开排沉箱内油水两相动力学模型实验研究*

严 磊 李东芳 杨文灯 王建军 金有海

(1.中国石油大学(华东)化学工程学院 山东青岛 266580； 2.海洋石油工程股份有限公司 天津 300451；3.中国海洋石油湛江南海西部石油合众近海建设有限公司 广东湛江 524057)

开排沉箱作为海上平台含油生产污水的处理与排放设备，同样可用于分离甲板排放物如生活污水和甲板雨水中的大颗粒油滴，是提供污水缓冲排海通道的重要过程设备,因其污水处理工艺具有经济、简便和易于操作的特点，被广泛应用于海上平台的开式排放系统中，对保障绿色清洁海洋油气生产具有重要意义[1]。目前国外对开排沉箱的研究已经形成一套体系，Franklin对开排沉箱整体结构和内部分离单元做了详细设计[2]。国内对开排沉箱的研究起步较晚，研发和设计还不完备，仅有少数学者对开排沉箱的结构和工艺进行了理论计算和数值模拟研究，如张树宝 等[3]考虑到海浪的影响，对开排沉箱的工艺参数做了全面计算；刘华君 等[4-5]采用Fluent对不同入口形式、不同斜板布置下开排沉箱内油水两相流场进行计算，得出了优化设计方案。总的来说，前人都是基于宏观层面对开排沉箱进行研究和设计，对于沉箱内复杂流场下的油水两相动力学行为，特别是涉及分离效果的油滴破碎和聚结行为并未涉及。本文通过构造开排沉箱模型动态实验装置，对内部油滴碰撞聚结与剪切破碎机理以及粒级效率等微观参数、水中含油浓度分布和油水分离效率等宏观现象以及沉箱内外传热温度场分布等方面进行深入研究。实验结果可为开排沉箱内部结构的设计及优化提供参考，为实际生产及水处理工艺提供优化操作参数，同时温度场的测定还能为恶劣海洋环境下因温差产生的腐蚀提供防腐方案。

1 开排沉箱油水两相动力学模型实验

1.1 实验模型及装置

实验模型参考PY5-1B平台开排沉箱，其筒体总长58.8 m，底部距海平面以下49 m，顶部距海平面以上9.8 m，沉箱内径1.6 m，污水处理量为1 120 m3/h。综合考虑实验场地条件、实验效果和加工便捷，将模型按10∶1的比例进行缩放并取整，确定实验模型总长为5 900 mm，内径为160 mm。根据文献[5],含油污水至少应在沉箱内停留300 s才可满足油水分离的需要，按照相似原理换算出实验模型入口流量为1.12 m3/h，将流量换算成流速且不考虑斜板的折流作用，得出含油污水从入口到出口的停留时间为375 s，能满足油水分离的需要。

实验装置如图1所示，主要由动力部分、管路混合部分、测控部分及沉箱主体等组成。沉箱模型置于冷却水罐中，其下部5 000 mm浸入循环冷却水中，在沉箱中每一级由斜板和升油管组成的分离单元及在沉箱底部出口处均设有取样口和测温口，各取样口与进料口的垂直距离分别为40、100、420、740、1 050、4 470 mm，各测温口与各取样口的距离都相差80 mm。

图1 开排沉箱实验装置Fig .1 Experimental facility of open drain sump caisson

1.2 实验方法及步骤

本次实验所用到的分离介质为胜利油田原油。实验前首先基于朗伯-比尔定律[6]使用UV-6000PC紫外可见分光光度计测定原油不同浓度下的吸光度，用来拟合原油标准曲线以进行后期测试，经扫描最佳测试波长为430 nm。然后以吸光度为横坐标、浓度为纵坐标，绘制出含油浓度与吸光度的标准工作曲线，拟合出二者的通用公式为c=970.6a-0.124 5(a为吸光度，c为含油浓度)。

