陳 彬，劉 閣，張賢明

（重慶工商大學(xué)廢油資源化技術(shù)與裝備教育部工程研究中心，重慶 400067）

文章編號(hào)：1001?246X（2015）05?0579?07

運(yùn)行時(shí)間對(duì)油水真空分離的影響

陳 彬，劉 閣，張賢明

（重慶工商大學(xué)廢油資源化技術(shù)與裝備教育部工程研究中心，重慶 400067）

為獲取運(yùn)行時(shí)間對(duì)油水分離動(dòng)態(tài)特性的影響，考慮油水汽三相流、水滴蒸發(fā)相變等因素，建立濾油機(jī)的油水分離流場(chǎng)的數(shù)學(xué)物理模型及水滴運(yùn)動(dòng)蒸發(fā)的相變方程；分析運(yùn)行時(shí)間對(duì)油水分離過程中油水汽三相體積分?jǐn)?shù)分布以及軸向脫水率的影響，表明不同運(yùn)行時(shí)間油水汽三相流的動(dòng)態(tài)特性，運(yùn)行時(shí)間顯著影響油水分離的脫水效率，為研究濾油機(jī)的油水分離機(jī)理奠定基礎(chǔ).

運(yùn)行時(shí)間；油水分離；三相流；脫水率

0 引言

油中含有一定量的水分后，會(huì)使油液乳化，降低油液的理化性能，常見的方法有沉降、離心分離、過濾和真空分離等，而真空分離是采用低溫加熱蒸發(fā)，不破壞油中的有效成分，防止油品的老化，能有效地解決油水分離問題.真空濾油機(jī)是油水分離處理的典型設(shè)備.真空濾油機(jī)脫水過程中其內(nèi)部流場(chǎng)十分復(fù)雜，涉及油、水、蒸汽三相流動(dòng)以及傳熱、傳質(zhì)等多種作用的耦合.以前的研究方法主要采用“黑箱法”，無法正確地了解濾油機(jī)的內(nèi)部流場(chǎng).國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)油水真空分離過程提出了很多模型［1－2］，計(jì)算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）的發(fā)展使得濾油機(jī)在設(shè)計(jì)和操作條件下預(yù)測(cè)內(nèi)部流場(chǎng)特性成為可能.對(duì)于這種復(fù)雜的微觀流場(chǎng)建模，通常只考慮小雷諾數(shù)的單液滴受到連續(xù)相的拖曳力、對(duì)流熱交換、傳質(zhì)效能情況下的控制方程，Boyadjiev［3－4］等根據(jù)擴(kuò)散理論、邊界層理論對(duì)油水分離過程進(jìn)行研究，建立了分離過程的偏微分方程.Martynenko［5］研究油水分離的非平衡蒸發(fā)不可逆熱力學(xué)現(xiàn)象，并得到了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證.Dombrovsky［6］提出一個(gè)基于油中水液滴內(nèi)部近似拋物線上升的非等溫液滴蒸發(fā)簡(jiǎn)化模型，此模型考慮液滴內(nèi)部的瞬態(tài)升溫過程的d2蒸發(fā)方程，對(duì)內(nèi)燃機(jī)的燃料液滴的蒸發(fā)和溫度變化仿真結(jié)果表明此模型比常見的等溫液滴模型符合工程實(shí)際.根據(jù)求解耦合流體流動(dòng)和熱傳遞問題非線性特點(diǎn)，一般使用非穩(wěn)態(tài)方法，在液體部分方程中利用UDF（User?Defined?Function）來預(yù)定義流場(chǎng)的變量.fluent經(jīng)典實(shí)例中對(duì)豎直管流動(dòng)沸騰單壁面加熱混合模型采用UDF定義水分蒸發(fā)凝固的相變過程［7］.

