彭 燁, 張賢明, 李文龍

(1.重慶工商大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，重慶 400067；2.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)

0 前 言

破乳脫水是工業(yè)廢油資源化處理工藝中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)[1]。目前，常用的破乳脫水方法有：化學(xué)法、生物法、膜過濾法、離心法和電場法[2-3]，但均存在不足。其中，離心法是利用連續(xù)相和分散相之間的密度差進(jìn)行分離的方法。水力旋流器作為一種典型的離心分離裝置，具有體積小、操作簡單、能耗低和沉降速度快等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于石油化工行業(yè)[4]。但是水力旋流器很難對工業(yè)廢油乳化液分散相粒徑較小的乳化液進(jìn)行有效分離處理[5]。鑒于此，提出在除水型水力旋流器產(chǎn)生的旋流離心場中嵌入高壓電場，使得旋流場中的乳化油微小液滴在電場作用下聚結(jié)增大，從而提高乳化油在旋流離心場中的分離效率，以達(dá)到強(qiáng)化破乳脫水的效果。方法操作簡單、勿需加入任何破乳化劑，不會對乳化液造成二次污染、能耗較低[6]。

有關(guān)電場強(qiáng)化旋流離心破乳脫水的研究并不多。BAILES P J等[7]利用高壓電場和離心場聯(lián)合完成原油的破乳脫水試驗(yàn)，結(jié)果表明經(jīng)電場強(qiáng)化后，連續(xù)旋轉(zhuǎn)裝置中的原油脫水率可達(dá)到98%。閻軍等[8]研究了電場聯(lián)合連續(xù)旋轉(zhuǎn)裝置中乳化液含水率、電壓等對破乳率的影響，發(fā)現(xiàn)電場強(qiáng)化分離器破乳效果明顯提高。研究表明[9-11]，旋流分離裝置中流場分布對乳化油液滴產(chǎn)生的離心力影響極大，決定了破乳脫水效果，但是內(nèi)部流場分布情況也比較復(fù)雜。那么，對于旋流分離裝置經(jīng)電場強(qiáng)化后內(nèi)部流場的分布研究，顯得尤為重要。

因此，將通過建立電場強(qiáng)化旋流分離裝置模型，聯(lián)合電場控制方程和流場控制方程，分析電場強(qiáng)化離心分離裝置內(nèi)部流體切向速度、軸向速度和靜壓力的分布，進(jìn)一步揭示電場強(qiáng)化旋流離心分離規(guī)律，從而為裝置操作參數(shù)選擇及其工程化應(yīng)用提供指導(dǎo)。

1 模型與計算

1.1 構(gòu)建模型

電場強(qiáng)化裝置結(jié)構(gòu)示意圖如圖1。電場強(qiáng)化旋流離心破乳脫水裝置由溢流管、絕緣套、法蘭、進(jìn)油口、密封圈、旋流室、大錐段等部分組成。溢流管接入電源正極并對其伸出部分做絕緣處理，旋流室外表面接地作為負(fù)極，在旋流室中產(chǎn)成高壓電場。考慮到流場對稱性和穩(wěn)定性等因素，本體模型采用雙切向進(jìn)液式結(jié)構(gòu)[12]，電場強(qiáng)化裝置本體結(jié)構(gòu)如圖2所示，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 電場強(qiáng)化裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of device strengthened by electric field

圖2 電場強(qiáng)化裝置主體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Main structure of device strengthened by electric field Ⅰ-旋流室；Ⅱ-大錐段；Ⅲ-小錐段；Ⅳ-底流管段Ⅰ-swirling chamber; Ⅱ-large cone section; Ⅲ-small cone section; Ⅳ-pipeline section

表1 電場強(qiáng)化裝置結(jié)構(gòu)參數(shù)表Table 1 Geometry structure parameters of double-field coupling unit