实验时，首先调整好冷却水动态循环，使其处于一定液位以模拟常温下的海洋工作环境，在加热箱内将水加热到指定实验温度后引入搅拌桶，并按比例加入原油配得油水乳状液后通入开排沉箱内。待实验稳定运行10 min后，含油污水走完一个行程，沉箱内油水分离过程已充分完成，含油浓度分布稳定，此时使用取样瓶对各取样口取得水样，并使用紫外分光光度计再次对水样进行含油浓度测试，然后按各取样口轴向位置绘制水样在开排沉箱模型内的浓度分布曲线。取得含油水样后加入表面活性剂，使用Winner99c显微颗粒图像分析仪对水中油滴进行拍照，并分析粒径及其分布等微观参数；将各测温口上的热电偶接入温控仪，记录各点温度，并同时按照测点轴向位置绘制开排沉箱内温度分布曲线。

2 实验结果与分析

2.1 开排沉箱内油水分离动力学分析

2.1.1 开排沉箱内油水两相流动分析

开排沉箱是利用重力沉降的油水分离设备，但与三相分离器等其他分离设备不同的是，开排沉箱内油滴运动方向与连续水相的运动方向是在同一直线且相逆的，如图2所示，从而造成了很大的水流曳力，只有当浮力大于水流曳力与重力之和时才能进行分离。在未设置斜板段的区域，经计算得雷诺数Re为2 400；在斜板折流处(图2中A处)，因流通面积减小，流速激增，Re更是达到了75 360，即主流均为湍流。而只有在斜板与桶壁之间形成的流动死区(图2中B处)，水中油滴的运动才属于层流运动，其中水为连续相、油滴为离散相，且含油体积分数较少，属于典型的稀疏悬浮液系。由此可见，开排沉箱内油滴特征雷诺数很小，惯性力相对于黏性力可忽略，油滴受力仅考虑重力、浮力和黏性阻力，油滴浮升满足Stockes浮升[7]，其终端浮升速度为

图2 开排沉箱内油水两相流动示意图Fig .2 Schematic of oil-water two phase flow in open drain sump caisson

(1)

式(1)中：ρd为油滴密度；ρc为水相密度；g为重力加速度；d0为油滴粒径；μ为连续相水的动力黏度。

由式(1)可知，增大油水两相的密度差、降低连续水相的黏度、增大油滴粒径都能提高油滴浮升速度。在B区形成流动死区,可极大地减少主流曳力对油滴的携带，使油滴形成连续相并由升油管浮升至液面，然后通过一级级捕集从而不断地使含油污水中的油滴得到有效分离。

2.1.2 开排沉箱内油滴粒径分布

通过上述流动分析可知，开排沉箱内含油污水在斜板之间不断折流，湍流强度大，油滴处于极不稳定的状态，油滴之间易发生碰撞聚结，但是单个油滴也容易破碎成小油滴，产生严重的乳化返混现象，因此有必要对开排沉箱内油滴运动过程中的粒径变化做深入研究，为油滴破碎聚结机理研究提供参考。限于篇幅，仅做第1、2、4、6取样口的试样微观分析，对应的油滴微观图片和粒度分布如图3所示。

通过Winner99c显微颗粒图像分析仪分析后可知,图3中各试样的油滴中位粒径分别为16.5、12.6、16.8、14.8 μm，入口粒径分布基本呈正态分布;第1块斜板处小粒径数量增多，再往下粒径分布则逐渐集中到中位粒径，范围变窄，小于10 μm的油滴几乎没有。结合沉箱内斜板间的流动情况可知，这是由于污水在入口处速度较大，与第1块斜板碰撞的剪切作用导致油滴分散返混，大粒径油滴数量减少、小粒径油滴数量增多；随后含油污水进入斜板段，在各斜板间不断进行的折流增加了小油滴的碰撞聚结几率，形成更易被重力分离的大油滴。随着曲折流动的继续进行，小油滴不断聚结而大油滴不断被静态区捕集，因此沉箱内从入口往下水中含油浓度逐步降低且油滴粒径不断减小。可见，巧妙利用斜板折流和构造静态区在开排沉箱复杂的流场中也能实现常规油水分离器中油滴聚结分离过程[8]。

