宜朋， 孔祥功

(北京石油化工學院 機械工程學院，北京 102617)

?

氣泡增強型水力旋流器的數(shù)值模擬研究

方相九， 陳家慶， 劉美麗， 姬宜朋， 孔祥功

(北京石油化工學院 機械工程學院，北京 102617)

采用歐拉模型與離散相模型相結合的方法對氣泡增強型水力旋流器中油-氣-水三相流場進行數(shù)值模擬，分析了速度場和油滴粒子的運動軌跡，并且對比了油滴粒徑、工作流量、含油濃度3種不同因素對注氣后水力旋流器與常規(guī)水力旋流器分離效率的影響。數(shù)值模擬結果表明，注氣后水力旋流器內流場的切向速度和軸向速度較常規(guī)水力旋流器更高，油滴分離所需的時間更短，對30 μm以上油滴的分離效率比常規(guī)水力旋流器高出約20%。從數(shù)值模擬的角度驗證了入口注氣可以提升水力旋流器的分離性能。

水力旋流器；含油污水；微氣泡；數(shù)值模擬；分離性能

水力旋流器是近年來應用于石油化工行業(yè)中一種重要的分離設備，雖然具備緊湊高效、操作簡便等優(yōu)勢，但也存在分割粒度大、能耗高、對乳化液分離效果差等固有不足。為了改善水力旋流器的性能，科研人員嘗試使用氣浮法強化旋流分離。自1983年J. D. Miller[1]發(fā)明充氣式水力旋流器(ASH)以來，國內外研究人員在此基礎上展開了大量結構改進設計與實驗研究。東北石油大學蔣明虎[2-3]課題組、中國石油大學(北京)王嘉麟等[4-5]將微孔材料用作水力旋流器的外殼并在外部增加了環(huán)形注氣腔，氣體通過微孔材料外殼后在旋流器內產(chǎn)生微細氣泡，進而提升了常規(guī)水力旋流器的分離效率；華東理工大學汪華林[5-6]課題組利用氣液混合泵向進入旋流器之前的含油污水注入微氣泡，實驗結果證明這種注氣方法也可以提升水力旋流器的分離性能[6-7]；巴西國家石油公司的M. V. Melo等[8]將絮凝、氣浮、離心分離組合到一套分離裝置中，利用其協(xié)同作用進行油水分離，與傳統(tǒng)旋流分離相比更加高效。與理論研究相比，實驗研究較為直觀，但難以對水力旋流器內部流場分布及流動特性進行深入的探討，而且設備成本高，實驗周期長。

隨著計算流體力學的發(fā)展，研究者們開始采用數(shù)值模擬手段對水力旋流器內油水分離相關問題進行探究，但在氣浮旋流耦合方面卻鮮有成果[9]。東北石油大學的王學佳[10]利用混合模型對水力旋流器內油氣水三相流動進行了數(shù)值模擬，得到了內部流場規(guī)律和分離特性，筆者嘗試采用混合模型對類似問題進行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)油滴的分離效率會隨著氣相體積分數(shù)的增大而減小，這與文獻中的實驗研究結果不符[11-12]。天津大學孫津生[13]課題組對簡化后的水力旋流器內油氣水三相流動進行了數(shù)值模擬，將油相視作包裹在氣泡表面的一層薄膜，實際上是模擬了氣水兩相的分離過程。大連理工大學的楊威[14]對水力旋流器內油水兩相流場及油氣水三相流場分別進行了數(shù)值模擬并進行了對比，只是在采用混合模型模擬油水兩相流場時油為連續(xù)相，采用離散相模型模擬油氣水三相流場時油為離散相，兩種情況可比性不足。但是，這種分階段的模擬方式值得借鑒?？傮w來看，目前還沒有一套統(tǒng)一的適用于水力旋流器除油問題的模擬方案。

筆者借鑒了楊威的分階段模擬方式，在研究注氣前后水力旋流器內部流動時，采用計算精度更高的歐拉模型，先得到穩(wěn)定的水單相或者氣水兩相流場，再采用離散相模型的方法加入油滴，借助牛頓第二定律直接計算油滴粒子的運動軌跡，通過對油滴軌跡進行統(tǒng)計得到除油效率。在油水兩相流場與油氣水三相流場，油都是作為離散相存在，更具有可比性，進而從數(shù)值模擬的角度驗證了注氣可以有效地提升水力旋流器的分離性能。

