1. 引言
含油污水的处理一方面能将废水中的油类物质提取出来二次利用，节约石油资源；另一方面减少含油污水的排放危害，保护环境[1]。
国内对旋流气浮装置分离过程的描述、结构优化设计和装置的运行参数开展一系列研究，针对不同类型的CFU设备实施数值模拟优化，聚焦于内筒外旋式CFU的关键结构元素，包括内筒高度、环空流道直径、入口直径和旋流叶片数量、倾斜角度及长度的数值调整优化[2]-[4]；高国华[5]对二次旋流气浮装置的结构优化设计，并在样机试验研究下，确立了二次旋流气浮装置的设计准则；蔡小垒[6]采用CFD数值模拟和GA-BP神经网络方法模拟优化立式旋流气浮罐，提出减小环流空道间隙、增大入口直径和罐体高径比利于提高除油效率；本文通过对该设计旋流气浮装置的流场分析，通过多组数据对比，考虑不同操作参数对除油性能的影响，分析出该装置最佳处理量和分流比。
2. 旋流气浮装置结构方案与工作原理
2.1. 结构方案
为了使新型旋流气浮装置具有较好的分离效果，设计了如图1所示一种旋流气浮含油污水处理装置；该装置主要有罐体、稳流筒、旋流导板、导流叶片、进水管、排水管、排油管、锥形台和防涡板组成，如图2所示；其中旋流导板紧邻切向入口底部，固定在圆柱筒体内壁面上，向上倾斜，使油污水从进水口流出时形成一次旋流，稳流筒底部区域为由21个导流叶片组成的二次旋流区，通过利用导流叶片增强一次分离区处理液的旋流强度[4]。导流叶片的轴向长度、倾斜角、内径是决定二次旋流区旋流强度的关键。二次旋流区域底部是气浮分离区，经过两次旋流过程后，气泡黏附油滴在气浮分离区上升经稳流筒内部和排油管排出；罐体底部安装防涡板，锥形台安装在防涡板上；锥形台可以减缓旋流强度的衰减，防涡板采用“十”字型结构，可防止流体在底流口产生涡流，同时起到支撑锥形台的作用[5]；该装置的结构尺寸见表1和表2。
Figure 1. Engineering drawing of cyclone air flotation device
图1. 旋流气浮装置工程图
Figure 2. Geometric model of cyclone air flotation device
图2. 旋流气浮装置几何模型
Table 1. Size scale (mm)
表1. 尺寸表(mm)
| D0 |
D1 |
D2 |
D3 |
D4 |
D5 |
| 150 |
50 |
25 |
35 |
80 |
95 |
| H0 |
H1 |
H2 |
L0 |
L1 |
|
| 850 |
500 |
150 |
300 |
160 |
|
Table 2. Size scale
表2. 尺寸表
| 模拟参数 |
模拟取值 |
| 旋流导板宽度(mm) |
45 |
| 旋流导板倾角(˚) |
8 |
| 旋流导板周角(˚) |
450 |
| 导流叶片内径(mm) |
220 |
| 导流叶片轴向长度(mm) |
55 |
| 导流叶片倾斜角(˚) |
60 |
2.2. 工作原理
含油废水携带气泡经由切向入口引入，在旋流导板的导流作用下螺旋上升，形成初始旋流，油气混合相和水在旋流场内径向运动，其中水受离心力及重力影响下沉至罐体底部，油气混合相受向心力作用向壁面和出油口汇聚；其中，较大尺寸的油滴和气泡直接径向移动上浮至液面，由顶部排油口排出；含油废水在一级分离区油水分离后，经过导流叶片旋流作用进入二次分离区，从而提高处理水的旋流强度。在二次分离区内，未完全分离的油滴和气泡进一步碰撞黏附，在重力和离心力作用下上浮后从排油口排出；经过两次分离后，油相基本上被去除。采用双重旋流强化的旋流气浮装置既增强了旋流离心分离效果，又促进微小油滴和气泡碰撞吸附，提高分离性能。
3. 模型网格划分边界条件设置
本模拟过程中网格类型采用四面体结构化网格，如图3所示；四面体网格对复杂结构计算域有着较好的网格，易实现高质量网格划分；同时为了减小计算量和提高收敛速度，经过网格无关性检验，总体网格数目为66万个，为提高网格划分质量，对导流叶片区域网格进行了局部加密，添加边界层数为3，改进体网格单元质量限制为0.45，改进表面网格质量极限为0.7。