真空分離效率的高低主要受溫度、真空度、初始含水率、油膜蒸發(fā)表面積、蒸發(fā)表面的更新、蒸發(fā)持續(xù)時(shí)間等因素影響［8－10］.雷諾應(yīng)力模型（RSM模型）是基于各向異性假設(shè)的湍流模型，它具有很強(qiáng)的描述復(fù)雜湍流的能力［11］.作者在前期研究中分析了濾油機(jī)運(yùn)行效率受溫度、真空度等因素影響的規(guī)律［12－13］.目前，針對(duì)真空濾油機(jī)脫水過程中內(nèi)部流場(chǎng)，理論上分析油水蒸汽三相湍流復(fù)雜情況下，加上相變因素，運(yùn)行時(shí)間對(duì)濾油機(jī)內(nèi)部各相的體積分?jǐn)?shù)分布、脫水效率的影響很少報(bào)道.本文選用RSM（Reynolds stressmodel）模型描述湍流，對(duì)于濾油機(jī)的油水分離過程，從基本的傳熱傳質(zhì)過程入手，建立數(shù)學(xué)模型，通過數(shù)值求解，揭示濾油機(jī)油水在一定真空條件下油、水、蒸汽三相流體動(dòng)力學(xué)，深入分析運(yùn)行時(shí)間對(duì)濾油機(jī)脫水效率的影響，為濾油機(jī)的高效運(yùn)行提供可靠的數(shù)據(jù).

1 基本方程

1.1 控制方程

利用有限體積法對(duì)濾油機(jī)內(nèi)真空分離過程的三相流動(dòng)態(tài)特征進(jìn)行數(shù)值分析，其質(zhì)量守恒和動(dòng)量守恒方程：

式中，i表示油、水、蒸汽三相的一相；fi表示第i相的體積因子；ρi表示第i相的密度；ui，vi，wi分別表示第i相在笛卡爾坐標(biāo)系中x，y，z的速度；Sm表示由水相變時(shí)轉(zhuǎn)換為蒸汽相單位體積的質(zhì)量速率；μi表示第i相的動(dòng)力粘度；pi表示第i相的壓力；gx，gy，gz分別表示第i相在笛卡爾坐標(biāo)系中x，y，z的重力加速度；Ψαβx，Ψαβy，Ψαβz分別表示水相變時(shí)轉(zhuǎn)換為蒸汽相在笛卡爾坐標(biāo)系中x，y，z的動(dòng)量轉(zhuǎn)換；Fx，F(xiàn)y，F(xiàn)z分別表示在笛卡爾坐標(biāo)系中x，y，z的相間作用力，由于真空濾油機(jī)發(fā)生的是蒸發(fā)相變，故考慮表面作用力，按照Brackbill公式表面作用力為［14－15］

其中，fo表示油相的體積因子，σ，ρo，ρw，分別表示油水界面張力、油相密度、水相密度以及曲率，－＝－（Δ·n），n＝Δfo/Δfo表示從水相指向油相的單位正矢量；ρ表示油水乳化液的密度，ρ＝foρo＋（1－ρo）ρw．

1.2 蒸發(fā)方程

對(duì)油中水的蒸發(fā)過程，作如下簡(jiǎn)化假設(shè)：①水滴球?qū)ΨQ蒸發(fā)；②水滴周圍的環(huán)境壓力遠(yuǎn)低于液滴達(dá)到臨界狀態(tài)所需壓力，油液在水滴中的擴(kuò)散速率與水滴蒸發(fā)速率相比很小，可認(rèn)為油液在油水界面上的徑向通量為零，即忽略油液的可溶性；③考慮水滴比熱與汽化潛熱隨壓力變化，忽略水滴密度變化與內(nèi)部環(huán)流影響；④水滴表面附近的油相處于準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)，滿足Clausius?Clapeyron方程；⑤不考慮熱輻射效應(yīng).

根據(jù)Fick擴(kuò)散定律，在液滴表面蒸發(fā)時(shí)，其質(zhì)量守恒方程為

式中：ρm為油液和蒸汽的混合密度，ρm＝ρvpv/p＋ρo（p－pv）/p，其中ρv、ρo為液滴蒸汽和油液的密度，p、pv為總壓和蒸汽的分壓；r為液滴的半徑；Cv為液滴蒸汽的質(zhì)量濃度；vv為液滴蒸汽的流動(dòng)速度；D為液滴蒸汽在油液中的擴(kuò)散系數(shù)，其擴(kuò)散系數(shù)常用Wilke?Chang公式估算：D＝7.4×10－15（?Mo）0.5T/（μo），其中，T為油液的溫度K；μo為油液的粘度Pas；Mo油液的摩爾質(zhì)量kg·（kmol）－1；?為油液的締合參數(shù)，具體值為1.0；Vg為蒸汽在正常沸點(diǎn)下的分子體積，22.4×103cm3·mol－1，則液滴表面的蒸發(fā)率