1　幾何模型與網(wǎng)格劃分

1.1幾何結構及尺寸

本文中水力旋流器的設計流量Q為2 m3/h，首先根據(jù)Martin Thew的設計理念[15]，利用流量與名義直徑的對應關系確定名義直徑D，關系式如下：

式中：Q為流量，m3/s；D為名義直徑，m。

在確定名義直徑后，可根據(jù)不同的比例關系確定水力旋流器其他結構參數(shù)，各結構參數(shù)與名義直徑的比例關系式不再逐一列舉。水力旋流器單體結構如圖1所示，其結構尺寸如表1所述。模擬時，取旋流器中心軸為z軸，筒體頂板為標高起點，向溢流口為z軸正向。

圖1　水力旋流器單體結構示意圖

表1　水力旋流器單體結構參數(shù)尺寸

注：α=20°，β=1.5°

1.2幾何模型及網(wǎng)格劃分

應用前處理軟件Gambit創(chuàng)建幾何模型，通過合理離散，以四邊Map的方式生成結構化六面體網(wǎng)格，節(jié)點數(shù)為290 194，網(wǎng)格數(shù)為280 128，整體網(wǎng)格如圖2(a)所示。為了提高計算精度，對入口段、旋流腔壁面等流場變化較為劇烈的區(qū)域進行網(wǎng)格局部加密，劃分后的網(wǎng)格如圖2(b)所示。

圖2　整體網(wǎng)格和局部加密示意圖

2　數(shù)學模型與計算方法

2.1數(shù)學模型選擇

由于常規(guī)水力旋流器內部流動為強旋流，對分離過程起主導作用的是離心力場，因此計算中不考慮重力場的影響。氣泡增強型水力旋流器內部流場為油-氣-水三相復雜流態(tài)，經(jīng)過對比分析，采取歐拉模型(Eulerian Model)與離散相模型(Discrete Phase Model)相結合的方式模擬油氣水三相流動。首先采用歐拉-歐拉方法模擬注氣與非注氣條件下的旋流器內部流動，獲得水單相與氣液雙相耦合情況下的穩(wěn)定流場，然后在此基礎上采用離散相模型模擬加入油相后油滴粒子的運動軌跡。在湍流模型的選擇方向，水力旋流器內部流場為高強度的湍流狀態(tài)，雷諾應力模型(Reynolds Stress Model)從湍流各向異性出發(fā)，充分考慮了由于流體旋轉或流線彎曲所帶來的應力張量的變化，因此采用雷諾應力模型[16]。

2.2邊界條件設置及計算方法

切向入口定義為速度入口邊界，設計流量為2 m3/h，根據(jù)設計流量設定入口速度為5.1 m/s，溢流口和底流口定義為自由出流出口(outflow)邊界，溢流口分流比為10%。氣體以微細氣泡的形式注入，注氣體積分數(shù)設為8%，根據(jù)管式微孔介質氣泡發(fā)生器所產(chǎn)生氣泡粒徑分布的實際在線測試結果，設定氣泡粒徑為30 μm。設定入口含油質量濃度為1 000 mg/L，粒徑為50 μm，密度為780 kg/m3，入口截面設置為油滴粒子入射的面源，溢流口截面設置為捕集邊界，底流口截面設置為逃逸邊界，其他壁面設置為反彈邊界。采用非穩(wěn)態(tài)模型進行計算，流場計算穩(wěn)定后，設置油滴粒子的噴射時間為5 s，計算時間為10 s，以保證計算結束時油滴粒子在旋流器內充分運動。在入口附近定義一個采樣面，采樣面上采集到油滴粒子的全部信息都保存在對應的DPM文件中，如表2所示，其中包括粒子的坐標位置、三維速度、顆粒粒徑、瞬時時刻及顆粒編號等信息，由于數(shù)目龐大，粒子信息不再一一列舉。通過該方法可以獲得入口截面噴射粒子的總數(shù)、溢流口截面捕集到的粒子個數(shù)以及底流口截面逃逸的粒子個數(shù)。由于計算時間大于噴射時間，從入口射入的粒子理論上有足夠的時間和機會排出，因此認為分離效率等于溢流口排出粒子個數(shù)與入口射入粒子總數(shù)的比值。

