王菁菁，黃 輝，唐志偉，聶超群

（1. 中國科學院 工程熱物理研究所，北京 100190；2. 中國科學院大學，北京 100049；3. 中國石化 石油勘探開發(fā)研究院，北京 100083）

油田高含鹽污水霧化蒸發(fā)的數(shù)值模擬

王菁菁1，2，黃 輝3，唐志偉3，聶超群1

（1. 中國科學院 工程熱物理研究所，北京 100190；2. 中國科學院大學，北京 100049；3. 中國石化 石油勘探開發(fā)研究院，北京 100083）

基于FLUENT軟件，對油田高含鹽污水的霧化蒸發(fā)過程進行了數(shù)值模擬，得到了逆流型霧化蒸發(fā)塔內(nèi)的流場分布特性，對比分析了不同操作參數(shù)對蒸發(fā)效果的影響。結果表明：液滴蒸發(fā)速率沿塔體中心軸線自上而下呈加快趨勢；進口空氣流速與溫度是影響液滴蒸發(fā)的關鍵操作參數(shù)，提高流速及溫度均可加快液滴的蒸發(fā)速率；當進口空氣流速達到0.4 m/s后，對蒸發(fā)速率的影響減弱；當進口空氣溫度達到313 K后，對蒸發(fā)速率的提高作用不大；噴霧錐角的變化對蒸發(fā)速率影響不明顯；液滴越細化，蒸發(fā)速率越快。

高含鹽污水；霧化；蒸發(fā)；傳熱；傳質；數(shù)值模擬

目前，我國大部分油田采出液的含水量已高達80%（w）［1］，油田污水的產(chǎn)生量很大，同時油田污水的含鹽量很高，高達數(shù)萬或數(shù)十萬mg/L［2］。高含鹽污水的外排會導致土壤鹽堿化，其處理技術的開發(fā)與研究已成為油田環(huán)境保護的核心任務之一［3］。油田污水脫鹽技術主要有反滲透法、電滲析法、離子交換法和蒸發(fā)法。但以上方法均存在一定的限制，且工藝復雜繁瑣，處理成本較高。

本研究基于噴霧干燥技術，提出油田高含鹽污水的霧化蒸發(fā)處理方法，通過將污水霧化成液滴分散在環(huán)境空氣中，增大氣液兩相的接觸面積，達到水分迅速蒸發(fā)最終脫鹽的目的。與傳統(tǒng)的高含鹽污水處理技術［4-5］相比，霧化蒸發(fā)技術具有設備簡單、操作方便、效率高、經(jīng)濟效益好等優(yōu)點［6］。

液滴水分的蒸發(fā)是脫鹽的關鍵，因此，深入了解霧化蒸發(fā)設備內(nèi)部流場分布特性和蒸發(fā)特性對提高蒸發(fā)效率和降低運行成本具有重要意義。而實驗研究方法通常費用昂貴，且有些微觀量在當前技術條件下仍難以測量。隨著計算機技術和流體力學的發(fā)展，計算流體動力學（CFD）方法成為解決這一問題的有效途徑。目前，將霧化蒸發(fā)方法應用于高含鹽污水處理的研究尚未見報道，但國內(nèi)外很多學者對霧化蒸發(fā)數(shù)值模擬的研究已有一定的基礎［7-8］。

本工作以某石化企業(yè)的油田污水（含鹽量為7×104mg/L）為研究對象，采用干燥塔常見結構中的逆流型結構，基于FLUENT軟件對污水的霧化蒸發(fā)過程進行了數(shù)值模擬，得到了塔內(nèi)的流場分布特性，對比分析了不同操作參數(shù)對蒸發(fā)效果的影響。本工作緊密結合了石油企業(yè)的實際需要，可為霧化蒸發(fā)技術在高含鹽污水處理領域提供一定的理論基礎及工程設計依據(jù)，具有實踐指導作用。