根據(jù)油中水滴的能量傳遞過程，可得能量守恒方程為

式中λo為油液的導(dǎo)熱系數(shù)；Qn為液滴升高所需的熱量，在本文中不考慮液滴加熱階段，即認(rèn)為送入液滴的熱量等于液滴蒸汽帶走的熱量，因而Qn＝0；L為液滴的蒸發(fā)潛熱；cp為液滴的比熱；To為油液的溫度.

2 計(jì)算模型和邊界條件

選擇直徑為1.1m的真空濾油機(jī)作為研究對(duì)象，真空抽氣口連接真空泵，向?yàn)V油機(jī)內(nèi)部提供一定的真空，一定的油水乳化液在標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下從濾油機(jī)頂部進(jìn)口管經(jīng)過流體分配器噴射進(jìn)入圓形罐體；在罐體中部設(shè)置多層波紋孔板，乳化液在孔板中有曲折復(fù)雜的路徑，油中水分得到充分的蒸發(fā)，其蒸汽向上通過真空抽氣口排出罐體，除去水分的油液沉降在罐體底部由出油口排出，除油水進(jìn)口和真空抽氣口局部區(qū)域外，真空濾油機(jī)流場(chǎng)具有軸對(duì)稱性，計(jì)算模型結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示.

對(duì)計(jì)算模型利用gambit2.3.16進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，在真空濾油機(jī)罐體壁面、進(jìn)油口和真空抽氣口等區(qū)域采用邊界層網(wǎng)格進(jìn)行微調(diào)，以捕捉低壓和逆流等流動(dòng)特征，共劃分312 057個(gè)網(wǎng)格單元.

圖1 真空濾油機(jī)的典型結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of vacuum oil purifier

利用ANSYS.12中的RSM模型對(duì)真空濾油機(jī)進(jìn)行仿真，基于有限體積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，選取二階迎風(fēng)差分格式，對(duì)流動(dòng)時(shí)均控制方程組的數(shù)值求解采用SIMPLE算法，壓力插補(bǔ)格式為PRESTO！.水滴相變過程采用自行編寫UDF文件進(jìn)行.

3 計(jì)算結(jié)果與分析

計(jì)算介質(zhì)為46＃汽輪機(jī)油和水，配置含水率為10％的油水混合液進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，主相為油，密度為889kg·m－3，粘度為0.826 5kg·（m·s）－1，雷諾數(shù)Re為591；次相為水，密度為1 000kg·m－3，粘度為1.003×10－3kg·（m·s）－1，第三相為水蒸氣，密度為0.554 2kg·m－3，粘度為1.21×10－5kg·（m·s）－1.設(shè)定濾油機(jī)內(nèi)油水混合液真空壓力為1kPa，由安托因公式可知，此時(shí)水的汽化溫度為276K，因而設(shè)定溫度為343K，則運(yùn)行時(shí)間分別為10s、30s、60s和90s時(shí)的數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析如下

1）模型驗(yàn)證

圖2是油水分離過程不同運(yùn)行時(shí)間對(duì)脫水影響的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值，由圖可知，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值基本一致，運(yùn)行時(shí)間為10s、30s和90s時(shí)計(jì)算值小于實(shí)測(cè)值，且隨著運(yùn)行時(shí)間的增大，脫水效率的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值偏差趨于升高，分別為1.8883％、2.4348％和2.4803％，而在運(yùn)行時(shí)間為60s時(shí)計(jì)算值則大于實(shí)測(cè)值，二者的偏差為2.2381％.表明該模型在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)（含水率為10％、真空壓力為1kPa、溫度為343K、運(yùn)行時(shí)間為0～90s條件下的油水混合液）計(jì)算值與實(shí)測(cè)值基本吻合，可對(duì)運(yùn)行時(shí)間這個(gè)主要影響因素進(jìn)行正確分析.