1.2 控制方程

在電場強(qiáng)化離心裝置中，不可壓縮乳化油流體滿足如下連續(xù)方程和動量守恒方程：

乳化油液滴在電場強(qiáng)化作用下被極化，受到的電場力可由麥克斯韋應(yīng)力張量[13]表示，于是便可將公式(1)中的Fe作為外部體積力添加至N-S方程中，電場體積力可由公式(2)表示為

式中，ε0為真空介電常數(shù)，εr為油的相對介電常數(shù)，Ei，Ej分別為i和j方向的電場強(qiáng)度，E為電場強(qiáng)度。

乳化油液滴在電場作用下聚結(jié)變大是電場強(qiáng)化離心分離的重要因素。對于液滴粒徑變化，可根據(jù)液滴成對結(jié)聚模型[14]計算從N個半徑為R的液滴結(jié)聚到0.5N個半徑為21/3R的液滴時間間隔為

式中，t1為聚結(jié)時間，φ為水的體積分?jǐn)?shù)，μo為油液密度。

為了確定乳化油液滴在流場中的粒徑大小，數(shù)值計算得出液滴在電場區(qū)段停留時間t，求出與t1的比值n并取整，然后根據(jù)2n/3R計算出粒徑大小[15]。

1.3 網(wǎng)格劃分與獨(dú)立性

采用四面體和六面體混合網(wǎng)格對電場強(qiáng)化分離裝置進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格示意圖如圖3所示。劃分網(wǎng)格數(shù)量分別為109 177、312 344和611 088，通過對比z=795 mm截面切向和軸向速度曲線，分析網(wǎng)格數(shù)量對模擬結(jié)果的影響，研究網(wǎng)格數(shù)量的獨(dú)立性，切向速度和軸向速度的徑向分布如圖4所示。從圖4(a)和4(b)中可以看出，網(wǎng)格數(shù)量為312 344和611 088的模擬結(jié)果非常接近。因此，可以使用網(wǎng)格數(shù)量為312 344的模型進(jìn)行數(shù)值模擬，網(wǎng)格最大生長率為1.1，曲率因子為0.7。

圖3 電場強(qiáng)化分離裝置網(wǎng)格示意圖Fig.3 Schematic diagram of grids of separation device strengthened by electric field

(a) 切向速度 (b) 軸向速度圖4 z= 795 mm截面處不同網(wǎng)格數(shù)量下的速度分布Fig. 4 Predictions of tangential (a) and axial (b) velocities by different grid numbers at z = 795 mm

通過對比時間步長為0.05 s、0.03 s和0.01 s情況下，z=795 mm截面處切向和軸向速度曲線，分析步長大小對模擬結(jié)果的影響，研究時間步長的獨(dú)立性，如圖5所示。從圖5(a)中可以看出，步長為0.01 s和0.03 s時的切向速度曲線基本重合；并且從圖5(b)中看出，3種步長條件下軸向速度非常接近。因此，研究中時間步長設(shè)置為0.03 s。

(a) 切向速度 (b) 軸向速度圖5 z = 795 mm截面處不同時間步長下的速度分布Fig. 5 Predictions of tangential (a) and axial (b) velocities by different time steps at z = 795 mm

1.4 初始與邊界條件

選用46號透平油為連續(xù)相，水為分散相。由于常溫常壓下油的黏度較大，不利于油水分離，因此將油加熱到70 ℃。70 ℃時油水物性參數(shù)如表2所示。雙切向入口設(shè)置為速度入口, 且法向速度為10 m/s,溢流口與底流口設(shè)置為自由出口，溢流口分流比設(shè)置為90%。湍流強(qiáng)度設(shè)置為5%?；旌弦褐兴捏w積分?jǐn)?shù)為10%。壁面采用無滑移邊界條件，近壁面區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理。

在研究中，壓力速度耦合采用SIMPLEC算法，梯度項(xiàng)選擇Least Squares Cell Based 算法，壓力項(xiàng)選擇PRESTO算法，Momentum, Volume Fraction，Turbulent Kinetic Energy，Turbulent Dissipation Rate and Reynold Stresses選擇QUICK算法。