1 物理模型

霧化蒸發(fā)塔簡化物理模型見圖1。

圖1 霧化蒸發(fā)塔簡化物理模型

空氣進口直徑為2.0 m，廢氣出口直徑為1.0 mm，直筒部分長2.5 mm，霧化噴嘴位于離塔底2.5 mm的中心軸線處，塔體總長3.0 mm。環(huán)境空氣由塔底進入，霧化噴嘴向下進行噴料，向上流動的空氣與向下噴出的污水液滴相遇進行強烈的傳熱傳質，氣液兩相逆向混合接觸有助于延長氣液兩相接觸時間。鹽分在干燥完成的液滴中析出，并在重力作用下落至塔底，夾帶有少量鹽粒的廢氣由塔頂排出。由于塔內(nèi)流場具有軸對稱性，故取對稱軸界面的1/2作為計算域。采用ICEM軟件進行二維結構網(wǎng)格劃分，對噴嘴附近網(wǎng)格進行局部加密處理，網(wǎng)格總體質量較好。

2 數(shù)學模型

2.1 連續(xù)相控制方程

將塔內(nèi)空氣視為連續(xù)的、不可壓縮的湍流流動?；诶字Z平均的N-S方程，噴霧蒸發(fā)塔內(nèi)的質量方程、能量方程、動量方程和組分方程可用控制方程的通用形式表示為：

式中：t為時間，s；ρ為流體密度，kg/m3；ψ為通用變量；U為氣相雷諾平均速度矢量；Гψ為廣義擴散系數(shù)；Sψ為廣義源項。

2.2 液滴離散相控制方程

將污水液滴作為離散相處理，其霧化液滴平均直徑在25～100 μm，不屬于亞觀粒子，可忽略布朗力、Basset力和Saffman升力等作用，只需考慮氣相曳力和自身重力。根據(jù)牛頓第二定律，得液滴顆粒的作用力平衡方程在笛卡爾坐標系下的形式（x方向）為：

式中：u為氣相速度，m/s；up為液滴顆粒速度，m/ s；ρp為顆粒密度，kg/m3；gx為x方向上的重力加速度，m/s2；Fx為其他作用力，N；FD（u-up）為顆粒的單位質量曳力，N。其中：

式中：μ為流體動力黏度，Pa·s；dp為顆粒直徑，m；Red為顆粒雷諾數(shù)；CD為曳力系數(shù)。其中：

式中，對于球形顆粒，在一定雷諾數(shù)范圍內(nèi)，a1，a2，a3為常數(shù)［9］。

2.3 蒸發(fā)模型

液滴在霧化蒸發(fā)塔內(nèi)傳熱傳質的過程中，假設液滴球形對稱且內(nèi)部溫度均勻分布，忽略熱輻射作用，并將水蒸氣及周圍空氣作為理想氣體處理。

加熱過程：當液滴溫度小于液滴表面蒸發(fā)溫度時，液滴處于升溫階段，氣液兩相間無質量交換，此時液滴和空氣之間的熱量傳輸平衡方程為：

式中：mp為液滴質量，kg；cp為液滴定壓比熱容，J/（kg·K）；Ap為液滴表面積，m2；T∞和Tp為氣相的當?shù)販囟群鸵旱螠囟?，K；h為對流傳熱系數(shù)，W/（m2·K）。

對流傳熱系數(shù)通過努塞爾數(shù)Nu獲得［10-11］：

式中：k∞為氣相的導熱系數(shù)，W/（m2·K）；Pr為氣相的普朗特數(shù)。

蒸發(fā)過程：液滴溫度達到蒸發(fā)溫度時開始蒸發(fā)，蒸發(fā)量由梯度擴散確定，即從液滴向氣相中的擴散率與液滴和氣流主流之間的蒸汽濃度梯度相關聯(lián)。

式中：Ni為蒸汽的摩爾流率，kg·mol/（m2·s）；kc為傳質系數(shù)，m/s；Cis和Ci∞分別為液滴表面的蒸汽濃度和氣相主流的蒸汽濃度，kg·mol/m3。