2）運(yùn)行時(shí)間對(duì)油水汽三相體積分?jǐn)?shù)分布的影響

圖2 運(yùn)行時(shí)間對(duì)脫水影響的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值Fig.2 Calculated and measured dehydration at different running time

由于濾油機(jī)的分離塔板高400mm，其上表面軸向位置為293mm，下表面軸向位置為693mm，分離塔板是濾油機(jī)實(shí)現(xiàn)真空分離的關(guān)鍵部分，為了分析不同運(yùn)行時(shí)間對(duì)真空濾油機(jī)內(nèi)油、水、汽三相的體積分?jǐn)?shù)分布的影響，取濾油機(jī)幾何軸線（Z軸）的平面作為分析油水汽三相運(yùn)動(dòng)軌跡的平面，得到運(yùn)行時(shí)間分別為10s、30s、60s和90s時(shí)油相、水相和汽相的分布如圖3、4和5所示.

圖3 不同運(yùn)行時(shí)間下油相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.3 Oil?phase volume fraction distributions at different running time

從圖3可以看出，運(yùn)行時(shí)間對(duì)油相（數(shù)值計(jì)算中的Phase 2）的體積分?jǐn)?shù)在分離塔板軸向中心分布影響較小，其體積分?jǐn)?shù)沿軸向呈遞減趨勢(shì)，主要影響了油相在壁面區(qū)域的體積分?jǐn)?shù)，隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，油相沿徑向的體積分?jǐn)?shù)呈逐漸減少的趨勢(shì).這是由于在軸向中心，油相主要受進(jìn)口壓力的驅(qū)動(dòng)作用使油液集中沿軸向流動(dòng)，在分離塔板的內(nèi)部阻力作用下沿軸向油液的體積分?jǐn)?shù)逐漸降低.

如圖3（a）運(yùn)行時(shí)間為10s工況下，油相的體積分?jǐn)?shù)在分離塔板中的分布較為均勻，最大達(dá)到了0.94，而最小的體積分?jǐn)?shù)為0.915.隨著運(yùn)行時(shí)間的持續(xù)增加，油相的體積分?jǐn)?shù)在軸向分布梯度越來越大，在徑向的分布越來越均勻，如圖3（d）中軸向較小范圍內(nèi)，其軸向體積分?jǐn)?shù)就由0.715降為0.45，徑向的體積分?jǐn)?shù)基本一致為0.20.則為了表征不同運(yùn)行時(shí)間對(duì)油相的體積分?jǐn)?shù)分布的非均勻性，定義非均勻度為體積分?jǐn)?shù)的最大值和最小值之差

式中σ為非均勻度，fmax、fmin分別為體積分?jǐn)?shù)的最大值和最小值.

由圖3可得，隨著運(yùn)行時(shí)間的增大，油相體積分?jǐn)?shù)分布的非均勻度依次增大，運(yùn)行時(shí)間分別為10s、30s、60s和90s時(shí)油相的非均勻度分別為2.66％、28.90％、58.86％和72.03％.這是因?yàn)檫\(yùn)行時(shí)間的增加，油液中的水相蒸發(fā)相變的體積分?jǐn)?shù)增大，產(chǎn)生的汽相體積分?jǐn)?shù)越來越多，在軸向中心壓力作用下，汽相從軸向中心油流中“排出”，在近壁面區(qū)域形成向上運(yùn)動(dòng)的“氣流”，改變了油水分離運(yùn)行的初期油相的體積分?jǐn)?shù)分布狀態(tài)，加大了油相的Re數(shù)以及湍動(dòng)能，因而其體積分?jǐn)?shù)分布的非均勻度就相應(yīng)增加.

如圖4所示，在運(yùn)行時(shí)間較小的情況下（小于30s），水相（數(shù)值計(jì)算中的Phase 3）的體積分?jǐn)?shù)沿軸向和徑向的分布較為均勻，與圖3（a）油相的分布一致，這是因?yàn)檫\(yùn)行時(shí)間較小，油中的水相得不到充分的蒸發(fā)相變，會(huì)隨著油相的“拖曳”作用和重力而均勻分布.由于其體積分?jǐn)?shù)的分布較為均勻，在一定程度上緩解了運(yùn)行時(shí)間較小對(duì)脫水效率的影響，即增大了水相在分離塔板中的停留時(shí)間，為充分得到“蒸發(fā)”相變提供了有利條件.