表2　各油滴粒子運動信息列表

假設油滴為球形，且在水相中均勻分布，忽略粒子間的相互作用，粒子湍流擴散模型選用隨機游走模型。對流-擴散項的離散格式采用有限體積法的QUICK格式，它適用于六面體網(wǎng)格，具有較高精度。壓力-速度場求解采用基于RSM模型的SIMPLEC算法。

3　計算結果分析

3.1網(wǎng)格獨立性驗證

為了排除網(wǎng)格數(shù)量對模擬結果的影響，進行了網(wǎng)格獨立性驗證，不同網(wǎng)格數(shù)模型在不同軸向位置的軸向速度和切向速度分布如圖3及圖4所示。當網(wǎng)格數(shù)量超過28萬時，流場計算結果變化甚微，說明此時進一步加密網(wǎng)格已無法對數(shù)值模擬結果產(chǎn)生影響，另外出于節(jié)省計算時間的考慮，選取網(wǎng)格單元數(shù)約為28萬。

圖3　不同網(wǎng)格數(shù)模型在不同軸向位置的軸向速度分布

Fig.3Axial velocity distribution different grid model in different positions

圖4　不同網(wǎng)格數(shù)模型在不同軸向位置的切向速度分布

Fig.4Tangential velocity distribution different grid model in different positions

3.2非注氣與注氣條件下內部流場對比

3.2.1切向速度由切向速度產(chǎn)生足夠大的離心力是旋流器內發(fā)生相分離的前提條件之一，因此切向速度是離心分離技術研究中的關鍵參數(shù)，圖5和圖6為非注氣與注氣條件下Z2截面的切向速度分布云圖以及切向速度分布數(shù)值圖。由于建模時軸向延伸方向以及入口位置的原因，模型內流體呈順時針旋轉，而Ansys Fluent軟件是以逆時針旋轉為正方向，因此云圖中切向速度為負值，表示切向速度與規(guī)定方向相反。從圖5、6中可以看出，注氣后流場內切向速度有明顯增大，且在徑向上切向速度的變化率增大，說明注氣條件下會增大油滴所受到的離心力，有利于油滴的分離，但也會在一定程度上增大剪切力，即加重油滴的剪切破碎；同時可以看到，非注氣條件下切向速度的對稱軸相對于幾何中心軸出現(xiàn)了一定的偏離，這與模型采用了單切向入口有關，而在注氣條件下切向速度整體上呈中心對稱分布，流場更加穩(wěn)定。

圖5　非注氣與注氣條件下Z2截面的切向速度分布云圖

Fig.5Tangential velocity contours atZ2cross section under non-gas and gas injection conditions

圖6　非注氣與注氣條件下Z2截面的切向速度分布

Fig.6Tangential velocity distributions atZ2cross section under non-gas and gas injection conditions

3.2.2軸向速度圖7和圖8為兩種條件下旋流腔與大錐段部分在X=0對稱面的軸向速度分布云圖以及Z1和Z2截面上的軸向速度分布數(shù)值圖，從圖7中可以看出，軸向速度大體上呈中心對稱分布，注氣條件下的軸向速度明顯高于非注氣條件。注氣條件下，在中心軸附近會形成一個高速區(qū)，且越接近溢流口軸向速度越大，說明注氣后更有利于油滴從溢流口排出。

圖7　非注氣與注氣條件下軸向速度分布

Fig.7Distributions of axial velocity under non-gas and gas injection conditions

圖8　非注氣與注氣條件下Z1與Z2截面的軸向速度分布數(shù)值圖

Fig.8Axial velocity distributions atZ1andZ2cross section under non-gas and gas injection conditions

通過對兩種條件下水力旋流器內部流場的分析，可以發(fā)現(xiàn)注氣條件下粒子的切向速度與軸向速度都有所提升，粒子排出旋流器所需時間也會相應地縮短。以粒徑為50 μm的油滴粒徑為例，非注氣條件下油滴粒子從溢流口排出最長時間為6.6 s，注氣條件下流場油滴從溢流口排出最長時間為3.2 s，這也驗證了注氣對于油滴的分離具有促進作用。