傳質系數(shù)由努塞爾關聯(lián)式（下式）得到：

式中：Dim為蒸汽擴散系數(shù)，m2/s；Sc為施密特數(shù)。

最后，液滴的溫度通過自身熱平衡得出。把液滴的焓變與兩相間的對流傳熱、汽化潛熱聯(lián)系起來得出液滴的熱平衡式：

式中：hfg為汽化潛熱，J/kg；dmp/dt為蒸發(fā)速率，kg/s。

3 數(shù)值計算方法及邊界條件

基于FLUENT軟件對污水霧化蒸發(fā)過程進行數(shù)值模擬。對于連續(xù)相，在歐拉坐標系下采用Reynolds時均方程進行描述，選用標準k-ε雙方程封閉連續(xù)相控制方程，用有限體積法離散以上微分方程，采用二階迎風差分格式計算差分方程，然后利用求解壓力耦合方程的半隱方法（SIMPLE算法）求解。對于離散相，在拉格朗日坐標系下采用可變形部件模型（DPM）離散相模型及隨機軌道模型進行求解。對于氣液兩相間的耦合作用采用顆粒源（PSICell）算法進行求解。

進口邊界條件設為速度入口；出口邊界條件設為壓強出口；壁面邊界絕熱，速度無滑移；DPM邊界類型為escape。具體計算參數(shù)見表1。

表1 計算參數(shù)

4 數(shù)值計算結果與討論

4.1 塔內(nèi)流場分布

以進口空氣流速0.1 m/s、進口空氣溫度313 K、液滴平均直徑100 μm、噴霧錐角36°為例，模擬分析塔內(nèi)速度場、溫度場及水蒸氣含量（w）分布，并對NaCl含量（w）進行追蹤，結果見圖2。由圖2a可見，塔體液滴群對氣相產(chǎn)生了阻擋作用，且對氣相速度有明顯擾動，軸線附近產(chǎn)生的擾動最大。由于空氣與液滴群的逆向相互作用以及壁面的共同壓縮作用，空氣進口附近兩側產(chǎn)生了旋渦回流區(qū)。由圖2b可見，沿軸線方向，自上而下，溫度逐漸降低，進口附近溫度梯度變化大。這是因為進口處是液滴與空氣的第一接觸區(qū)域，傳熱傳質強烈，水分蒸發(fā)，溫度下降。熱量傳遞的主要區(qū)域是液滴群較集中的近軸心區(qū)域，溫度梯度較大，近壁面處溫度梯度較小。由圖2c可見，近軸心區(qū)域及空氣進口附近水蒸氣含量較大。隨著氣體之間的對流作用及氣液兩相的湍流運動，越靠近塔頂，水蒸氣含量分布越均勻，說明氣液兩相在塔上部已充分混合并均勻接觸。通過追蹤不同初始噴射位置處液滴顆粒的NaCl含量來考察鹽分析出的效果。由圖2d可見，在噴嘴附近，液滴剛開始蒸發(fā)水分，顆粒的NaCl含量還較低，當液滴顆粒在塔內(nèi)停留一段時間后，NaCl含量迅速增大，說明鹽分能很好地析出。

圖2 塔內(nèi)流場分布

4.2 蒸發(fā)特性分析

為了定量準確表征液滴沿塔體中心軸向方向的蒸發(fā)特性，提出了截面蒸發(fā)率的概念［12］，即單位時間內(nèi)流過該截面所蒸發(fā)的水分量，以此來反映蒸發(fā)速率的大小，表達式如下：