圖4 不同運(yùn)行時(shí)間水相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.4 Water phase volume fraction distributions at different running time

當(dāng)運(yùn)行時(shí)間大于30s時(shí)，水相的體積分?jǐn)?shù)沿軸向分布趨勢(shì)比較明顯，其體積分?jǐn)?shù)沿軸向逐漸降低，沿徑向先快速降低后緩慢增加，且運(yùn)行時(shí)間越長(zhǎng)，這種趨勢(shì)越明顯.這是因?yàn)樵谡婵諌毫?kPa時(shí)，水相的汽化溫度為276K，而計(jì)算的溫度參數(shù)為353K，遠(yuǎn)大于汽化溫度，水相的汽化速度大于汽相的凝結(jié)速度，水相在隨著油液向下“拖曳”的過程中得以快速蒸發(fā)，因而其體積分?jǐn)?shù)的軸向分布梯度較大.

同理水相體積分?jǐn)?shù)的非均勻度隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而增加，依次為1.27％、28.05％、61.78％和79.24％.這是因?yàn)殡S著運(yùn)行時(shí)間的增加，水相沿軸向運(yùn)動(dòng)過程中，在分離塔板中的停留時(shí)間加大，水相蒸發(fā)相變的體積分?jǐn)?shù)逐漸加大的緣故.

與油水兩相的體積分?jǐn)?shù)變化相反，汽相（數(shù)值計(jì)算中的Phase5）的體積分?jǐn)?shù)隨著運(yùn)行時(shí)間的變化如圖5所示.汽相的體積分?jǐn)?shù)沿軸向逐漸升高，且呈近似對(duì)稱分布；沿徑向先增加后降低；其體積分?jǐn)?shù)的非均勻度隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而逐漸增加.當(dāng)運(yùn)行時(shí)間為10s時(shí)，如圖4（a）所示，水相的體積分?jǐn)?shù)分布較為均勻，汽相的體積分?jǐn)?shù)分布同樣比較均勻；當(dāng)運(yùn)行時(shí)間超過30s后，分離塔板內(nèi)產(chǎn)生的汽相隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而增加.這是因?yàn)槠嗖皇钦婵彰撍^程前設(shè)定的“物質(zhì)”，是在脫水過程中產(chǎn)生的新“物質(zhì)”，是水相在真空條件下吸熱蒸發(fā)的產(chǎn)物，在軸向中心油液主流區(qū)域與壁面之間是水相蒸發(fā)相變的主要區(qū)域，因而汽相的體積分?jǐn)?shù)在此處達(dá)到極大值；且汽相的體積分?jǐn)?shù)的極大值隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而增加.

3）不同運(yùn)行時(shí)間對(duì)軸向脫水率的影響

圖6為運(yùn)行時(shí)間對(duì)軸向脫水率的影響，圖中從油水入口截面到油液排出口總長(zhǎng)1.15m，其中濾油機(jī)分離塔板高400mm，其上表面軸向位置為293mm，下表面軸向位置為693mm.從圖6看出，運(yùn)行時(shí)間小于60s時(shí)，水相體積分?jǐn)?shù)沿軸向距離變化，脫水效率呈先增加后降低的趨勢(shì)，在293mm到693mm范圍內(nèi)（對(duì)應(yīng)于濾油機(jī)的分離塔板的上下兩個(gè)表面），水相體積分?jǐn)?shù)明顯發(fā)生較大的轉(zhuǎn)折，脫水率取得極大值；當(dāng)運(yùn)行時(shí)間大于60s時(shí)，水相體積分?jǐn)?shù)沿軸向距離變化，脫水效率呈逐漸增加的趨勢(shì)，在運(yùn)行時(shí)間為60s取得脫水率的極大值為59.75％.