图3 开排沉箱内油滴微观照片和粒度分布Fig .3 Microphotograph and particle size distribution of oil in open drain sump caisson

2.1.3 开排沉箱内油滴聚结破碎机理分析

油滴在开排沉箱中流动时发生的聚结破碎现象如图4所示。当破碎行为大于聚结行为时，其宏观表现为油滴的乳化，反之则为分离除油过程。当下对油滴聚结破碎的判据众说纷纭，而一般都集中在对旋流器及重力沉降设备的研究中。开排沉箱虽然也是一种重力分离设备，但因其内部同时存在湍流与层流，流动复杂导致油滴的运动也有其独特性，因此也有必要结合开排沉箱内部流动及油滴的粒径变化和受力对其聚结破碎机理进行深入分析。

图4 开排沉箱内油滴的破碎与聚结Fig .4 Coalescence and fragmentation of oil droplets in open drain sump caisson

1) 聚结机理。聚结是针对液滴及气泡等流体颗粒而言的，通过使用物理、化学等方法使流体聚结形成较大颗粒，从而强化流体的沉降分离过程。在开排沉箱中,油滴发生的聚结均为碰撞聚结，当离散相油滴碰撞接触后,只有两者之间的连续相液膜持续排液并破裂,油滴才会聚结，即油滴融合概率为油滴碰撞概率与碰撞造成融合的概率的乘积。在重力分离设备中，油滴发生碰撞必须经过不同的速度梯度区，以改变其迁移速度，使其与其他油滴的迁移速度具有不同方向或性质的变化关系方能发生碰撞[9-11]。

而在开排沉箱中，结合图2所示的流动情况，分析可知在A区由于流通面积的改变使得流速增加，且斜板悬臂端处速度较大，桶壁处速度相对较小，两者之间形成具有横向速度梯度的强湍流场，可由湍流强度和湍动能来描述，其中湍动能主要来自于时均流，通过雷诺切应力把能量传给携带的油滴，从而改变分散相油滴的运动。而纵向上油滴在水流中的运动是两个运动的合成，一是水流的垂直向下流动，二是油滴在密度差作用下的上浮或下沉运动，且在油滴碰撞或破碎过程中其粒径不断改变，从而导致速度变化，油滴轨迹也在不断变化。

由文献[12]可知，油滴运动轨迹为油滴粒径的随机函数，油滴重力、浮力和流动阻力在垂直方向上受到的合力Fr为

(2)

式(2)中：ξr为阻力系数；vr为油水两相相对速度。

在图2中的A区速度梯度由低速区指向高速区的Saffman升力Fs[13]为

(3)

式(3)中：μ0为油滴的运动黏度；dvg/dy表示无穷远处水流的速度梯度。

(4)

式(4)中：K为常数，一般大颗粒取0.09，小颗粒取π/8；ω为油滴旋转角速度。

由式(2)～(4)可知，在开排沉箱中油滴受力均与其粒径大小有关，不同粒径造成不同油滴之间的行径速度差异，且粒径越大，受力越大，速度也越大，因此大小不一的油滴其运动轨迹必然有交集，从而提供了更多的碰撞机会，且当油滴受到的聚结力之和大于其临界表面张力时，即Fr+Fs+FM≥πd0σ(σ为油滴表面张力系数)，则两油滴之间连续水相液膜会破裂导致碰撞聚结完成，新形成的大油滴浮升速度大,更容易浮升至油水界面,而且其受力随之改变，则运动轨迹也相应变化继续发生碰撞聚结,如同链式反应一般直至在某一个分离单元的升油管处形成连续的油层,从而完成油水分离过程。