i為計算單元格內(nèi)的蒸發(fā)速率，kg/s。由上式計算得到沿塔高每隔0.25 m截面處的液滴截面蒸發(fā)率分布曲線，見圖3。由圖3可見，隨著截面高度的增加，截面蒸發(fā)率先迅速下降而后趨于平緩，到達噴嘴上方區(qū)域后再次下降。塔內(nèi)液滴的蒸發(fā)速率主要受氣液兩相分布及兩相間傳熱傳質強度的影響。隨著液滴的向下噴射，由噴嘴的霧化分布特性可知，霧化角沿塔底軸向完全展開，氣液兩相分布較均勻，接觸更充分；并且，塔底附近是污水液滴與環(huán)境空氣的第一接觸區(qū)，氣液混合最強烈；此外，進口空氣溫度較高，水蒸氣分壓低，氣液傳質驅動力大。多種因素的共同作用使得塔底處蒸發(fā)速率最大，液滴蒸發(fā)速率沿塔體中心軸線方向自上而下呈加快趨勢。隨著截面高度的增加，液滴速度在空氣曳力作用下衰減，跟隨性增強，氣液兩相速度差減小，蒸發(fā)速率相應減小，而在噴嘴上方，液滴已基本完成蒸發(fā)，故蒸發(fā)速率下降。

4.3 進口空氣流速對蒸發(fā)速率的影響

在進口空氣溫度為313 K、噴霧錐角為36°、液滴平均直徑為100 μm的條件下，進口空氣流速對截面蒸發(fā)率的影響見圖4。由圖4可見，進口空氣流速越大，截面蒸發(fā)率越高。自噴嘴噴射的液滴與逆流而上的空氣具有較大的速度差，空氣流速越大，氣液兩相速率差越大，使得傳質系數(shù)加大，蒸發(fā)加快。由圖4還可見，進口空氣流速越高，截面蒸發(fā)率下降越慢，這是因為流速的適當增加可以增強液滴的擾動，加強傳熱傳質，使蒸發(fā)效果增強；但當進口空氣流速達到0.4 m/s后，截面蒸發(fā)率增加緩慢，甚至當進口空氣流速為0.5 m/s時在空氣入口附近反而不如較低空氣流速時，這是因為流速過大，空氣具有較強的剛性，對進口附近的液滴群產(chǎn)生了很強的“包裹”作用，阻止了液滴的良好擴散，且0.5 m/s大于平均直徑為100 μm時液滴的沉降速率，極易造成液滴還未來得及與空氣充分接觸就隨空氣夾帶出塔頂。因此，在工程實際中，應在避免液滴及鹽粒被空氣帶出的流速范圍內(nèi)提高進口空氣流速。

圖3 沿塔體軸向不同高度截面處的蒸發(fā)速率分布曲線

圖4 進口空氣流速對截面蒸發(fā)率的影響

4.4 進口空氣溫度對蒸發(fā)速率的影響

在進口空氣流速為0.1 m/s、噴霧錐角為36°、液滴平均直徑為100 μm的條件下，進口空氣溫度對截面蒸發(fā)率的影響見圖5。由圖5可見，進口空氣溫度越高，截面蒸發(fā)率越大。根據(jù)式（8），液滴表面和氣相主流的蒸汽濃度分別由液滴溫度和氣相溫度決定，進口空氣溫度越高，空氣和液滴之間的溫差越大，氣液兩相之間的水蒸氣濃度梯度越大，則液滴向空氣中的擴散率越快，使得液滴的蒸發(fā)速率加快。此外，溫差越大，液滴表面溫度越高，其表面水蒸氣分壓越大，則傳質過程越劇烈。由圖5還可見，320 K下的截面蒸發(fā)率變化曲線與313 K溫度下的接近，這說明當進口空氣溫度達到313 K后，水分很快蒸發(fā)，受污水流量的限制，再提高溫度，對塔內(nèi)蒸發(fā)速率的提高作用不大。

圖5 進口空氣溫度對截面蒸發(fā)率的影響

4.5 噴霧錐角對蒸發(fā)速率的影響

在進口空氣流速0.1 m/s、進口空氣溫度313 K、液滴平均直徑100 μm的條件下，噴霧錐角對截面蒸發(fā)率的影響見圖6。噴霧錐角的增大，可使液滴顆粒覆蓋范圍增大，氣液兩相接觸面積增大，有利于蒸發(fā)速率的提高。但由圖6可見，噴霧錐角在模擬范圍內(nèi)對蒸發(fā)速率的影響并不明顯。