表2 70 ℃時油和水的物性參數(shù)Table 2 Physical parameters of oil and water at 70 ℃

2 結(jié)果與分析

為了研究電場強(qiáng)化離心分離裝置內(nèi)部流場的分布，數(shù)值模擬了0、8、9、10、11 kV 5個不同強(qiáng)化電壓幅值情況下裝置內(nèi)部流體的兩相流運(yùn)動情況。在裝置內(nèi)部流場的3個速度分量中，徑向速度分量最小，對油水旋流離心分離貢獻(xiàn)也較小[16]，研究將不對其進(jìn)行分析。圖2中的Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ截面，分別對應(yīng)于z=795 mm、z=700 mm、z=600 mm和z=100 mm截面，位于強(qiáng)化裝置內(nèi)部的旋流室、大錐段、小錐段和底流管部分。因此，選擇上述4個截面分析裝置內(nèi)部流體的切向速度、軸向速度和靜壓力徑向分布情況。

2.1 切向速度

切向速度是強(qiáng)化裝置中最重要的速度分量，決定了離心力的大小，是實(shí)現(xiàn)乳化油油水離心分離的主導(dǎo)因素[17]。5種電場條件下裝置內(nèi)部的切向速度分布云圖如圖6，可以看出溢流管底部和大錐段的切向速度明顯大于其他位置的速度，即裝置直管段和大錐段切向速度產(chǎn)生的旋流離心力直接影響了裝置的分離性能。

在圖7中，5種不同強(qiáng)化電壓幅值條件下，4個截面的切向速度分布均呈M型分布，并且均有兩個峰值。從圖7(a)中可以看出，最大切向速度隨著電壓的升高而逐漸增大，并且切向速度取得最大值的位置基本保持不變。當(dāng)U=0 kV時，即在無電場強(qiáng)化條件下，切向速度的最大值為13 m/s；當(dāng)U=11 kV時，切向速度最大值增大至15 m/s，即裝置直管段乳化油切向速度在電場強(qiáng)化作用下增大了15%。圖7(b)表現(xiàn)出在裝置大錐段的流體速度渦，在電場強(qiáng)化作用下發(fā)生了右移，直接導(dǎo)致了U=8,10,11 kV時的切向速度小于U=0 kV的情況，而在負(fù)半軸區(qū)域的情況恰恰相反，可見上旋流、下旋流運(yùn)動以及水相和油相的分離過程導(dǎo)致大錐段內(nèi)流體的湍流運(yùn)動非常復(fù)雜且不穩(wěn)定。盡管如此，在負(fù)半軸區(qū)域U= 11 kV時切向速度仍然最大，最大增幅在15%以上。裝置小錐段截面和底流管截面的切向速度分布分別如圖7(c)和圖7(d)，不同電壓幅值情況下，切向速度分布基本重合，即強(qiáng)化電場對上述兩部分的切向速度分布影響較小。因此，強(qiáng)化電場直接增大了裝置旋流直管段和大錐段部分的切向速度，從而提高了乳化油液的離心分離效率。

圖6 0、8、9、10、11 kv下x = 0截面切向速度云圖(單位：m/s)Fig.6 Contours of tangential velocity under 0, 8, 9, 10, 11 kV at x = 0 mm (Unit: m/s)

(a) z=795 mm (b) z = 700 mm

(c) z = 600 mm (d) z = 100 mm圖7 截面的切向速度分布Fig.7 Distributions of tangential velocities under different voltage amplitudes at different sections

2.2 軸向速度

軸向速度影響乳化液在裝置中的停滯時間，停滯時間越長，分離效果越好[18]。強(qiáng)化裝置在不同強(qiáng)化電壓條件下的內(nèi)部流體軸向速度分布云圖基本相同，軸線區(qū)域的軸向速度明顯大于壁面附近的軸向速度，并且溢流管底部的軸向速度明顯大于其他位置，如圖8。