Figure 3. Grid division of cyclone air flotation device
图3. 旋流气浮装置网格划分
模拟介质为油气混合物和水，设定微气泡旋流气浮装置的入口速度约为1.5 m/s，温度为常温；其污水进口设为速度入口边界，油相体积分数为0.5%，气泡相体积分数为10%，水相密度为998.2 kg/m3，粘度0.001003 kg/m∙s−1；根据王江云[2]对不同油气混合相密度下旋流气浮装置除油效率和排油口含油体积分数分析，选择较合适的油–气泡混合相表观密度700 kg/m3，粘度0.05 kg/m∙s−1，直径0.2 mm。两者表面张力为0.07 N/m。顶部两个出油口和底部出水口设定边界条件为outflow，顶部出油口分流比为0.1，净化后出水口分流比为0.9。
湍流模型选择RNG k-epsilon模型，该模型考虑旋转流动情况，提高流动的准确性和精度，RNG k-epsilon模型也具有较好的计算收敛性和稳定性[7]。
多相流模型采用欧拉多相流模拟方法，欧拉模型包含用于求解每相的动量方程和连续性方程，将相间的压力、交界面系数等参数进行耦合；油–气–水三相间作用力复杂，当前理论研究并不成熟。因此本文多相模拟选用将油–气–水三相流简化为油气和水两相流的模拟方法，模拟过程中忽略油滴与气泡的黏附过程，假设油污水中油滴和气泡已形成油气混合体[8]。
4. 旋流气浮装置内流动分析
由图4可知，在分离过程中，含油污水在旋流导板、导流叶片和内筒的诱导旋流下，油–气混合物充分碰撞黏附并向内筒中心向上移动，内筒出油口油–气混合物速度最大(约2 m/s)，大部分油相沿着内筒和壁面之间流道移动到出油口；壁面处速度为(1.5 m/s)，速度从壁面向中心降低，呈现旋流场分布；从速率流线图可看出，绝大部分油–气混合相以较高旋转速度从内筒出油口和罐体出油口流出，少量油–气混合相随水较低速度从底部出水口流出。
Figure 4. Flow lines of oil gas mixture velocity rate inside the device and cloud map of oil gas mixture velocity rate on the longitudinal section z = 0
图4. 装置内油气–混合相速率流线和纵截面z = 0上油–气混合相速率云图
5. 操作参数对旋流气浮过程的影响规律
在旋流气浮装置在工作时，含油污水处理量直接影响流体的入口速度以及罐体内的旋流强度，从而影响油－气混合相和水相之间的分离。在既定条件下，流体的旋流强度越大，油－气混合相在离心力的作用下产生的向心加速度和切向加速度越大，对应着更高效的油水分离，过强的旋流强度会压缩油–气混合相在罐内的滞留时间[9] [10]，限制气泡与油滴的充分接触，降低分离效率；出油口分流比即装置中出油口排出液与总流出液体的质量流量之比[11]，出油口分流比越大，则排出液中油密度越大，除油效果越好，但同时顶部排出液的水分也会增多，导致再次处理油水较复杂。处理量和分流比是影响旋流气浮效果的关键参数，现对其分别进行分析，以便在较好的参数范围内有较高的分离效率。
5.1. 含油污水处理量对除油性能的影响
为了探究处理量对除油性能的影响，采用了四种不同处理(1 m3/h、1.4 m3/h、1.8 m3/h、2.2 m3/h)来进行罐内两相流动数值模拟计算。
处理量变化不仅调节含油污水的入口流速，还会影响分离器中旋流强度大小[12]，进而含油污水的停留时间。处理量增大会使流场的旋流强度增强，停留时间减小，鉴于旋流强度和停留时间同时由处理量决定，则必有一个最佳处理量，能够平衡旋流强度和停留时间的相互作用，使旋流气浮除油效率最高。
5.1.1. 速度场