3.3油滴粒徑變化時的分離效果對比

工作流量為2 m3/h，非注氣與注氣條件下油滴粒徑變化時旋流器的分離效率如圖9所示。從圖9中可以看出：①不管注氣與否，油滴的分離效率都隨著油滴粒徑的增大而增大，這符合離心沉降原理；②當油滴粒徑小于32 μm時，注氣對于油滴分離效率并沒有提升作用，反而非注氣條件下的分離效率較高；③在油滴粒徑增大至40 μm后，注氣條件下的分離效率比非注氣條件下增大了約15%。

圖9　不同油滴粒徑下的分離效率對比

Fig.9Comparison of separation efficiency under different droplet size

通過對非注氣和注氣條件下不同入口位置注射的油滴粒子的運動軌跡進行追蹤，可以推斷出圖9中兩條分離效率曲線相交的原因。粒徑為30、60 μm的油滴運動軌跡大致可分為圖10中的幾種。如圖10(a)所示，小粒徑油滴(如30 μm)由于對連續(xù)水相跟隨性好，一小部分在流入大錐段才進入內旋流，然后從溢流口分離；大部分小油滴會如圖10(e)所示處于外旋流中，然后從底流口排出；而在注氣后氣泡迅速向中心軸處運移形成內旋流，氣體堆積在溢流口附近形成氣阻，如圖10(b)所示小油滴即使進入內旋流也很難被分離，只能從底流口排出。因此，當油滴粒徑較小時，注氣對于油滴的分離并沒有提升作用，反而非注氣條件下的分離效率較高。如圖10(c)所示，較大粒徑的油滴(如60 μm)受到的離心力較大，多數(shù)在水力旋流器的圓柱段就可以進入內旋流；而注氣后流場切向速度增大，如圖10(d)所示，較大油滴能夠更快地進入內旋流，分離所需時間也會相應地縮短；只有少部分的大油滴會如圖10(e)所示處于外旋流中，始終無法進入內旋流進而從底流口排出。

圖10　兩種條件下油滴不同的運動軌跡

Fig.10The trajectories of different oil drops under two conditions

3.4工作流量變化時的分離效果對比

鑒于在考察不同油滴粒徑下分離效率的變化趨勢時，非注氣條件與注氣條件的分離效率曲線在某一特定粒徑(30～35 μm)出現(xiàn)了“相交”的情況，在考察不同工作流量對分離效果的影響時，油滴粒徑取30 μm與50 μm，并分別在非注氣與注氣條件下進行模擬，所得到的分離效率如圖11所示。

圖11　不同工作流量下的分離效率對比

Fig.11Comparison of separation efficiency under different flowrate

從圖11中可以看出：①不管注氣與否，水力旋流器的分離效率在一定范圍內都隨著工作流量的增大而增大，當工作流量增大至一定程度，分離效率的增長趨于平緩或者略有下降的趨勢；②當油滴粒徑取30 μm時，非注氣條件下的分離效率高于注氣條件；③當油滴粒徑取50 μm時，注氣條件下的分離效率始終高于非注氣條件；④相同條件下，分離效率在一定范圍內隨粒徑增大而增大。

在相同的流動條件下，油滴粒徑越大，受到的離心力也就越大，因此比較容易從溢流口分離。在未達到水力旋流器單體處理量的極限之前，隨著工作流量不斷增大，油滴的切向速度和軸向速度會相應地增大，離心沉降速度越快，越有利于分離。不同工作流量下溢液中氣相質量分數(shù)如圖12所示。從圖12中可以看出，隨著工作流量的增大，溢流中氣相所占的質量分數(shù)不斷增大，當流量增大至一定程度時，氣相更多地從溢流口排出，對油滴的分離產(chǎn)生了不利影響，部分油滴只能從底流口排出，從而導致分離效率開始下降。

圖12　不同工作流量下溢流中氣相的質量分數(shù)