圖8 0、8、9、10、11 kv下x=0截面軸向速度云圖(單位：m/s)Fig.8 Contours of axial velocity under 0, 8, 9, 10, 11 kV at x = 0 mm(Unit: m/s)

不同強(qiáng)化電壓條件下，4個不同截面的軸向速度的分布圖如圖9，軸向速度呈W型分布，即在軸線位置軸向速度達(dá)到峰值，隨著半徑的增大軸向速度迅速減小，甚至減小到負(fù)值，直到壁面附近又增大為0，且內(nèi)旋流區(qū)流體的軸向速度遠(yuǎn)大于外旋流區(qū)(軸向速度大于0時，裝置內(nèi)部流體向上運(yùn)動，為內(nèi)旋流；軸向速度小于0時，流體向下運(yùn)動，為外旋流)。在強(qiáng)化裝置的大錐段和小錐段截面，即z=700 mm和z=600 mm處截面，強(qiáng)化電場對流體內(nèi)旋速度影響明顯，特別是在U= 11 kV時，流體內(nèi)旋上升速度比無強(qiáng)化電場作用時降幅高達(dá)20%，如圖9(b)和9(c)所示，說明電場強(qiáng)化作用可有效地降低裝置內(nèi)部流體的內(nèi)旋上升速度，有效地延長了乳化油在裝置中的停留時間，有利于混合流體輕質(zhì)相和重質(zhì)相的分離。值得注意的是，在圖9(b)中，同樣是因?yàn)殡妶鲎饔脤?dǎo)致了軸向分布曲線的右移，進(jìn)一步反映了大錐段部分流體流動的復(fù)雜性。裝置旋流直管段和底流管段對內(nèi)部流體內(nèi)旋的影響有限，同時電場強(qiáng)化對這兩部分流體的軸向速度影響也不明顯，如圖9(a)和9(d)。

(a)z= 795 mm (b)z= 700 mm

(c) z = 600 mm (d) z = 100 mm圖9 截面的軸向速度分布Fig.9 Distributions of axial velocities under different voltage amplitudes at different sections

2.3 靜壓力分布

靜壓力徑向分布是強(qiáng)化裝置最重要工作參數(shù)之一[19]，徑向壓力梯度越大，分離效果越好[20]。不同強(qiáng)化電壓幅值下的裝置靜壓力分布云圖如圖10，顯示裝置壁面附近壓力較高，軸線區(qū)域壓力較低，徑向壓差為乳化油中的油相向裝置中心遷移提供了策動力。

圖10 0、8、9、10、11 kv下x = 0截面靜壓力云圖(單位：Pa)Fig.10 Contours of static pressure under 0, 8, 9, 10, 11 kV at x = 0 mm (Unit: Pa)

裝置的4個典型截面在不同強(qiáng)化電壓作用下的靜壓力徑向分布如圖11所示，靜壓力徑向分布存在共同特點(diǎn)，即是以中心軸對稱的V型分布，且靜壓力徑向分布梯度較大。在所計算分析的4個截面中，強(qiáng)化電場對底流管徑向壓力分布梯度影響較大。圖11(d)表明，在U=11 kV時，裝置底流管靜壓力梯度要明顯大于其他情況，有利于輕質(zhì)油相向軸線遷移，有效地降低了底流管排出水相的含油濃度，提高了裝置分離效率。在圖11(b)中，強(qiáng)化電場使得壓力梯度略有增大，對油水分離促進(jìn)作用有限。然而在小錐段部分，由于大量油液從外旋流區(qū)進(jìn)入到內(nèi)旋流區(qū)，電場的施加加大了油水兩相間的速度差，導(dǎo)致裝置內(nèi)部壓力梯度略微減小，如圖11(c)。圖11(a)則表明，強(qiáng)化電場在旋流直管段部分對壓力梯度沒有影響。

不難發(fā)現(xiàn)，電場強(qiáng)化對裝置旋流直管段和大錐段部分的流體切向速度影響明顯，有效降低了裝置大錐段和小錐段部分的流體內(nèi)旋上升速度以及增大了底流管段的壓力分布梯度，都直接促進(jìn)了強(qiáng)化裝置的油水分離效率。