2) 破碎机理。结合开排沉箱内的流动情况可知，油滴受力复杂，特别是在图2中A处所示的湍流区，由于速度横向梯度大，会形成垂直于水流方向的复杂剪切力场。由Taylor分散相变形理论[14]可知，在湍流场中油滴不断受到振荡，在由时均速度产生的黏性剪切力和由湍流产生的瞬时剪切力及局部压力波动(雷诺剪切应力)的作用下，油滴就会旋转、变形甚至破碎成小油滴。破碎是否发生可由临界数We作为判据，正常情况下的油滴因在表面张力和黏性力作用下会保持圆形。We表示油滴变形所受剪切外力与使液滴有稳定倾向的表面张力的比值[10-11]，即

(5)

2.2 开排沉箱内油水分离性能及温度垂直分布分析2.2.1 开排沉箱内油水分离性能分析

实验中分别向入口处加入不同含油浓度的油水乳状液，从各取样口取样测试后分析开排沉箱内水中含油浓度从入口到出口的垂直分布情况，如图5所示。由图5可知，在入口处由于水流速度大，与第一块斜板碰撞的剪切作用导致油滴分散返混，在宏观上表现为浓度的局部升高，这与油滴的微观运动表现一致。油水分离过程主要集中在斜板段，且该处由于斜板折流作用，油滴存在碰撞聚结与剪切破碎，运动复杂，浓度场波动较大但总体趋势是下降的，这一方面证明了斜板的分离作用，另一方面验证了上文中油滴的微观运动；直管段流动情况较为简单，浓度分布表现为单调递减，但几乎没有分离作用。

图5 水中含油浓度在开排沉箱内的垂直分布Fig .5 Vertical concentration distribution of oil in water flow in open drain sump caisson

2.2.2 开排沉箱内油水温度垂直分布分析

海水是一种腐蚀性极强的天然电解质，开排沉箱位于海洋腐蚀环境中的海水全浸区。在海平面以下30 m处的区域，水流速度大，溶氧量高，并存在大量海洋生物，金属在此处易发生电化学腐蚀及生物腐蚀[15]。因此，开排沉箱在这种复杂腐蚀环境中想要维持长周期稳定运行必须做好防腐工作。考虑到开排沉箱内流体介质温度远高于环境温度，而桶壁内外温差大势必会加剧腐蚀程度和速率，因此须对开排沉箱内的温度分布情况进行分析。实验过程中分别向入口处加入50、60和80 ℃的含油污水并测得其从入口到出口的温度垂直分布，如图6所示。由图6可知，各条件下开排沉箱内油水温度分布几乎均呈线性递减的趋势，且出入口的温差在20～30 ℃之间。由于在斜板段存在强湍流场的强化传热作用，该段温度梯度比直管段更大。参考该温度分布可知，与常规水下设备相比，开排沉箱位于海平面以下5.5～15.0 m区间(即斜板区)内应加大防腐力度，建议增加保温层，以减少内外温差影响对设备腐蚀的加剧，减少温差应力对设备强度的削弱。

图6 开排沉箱内的油水两相温度的垂直分布Fig .6 Vertical temperature distribution of oil-water flow in open drain sump caisson

3 结论及建议

1) 不同的速度梯度及涡流等导致不同粒径的油滴受力不同，从而造成运动轨迹不同，这是促进油滴碰撞的主要原因；时均速度产生的黏性剪切力和湍流产生的瞬时剪切力会导致油滴变形，当所受外力大于油滴的临界表面张力时就会导致油滴破碎。

2) 开排沉箱内油滴粒径分布表现为在不同分离区粒径的大小和分布区间均不同，这体现了斜板间复杂的流动情况，并证明了油滴存在聚结与破碎现象，可考虑在斜板折流处增设整流构件以减少油滴的破碎。

3) 当油滴聚结作用大于破碎作用时，宏观表现为开排沉箱的分离除油过程，反之则会乳化返混，且分离过程主要发生在斜板段静态区，因此开排沉箱设计过程中应增加静态空间区域和数量。

4) 开排沉箱内温度的垂直分布在斜板段具有更大的梯度，海平面以下5.5～15.0 m区间内外温差大且腐蚀环境恶劣，因此应增加保温措施来加强防腐。

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