Fig.12Percentage of gas mass flow in overflow under different flowrate

3.5含油濃度變化時的分離效果對比

保持設計流量為2 m3/h，油滴粒徑為50 μm，不同含油質量濃度下的分離效率對比如圖13所示。模擬結果表明，隨著入口含油質量濃度的增大，非注氣條件下的分離效率緩慢增大，而后增長趨勢趨于平穩(wěn)；注氣條件下的分離效率始終高于非注氣條件且基本保持不變。說明注氣后水力旋流器能夠避免含油質量濃度波動所產(chǎn)生的影響而始終保持較高的除油效率。

圖13　不同含油質量濃度下的分離效率對比

Fig.13Comparison of separation efficiency under different oil concentration

4　結論

借助數(shù)值模擬手段對非注氣與注氣條件下水力旋流器的分離效率進行對比，可得出如下結論：

(1) 在注氣條件下，旋流器模型內部流場的切向速度和軸向速度均高于非注氣條件，油滴粒子的排出時間也相應地縮短，說明注氣有利于油滴的分離。

(2) 保持相同的操作條件(如工作流量、氣泡尺寸、含油質量濃度等)，在油滴粒徑較小時，注氣對于油滴分離效率并沒有顯著的提升作用，反而非注氣條件下的分離效率較高，油滴粒徑增大至40 μm以上，注氣條件下的分離效率比非注氣條件提高了15%以上；不管注氣與否，水力旋流器的分離效率在一定范圍內都隨著工作流量的增大而增大，當工作流量增大至一定程度，分離效率的增長趨于平緩或者有下降的趨勢；保持相同的工作流量和油滴粒徑，不同入口含油質量濃度下注氣后的模型分離效率始終高于非注氣條件下的模型。

(3) 從數(shù)值模擬的角度驗證了注氣可以真實有效地提升水力旋流器的分離效率，為下一步氣泡增強型水力旋流器的實驗研究以及結構放大設計提供了理論基礎。

[1] Miller J D. Apparatus and method for separating particles from a fluid suspension:US,4397741[P].1983-09-08.

[2]蔣明虎, 王學佳, 趙立新, 等. 氣攜式水力旋流器分離性能試驗[J]. 大慶石油學院學報, 2006, 30(1): 53-56.

Jiang Minghu, Wang Xuejia, Zhao Lixin, et al. Separation characteristics experimental study of gas-injected hydrocyclone[J]. Journal of Daqing Petroleum Institute, 2006, 30(1): 53-56.

[3]Zhao Lixin, Jiang Minghu, Li Feng. Experimental study on the separation performance of air-injected de-oil hyrocyclones[J]. Chemical Engineering Research and Design, 2010, 88(5): 772-778.

[4]王嘉麟, 陳春茂, 楊雙春, 等. 充氣水力旋流器凈化含油污水的實驗與應用研究[J]. 現(xiàn)代化工, 2008, 28(3): 62-64.

Wang Jialin, Chen Chunmao, Yang Shuangchun, et al. Experimental study on purifying oily wastewater by air -sparged hydrocyclone and its application[J]. Modern Chemical Industry, 2008, 28(3): 62-64.

[5]潘利祥, 孫國剛. 注氣型水力旋流器用于油水分離的試驗研究[J]. 化工機械, 2004, 31(5): 259-263.

Pan Lixiang, Sun Guogang. Experimental investigations on the air-sparged hydrocyclones for oil water separation[J]. Chemical Engineering & Machinery, 2004, 31(5): 259-263.

[6]白志山, 汪華林, 裴世瑜, 等. 用于含油污水處理的氣浮旋流耦合技術研究[J]. 環(huán)境污染治理技術與設備, 2006, 7(8): 86-89.

Bai Zhishan, Wang Hualin, Pei Shiyu, et al. Research of integrated gas flotation and hydrocyclone for oily wastewater treat ment[J]. Techniques and Equipment for Environmental Pollution Control, 2006, 7(8): 86-89.

[7] 裴世瑜, 汪華林, 李小勇, 等. 含油污水氣浮旋流耦合分離方法的研究[J]. 華東理工大學(自然科學版), 2005, 31(3): 376-378.

Pei Shiyu, Wang Hualin, Li Xiaoyong, et al. Integrated gas flotation and hydrocyclone separation method for oily wastewater cleanup[J]. Journal of East China University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2005, 31(3): 376-378.