(a) z = 795 mm (b) z = 700 mm

(c) z = 600 mm (d) z = 100 mm圖11 截面的靜壓力分布Fig. 11 Distributions of static pressure under different voltage amplitudes at different sections

3 分離實(shí)驗(yàn)

電場強(qiáng)化旋流離心分離試驗(yàn)裝置如圖12所示。該裝置包括單螺桿泵、雙場耦合單元、高壓電源、溢流罐、底流罐、過濾器、壓力量規(guī)和閥門。單螺桿泵(YCJ-71)的脈動壓力低，流量穩(wěn)定，可以最大限度地降低混合液的乳化和剪切作用。高壓電源(HD15-1.0)的輸出電壓、電壓調(diào)節(jié)范圍分別為0 - 20 kV。在試驗(yàn)中，選用46號透平機(jī)油為連續(xù)相，水為分散相，來配置乳化液，相應(yīng)的物性參數(shù)如表2所示。將Span - 80作為乳化劑，以5 g/L的濃度加入混合液中以制備含水量為10%的油水混合液，攪拌后乳化油液滴平均粒徑為0.2 mm。在試驗(yàn)中，通過調(diào)節(jié)閥門，將強(qiáng)化裝置底流口分流比設(shè)置為0.1，入口流量設(shè)置為8 m3/h。乳化油在流過粗過濾器(WU-160×180 f)，去除掉固體雜質(zhì)后，由單螺桿泵泵入電場強(qiáng)化破乳脫水裝置，輕質(zhì)油相由溢流口排出流入溢流罐中，重質(zhì)水相由底流口排出流入底流罐中，溢流罐和底流罐均設(shè)有取樣閥?？赏ㄟ^石油含水率儀(SYD-2122C)檢測取樣閥中樣品的含水率來獲得裝置分離效率。

圖12 電場強(qiáng)化旋流離心分離試驗(yàn)裝置Fig. 12 Centrifugal separation device strengthened by electric field

在試驗(yàn)中，裝置入口流速為10 m/s，分別進(jìn)行了強(qiáng)化電壓U= 0、8、9、10、11 kV條件下的強(qiáng)化裝置破乳脫水試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖13；同時，根據(jù)研究中建立的強(qiáng)化裝置數(shù)值分析模型，可模擬計算得到在上述試驗(yàn)條件下的裝置分離效率。不難發(fā)現(xiàn)，電場強(qiáng)化作用能夠較好地提高旋流離心分離裝置的破乳脫水效率，并且脫水效率隨著強(qiáng)化電壓的增大而增大，這與裝置流場分析得到的結(jié)論是吻合的；盡管模擬計算結(jié)果要略高于試驗(yàn)結(jié)果，但是強(qiáng)化電場對裝置脫水效率影響變化趨勢是一致的，因此建立的數(shù)值計算模型在分析裝置內(nèi)部流場和分離效果方面是合理可靠的。

圖13 不同電壓條件下數(shù)值方法與試驗(yàn)方法的分離效率比較Fig.13 The separation efficiencies under different voltage amplitudes by experimental and numerical methods

4 結(jié) 論

(1) 通過建立電場強(qiáng)化旋流離心分離裝置模型，聯(lián)合電場控制方程和乳化油液滴粒徑控制方程，能夠準(zhǔn)確模擬和揭示強(qiáng)化裝置內(nèi)部復(fù)雜流場分布及其規(guī)律。

(2) 通過強(qiáng)化裝置內(nèi)部流場分析，發(fā)現(xiàn)電場強(qiáng)化對裝置旋流直管段和大錐段部分的流體切向速度影響明顯，有效降低了裝置大錐段和小錐段部分的流體內(nèi)旋上升速度以及增大了底流管段的壓力分布梯度，直接提高了強(qiáng)化裝置的破乳脫水效率。