切向速度或旋流强度是气旋浮分离特性的关键参数，若旋流强度过低，则流场速度差不足以促进不同相液滴之间的碰撞合并，且较低的离心力难以使得密度低的油气混合向中心聚集，若旋流强度过高，较大的速度差会对油滴施加过大的剪切应力，导致油滴细化乃至乳化现象，降低流场分离效率。
Figure 5. Velocity distribution of oil gas mixture tangential phase at longitudinal section z = 0 and axial positions y = 150mm and 250mm under flow rate processing
图5. 不同处理流量下装置纵截面z = 0，轴向位置y = 150 mm、250 mm处油–气混合相切相速度分布
从图5可知，在轴向位置y = 150 mm处，不同处理量在±0.13 m处切向速度达到峰值，且随着处理量增加而增大，油–气混合相切向速度呈现由壁面向中心递减的旋流特性；在y = 250 mm处，中心位置的内筒出油口处油–气混合相速度最大，原因是油–气混合物在旋流离心力的作用下向中心移动，且油–气混合物在内筒出油管口压力变大，使得中心位置处速度随处理量增加不断增大；随着处理量增大意味着入口质量流速加快，使得油–气混合相切向速度变大，从而旋流场离心力越大，推动油–气混合相与水分离，旋流上浮运动产生的浮力主要源于是油–气混合相和水的密度差，提高除油效率。
5.1.2. 浓度场
图6为不同含油污水处理量下旋流气浮装置纵截面z = 0上油–气混合相体积分数分布云图。由图可见，油–气混合相主要浓集于分离室环空流道区域，部分集中于内筒弱旋流区域，在底部分离室分布很少，其体积分数基本为零，说明该装置除油效率较好。随着含油污水处理量的加大(1 m3/h~1.8 m3/h)，罐体内部流场的旋流强度增大，油气混合相呈现集中分布于顶部分离室和内筒壁面的趋势逐步向上部分离室出油口和内筒出油口凝聚，其余区域分布不断减少，显著增强了油气混合相和水的分离效率；但旋流强度过大(处理量2.2 m3/h)，也就是处理量加大，会减少油气混合相在分离室内的停留时间，阻碍其上浮过程，导致部分油气混合相在分离过程中不够时间上浮，和水相一起从底部流出，降低了装置的除油性能；同时，在底部分离区，油–气混合相有向内筒中心汇聚的趋势可见利用导流叶片二次旋流作用，提高底部分离区旋流强度能够强化分离性能。
Figure 6. Volume fraction distribution of oil gas mixture on the longitudinal section z = 0 of the downflow air flotation device with different processing capacities
图6. 不同处理量下旋流气浮装置纵截面z = 0上的油–气混合相体积分数分布
5.1.3. 分离效率
图7为旋流气浮装置的分离效率(ƞ)和顶部出油口排出液的含油质量分数(w)随含处理量(Q)的变化规律。由图可见，在装置处理量1 m3/h~2.2 m3/h范围内，该装置的油水分离效率和出油口含油质量分数均随着处理量的增加而减少；当处理量为1 m3/h，装置的除油效率最高为85%，同时顶部出油口的含油质量分数也最大；处理量减少意味着油–气混合相的入口速度降低，则增加了油水混合物在罐体内的水力停留时间，有利于油气混合粘附体充分的上浮，因为的油–气黏附体轴向上浮运动与旋流离心运动的速度差值加大，减少了因离心力导致的气泡破裂，使得分离效率增加。
在该装置中，当含油污水处理量低于1 m3/h时，旋流气浮装置入口速度下降，使得流体在分离室内的旋流强度减小，减弱了油气相和水相在离心力和切向力作用下的分离效果，进而减小了旋流强度对气浮的促进作用。在低旋流强度的情况下(处理量低于1 m3/h)旋流气浮装置的油污水分离效率将随着入口速度的减小而降低。
Figure 7. Separation efficiency (ƞ) and oil content mass fraction at the outlet (w) as a function of processing capacity (Q)