圖5 不同運(yùn)行時(shí)間下汽相體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5 Vapor volume fraction distributions at different running time

隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，在分離塔板內(nèi)部脫水效率依次增大，運(yùn)行時(shí)間分別為10s、30s、60s和90s時(shí)脫水效率分別為2.74％、33.26％、56.13％和58.27％；同理在油液排出口，運(yùn)行時(shí)間分別為10s、30s、60s和90s時(shí)脫水效率分別為－2.39％、15.49％、49.63％和72.65％，可見運(yùn)行時(shí)間為90s時(shí)脫水效率最高，這與實(shí)驗(yàn)規(guī)律相符，也和運(yùn)行時(shí)間對(duì)油水汽三相體積分?jǐn)?shù)的分布影響結(jié)果一致.

圖6 不同運(yùn)行時(shí)間對(duì)脫水率的影響Fig.6 Impact of different running time on dehydration rate

4 結(jié)論

對(duì)于濾油機(jī)的真空分離過程，從基本的傳熱傳質(zhì)過程入手，建立過程的數(shù)學(xué)模型，分析運(yùn)行時(shí)間對(duì)濾油機(jī)脫水效率的影響，結(jié)果表明：

1）運(yùn)行時(shí)間對(duì)油相的體積分?jǐn)?shù)在分離塔板軸向中心分布影響較小，其體積分?jǐn)?shù)沿軸向呈遞減趨勢(shì)，隨著運(yùn)行時(shí)間的增加，油相沿徑向的體積分?jǐn)?shù)呈逐漸減少的趨勢(shì)，其體積分?jǐn)?shù)分布的非均勻度依次增大.

2）在運(yùn)行時(shí)間小于30s的情況下，水相的體積分?jǐn)?shù)沿軸向和徑向呈對(duì)稱分布，較為均勻；當(dāng)運(yùn)行時(shí)間大于30s時(shí)，油相對(duì)水相的拖曳力作用比較明顯，其體積分?jǐn)?shù)沿軸向逐漸降低，沿徑向先快速降低后緩慢增加.

3）汽相的體積分?jǐn)?shù)沿軸向逐漸升高，且呈近似對(duì)稱分布，并沿徑向先增加后降低，其體積分?jǐn)?shù)的非均勻度隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而增加.

4）運(yùn)行時(shí)間小于60s時(shí)，水相體積分?jǐn)?shù)沿軸向距離變化，脫水效率呈先增加后降低的趨勢(shì)，在分離塔板內(nèi)達(dá)到極大值；當(dāng)運(yùn)行時(shí)間大于60s時(shí)，水相體積分?jǐn)?shù)沿軸向距離變化，脫水效率呈逐漸增加的趨勢(shì)，在分離塔板內(nèi)部脫水效率隨著運(yùn)行時(shí)間的增加而增大.

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Influence of Run?time on W ater/Oil Vacuum Separation

CHEN Bin，LIU Ge，ZHANG Xianming
（Engineering Research Centre forWaste Oil Recovery Technology and Equipment，Ministry of Education，Chongqing Technology and Business University，Chongqing 400067，China）

To study influence of run?time on dynamic characteristics of water/oil separation，amathematicalmodel is established to describe flow field in vacuum oil purifier.Evaporation of droplet phase transition equations are established，considering effectof three?phase flow of oil/water/vapor and water droplets evaporation phase change.Influences of run?time on oil/water/vapor three?phase volume fraction distribution and axial dehydration rate are analyzed.Dynamic characteristics of oil/water/vapor three?phase flow at different run?time is indicated.Efficiency of dehydration ofwater/oil separation is enhanced with run?time.It provides a foundation for further research on water/oil separationmechanism in vacuum oil purifier.

run?time；water/oil separation；three?phase flow；dehydration rate

TH13

A

2014－10－02；

2015－01－31

國家自然科學(xué)基金（51375516）；重慶基礎(chǔ)與前沿研究（cstc2014jcyjA90015，cstc2013 jcyjA90021）；重慶市教委科技（KJ130710）；重慶市應(yīng)用技術(shù)重點(diǎn)項(xiàng)目（cstc2014yykfB90002）及重慶市教委科技重點(diǎn)（KJZH14210）資助項(xiàng)目

陳彬（1972－），男，博士，教授，主要從事油液污染控制技術(shù)研究，E?mail：hustchb＠163.com

Received date： 2014－10－02；Revised date： 2015－01－31