圖6 噴霧錐角對截面蒸發(fā)率的影響

4.6 液滴平均直徑對蒸發(fā)速率的影響

在進口空氣流速為0.1 m/s、進口空氣溫度為313 K、噴霧錐角為36°的條件下，液滴平均直徑對截面蒸發(fā)率的影響見圖7。由圖7可見，在截面高度較低時，隨著液滴直徑的減小，截面蒸發(fā)率呈上升趨勢。在污水質量流量不變的情況下，液滴越細化，氣液接觸面積就越大，從而使蒸發(fā)速率提高。但由圖7還可見，直徑越小的液滴隨著截面高度的增加，其速率衰減越快，使得氣液速率差減小，從而導致蒸發(fā)速率降低。此外，液滴的細化需要增大霧化壓力，且對噴嘴的要求高，導致霧化成本增加。綜上，在實際應用中應選擇適宜的液滴直徑范圍。

圖7 液滴平均直徑對截面蒸發(fā)率的影響

5 結論

a）污水液滴的噴入對空氣有明顯的擾動作用，近軸線區(qū)域擾動最大，且在液滴群兩側形成了旋渦回流區(qū)。液滴群集中的軸線區(qū)域溫度梯度較大，且溫度較低。噴嘴附近、液滴密集區(qū)及氣液兩相第一接觸區(qū)的水蒸氣含量很高，沿塔體中心軸線自上而下水蒸氣含量分布趨向均勻。

b）液滴蒸發(fā)速率沿塔體中心軸線自上而下呈加快趨勢。

c）進口空氣流速是影響蒸發(fā)效率的關鍵操作參數(shù)之一，提高進口空氣流速可加快液滴蒸發(fā)速率。但流速達到0.4 m/s后，流速的提高對蒸發(fā)速率的影響減弱。

d）進口空氣溫度對蒸發(fā)效率的影響也很顯著，溫度越高，蒸發(fā)速率越快。但空氣溫度達到313 K后，繼續(xù)提高溫度，對蒸發(fā)速率的提高作用不大。

e）噴霧錐角對蒸發(fā)速率的影響并不明顯。細化液滴可提高蒸發(fā)速率，但使霧化成本增加，需考慮經(jīng)濟合理性。

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（編輯 魏京華）

Numerical simulation study on atomization and evaporation of high-salinity oilfield wastewater

Wang Jingjing1，2，Huang Hui3，Tang Zhiwei3，Nie Chaoqun1
（1. Institute of Engineering Thermophysics，Chinese Academy of Sciences，Beijing 100190，China；2. University of Chinese Academy of Sciences，Beijing 100049，China；3. Sinopec Exploration & Production Research Institute，Beijing 100083，China）

The numerical simulation of the atomization and evaporation process of high-salinity oilf i eld wastewater was carried out on the basis of FLUENT software. The distribution characteristics of fl ow fi eld in the backf l ow atomization and evaporation tower were investigated and the effects of operating parameters on evaporation were analyzed. The results showed that：The evaporation rate was increased along the central axis of the tower top-down；The inlet air velocity and temperature were two key operating parameters affecting the evaporation of wastewater particles，their increase could accelerate the evaporation rate；When the inlet air velocity was more than 0.4 m/s and the temperature was higher than 313 K，their effects on the evaporation rate were weakened；The change of spray angle had little effect on the evaporation rate；The smaller the droplet，the faster the evaporation rate.

high-salinity wastewater；atomization；evaporation；heat transfer；mass transfer；numerical simulation

X703

A

1006-1878（2017）04-0437-06

10.3969/j.issn.1006-1878.2017.04.012

2016 - 11 - 25；

2017 - 04 - 18。

王菁菁（1991—），女，湖北省宜昌市人，碩士生，電話 18401698331，電郵 wang_jingjing_wjj@163.com。

國家自然科學基金項目（51406203，51476170）。