图7. 分离效率(ƞ)及出油口含油质量分数(w)随处理量(Q)的变化
5.2. 出油口分流比对分离性能的影响
出油口分流比是指出油口流量与进口总流量之比，分流比决定了出油口流量的大小，影响底部排水口含油高低，当分流比较小时，导致底部出水口含油率上升，分流比较大时，则出油口的含水率上升，增加了后续处理难度。为了研究该旋流气浮装置中出油口分流比对除油性能的影响，设定了5种不同出油口分流比分别为(0.04、0.08、0.12、0.14、0.16)来分别进行流场的两相流模拟计算。
Figure 8. The variation of separation efficiency with split ratio under different processing capacities
图8. 不同处理量下，分离效率随分流比的变化
图8显示，在处理量变化时，旋流气浮装置对含油污水的除油效率随分流比增大而提高；这种增长的趋势随处理量增加逐渐减小；当分流比由0.12扩大到0.16时，不同处理量的除油效率增长率趋于0。
上述分离特性的主要原因是：在旋流气浮装置中，出油口作用是排出浮油，出油口排液使含油率较高的上分离区域的液体分离出去，有效减小底流排水口含油率。所以在一定范围内，随着出油口排液量的增大，底部排水口液体含油率降低。但随顶部排液量不断上升，出油口排出液体含油量减少，对减少底流口含油量的作用将减小。
基于上述分析，在较大的分流比(0.12~0.15)下，旋流气浮装置分离效率较高。考虑到分流比越大，废液量增加，溢流液二次处理难度增大，确定分流比0.12为该旋流气浮装置的最佳分流比。
图9所示为装置分离效率及顶部出油口含油浓度随分流比的变化规律，随着分流比适度的增大，装置分离效率逐渐增加，与此同时顶部出口含油浓度逐渐降低，装置的分离效率和出油口含油浓度呈现相反的变化趋势。
上述原因是随着分流比适度的增加，顶部出油口排出液中包含更多水，稀释了排出液油滴的密度，使得出油口油气相浓度降低；同时过大的分流比使得油气相和水分离不完全，使得顶部排出液油气浓度增加，但对底部出水口水相的净化效果较差。在分流比0.12至0.15区间，装置分离效率较高，出油口油气相浓度变化较小，综合考虑，0.12为既能高效除油又不至于过多稀释出油排出液的最佳分流比。
Figure 9. The variation of separation efficiency (ƞ) and oil content mass fraction at the outlet (w) with the outlet diversion ratio (R)
图9. 分离效率(ƞ)及出油口的含油质量分数(w)随出油口分流比(R)的变化
6. 结论
(1) 通过调整含油污水处理量范围(1 m3/h~2.2 m3/h)模拟分析可知，含油处理量的减少能够提高装置的油水分离效率；这一结果有两个原因，一是减少处理量有利于气泡和油滴充分接触，增加气浮效果；二是较低的处理量在一定情况下增加油滴在分离室停留时间，使得更多油滴在离心力和浮力作用下上浮从出油口排出；当处理量为1 m3/h时，分离性能最优，此时旋流气浮协同效应更明显；从图6看出，当增大处理量时，油–气混合相分布较大，原因是旋流强度加大但油水停留时间减少，导致油气混合物上浮时间短，引起除油效率下降。
(2) 顶部出油口分流比来量化装置中顶部排油口液体与总流出液体的质量流量比例，设置不同的排油口分流比(0.04、0.08、0.12、0.14、0.16)模拟分析，结果显示，排油口分流比对罐体内部流场的旋流强度影响有限；随着装置出油口分流比的增加，装置的除油效率有所提升，但顶部出油口排出液的含油质量分数呈现先快速下降后下降速率减缓趋势，这表明增加分流比能够降低排出液中含油量，而分流比超过一定值后分流比的增加对除油效果减弱；综合分析出油口分流比在0.12时装置分离效果较好。