[8]Melo M V, Pereira Jr O A, Jacinto Jr A, et al. Advances in non-conventional flotation for oily water treatment[J]. Filtration, 2006, 6(1): 31-34.

[9]于爽，阿斯?jié)h，孫策，等.T型集輸管路油水兩相數(shù)值模擬[J].石油化工高等學校學報，2015，28(4)：94-98.

Yu Shuang, A Sihan, Sun Ce, et al. Numerical simulation of oil-water two-phase flow in T-tube of gathering pipeline[J].Journal of Petrochemical Universities, 2015，28(4)：94-98.

[10]王學佳. 氣攜式液-液水力旋流器分離機理及特性研究[D]. 大慶: 東北石油大學, 2006.

[11]蔣明虎, 孫立瑩, 朱寶軍, 等. 微孔注氣式旋流器分離性能試驗研究[J]. 石油機械, 2007, 35(10): 16-19.

Jiang Minghu, Sun Liying, Zhu Baojun, et al. Experimental study on separation performance of air injected hydrocyclonic separator[J]. China Petroleum Machinery, 2007, 35(10): 16-19.

[12]趙立新, 朱寶軍, 李楓, 等. 氣攜式液液水力旋流器分離性能影響因素[J]. 化學工程, 2007, 35(2): 43-47.

Zhao Lixin, Zhu Baojun, Li Feng, et al. Influent factors study on the separation performance of the air-injected liquid-liquid hydrocyclones[J]. Chemical Engineering(China), 2007, 35(2): 43-47.

[13]Luo X B, Sun J S. CFD simulation of bubble enhanced hydrocyclone for air-water system encountered in de-oiling[C]. Presentation at the Aiche Annual Meeting, 2013-11-03.

[14]楊威. 氣攜式液-液水力旋流器的數(shù)值模擬[D]. 大連: 大連理工大學, 2011.

[15]Thew M T. Cyclone Separator:US，5032275[P]. 1991.

[16]梁政, 吳世輝, 任連城. 論水力旋流器流場數(shù)值模擬中湍流模型的選擇[J]. 天然氣工業(yè), 2007, 27(3): 119-121.

Liang Zheng, Wu Shihui, Ren Liancheng. The selection of turbulent model in numerical simulation of flow field of hydraulic cyclone[J]. Natural Gas Industry, 2007, 27(3): 119-121.

(編輯王亞新)

Numerical Simulation Research of Bubble Enhanced Hydrocyclone

Fang Xiangjiu， Chen Jiaqing， Liu Meili， Ji Yipeng， Kong Xianggong

(SchoolofMechanicalEngineering，BeijingInstituteofPetrolchemicalTechnology，Beijing102617,China)

By means of Eulerian Model combined with Discrete Phase Model, the numerical simulation of three phases flow field in bubble enhanced hydrocyclone was performed to analyse the velocity distribution inside the hydrocyclone and the trajectories of oil droplet. The separation efficiency of hydrocyclone after bubble-injection was compared with conventional hydrocyclone in different aspects such as partical size, flow rate and oil content in wastewater. The simulation result showed that tangential velocity and axial velocity inside the hydrocyclone after bubble-injection were higher than that of conventional hydrocyclone, leading to a quicker escaping time of oil droplet. Meanwhile, bubble-injection could increase the separation efficiency of oil droplet above 30 micron by 10% to 20%. The calculation confirmed that bubble-injection at inlet could promote the separation performance of hydrocyclone in terms of numerical simulation.

Hydrocyclone; Oily wastewater; Micro-bubble; Numerical simulation; Separation performance

1006-396X(2016)02-0082-07

投稿網(wǎng)址：http://journal.lnpu.edu.cn

2015-12-31

2016-01-25

北京市屬高等學?！伴L城學者”培養(yǎng)計劃資助項目(CIT&TCD20150317)。

方相九(1990-)，男，碩士研究生，從事油井采出液及煉油污水除油預處理方面的研究；E-mail：fangxiangjiu@bipt.edu.cn。

陳家慶(1970-)，男，博士，教授，博士生導師，從事環(huán)保多相流高效分離方面的研究；E-mail：jiaqing@bipt.edu.cn。

TE964； TQ051

Adoi:10.3969/j.issn.1006-396X.2016.02.016