濃縮式漩渦撇油器回收特性研究*

安 偉 張慶范 趙建平 靳衛衛 李建偉 宋莎莎 劉 碩

(1.中海油能源發展股份有限公司安全環保分公司 天津 300452； 2.中國科學院力學研究所 北京 100190)

海面溢油是一種較為嚴重的海洋環境污染事故。溢油可能存在多種來源，如陸源污染、海運污染、大氣污染和自然界污染等[1]。鑒于油水的密度差及油水難以相溶的物性特征，溢油以游離態漂浮于泄漏地點附近海面，不但威脅個人和公共安全，也會對海洋環境造成多方面危害[2]，因此當溢油事故發生時，應盡快采用各種方式清除回收溢油，從而降低其對人員生命健康和環境安全的威脅。在各種溢油回收方式中，機械溢油回收是一種常見的溢油回收方法，其基本原理是利用油和油水混合物的流動特性、密度及材料對其吸附性的差異，分離出水面的溢油。目前已有的機械式溢油回收設備包括堰式撇油器、真空式撇油器、盤式撇油器和繩式撇油器等[3-4]，這些撇油器一般由撇油頭和輔助設備組成，回收性能取決于撇油頭的結構形式。由于傳統撇油頭與水、溢油接觸面積不同，因此一定程度上限制了其回收能力；另外，由于撇油器回收的液體為以水為主的油水混合物，因此過多的水量也為后續處理和運輸帶來了壓力。

為提高溢油回收混合液的油相含率，降低回收上船的總液量，可在撇油器中引入自由表面漩渦和旋流分離器，利用表面漩渦的物質輸運特性和旋流器內旋流分離機理，實現對溢油的回收濃縮[5-8]。油水旋流分離技術目前已成功應用于污水處理[9]、采出液預分離[10]及井下注采同步[11]，但當其與撇油器綜合使用時，由于流場入口條件受漩渦限制，并且會與自由表面漩渦出口耦合，采用油水旋流分離技術的撇油器流場及油水分離特性有待進一步研究。

本文介紹了結合表面漩渦和旋流分離原理的溢油回收裝置樣機——濃縮式漩渦撇油器，通過測試平臺模擬真實海面溢油回收狀況，測試分析撇油器的溢油回收效果及影響因素，結合數值模擬細化下游旋流場內流場特征，進一步揭示撇油器內部油水兩相流場分布特性，為撇油器的設計和優化提供參考。

1 濃縮式漩渦撇油器溢油回收特性測試

1.1 測試裝置

撇油器是通過撬裝的方式將漩渦生成裝置和旋流分離裝置加以集成的。測試用撇油器縮尺比為1∶10(圖1a)。①撇油器的前端為造渦裝置，包含收油罩、擾動泵和管道泵：管道泵提供負壓吸入流體，擾動泵造渦，收油罩為管道泵提供油水混合物同時攔截液面下層的水。②造渦裝置下游為旋流分離器(圖1b)，包括1個入口(內徑32 mm)、1個溢流口(內徑25 mm)和2個底流口(內徑25 mm)，溢流口和底流口均為出口：來流進入旋流器后，通過導流片啟旋形成油水兩相旋流場；油相以液滴形式在軸線附近富集，旋流場四周則出現高含水區域；進入分離段后，旋流場四周的高含水流體通過開孔進入套管空間，經過兩個底流口排出；富集的高油相含率混合液則經過溢流口上船，完成溢油的回收工作。③撬裝中還包含閥門、流量計、壓力表等控制和測試裝置。④ 撬裝由6個浮筒提供浮力和穩定性，保證其漂浮于自由液面完成收油作業。

圖1 濃縮式漩渦撇油器裝置

1.2 測試方法

測試工作在水罐中開展，水罐中充滿水，水面潑灑溢油，在80 L和120 L兩種水面溢油量條件下開展測試(圖2)。濃縮式漩渦撇油器運行時，水罐表層油水混合液進入收油罩中，通過管道泵提供的動力進入旋流分離器。通過變頻器調整管道泵頻率，控制撇油器入口流量(通過收油罩進入旋流分離器的油水混合物流量)介于2～5 m3/h之間。旋流分離器的3個出口分別設置電動控制閥門調節開度以便控制分流比，其中分流比定義為溢流口混合流量占入口混合流量的百分比。根據溢油體積、入口流量和分流比的不同，可形成多個工況。

圖2 濃縮式漩渦撇油器測試循環流程

撇油器出口的流量、油相含率和壓力變化等是測試重點，其中溢流口流量(上船)通過渦輪流量計測得；出口油相含率通過速閉閥法[12]取樣測量，即量筒取樣靜止足夠時間使油水分層而獲得油相含率；溢流口壓力可通過壓力表獲得；測試中的油相為白油，黏度36 mPa·s，密度860 kg/m3；水相為自來水，黏度1 mPa·s，密度998.1 kg/m3。由于漩渦回收和濃縮機理與油水密度比有關，清水與海水密度差微小，因此選用自來水對溢油回收效果的影響可以忽略。

為了研究波浪和撇油器運動對漩渦的影響，將回收模塊放置于矩形測試水池，并施加x和y方向波浪(圖2)。波浪加載參考三級海況，基于1∶10的幾何相似比對波高和周期進行對應的相似變換。

1.3 測試結果分析

1.3.1造渦及溢油回收效果分析

撇油器溢油回收效果的主要表現為入口水域造渦及回收狀況。圖3給出了溢油添加量為80 L和120 L時入口漩渦及溢油分布狀況。可見收油罩上方水域出現明顯的漩渦，收油罩外側液體向內部流動時，底部水相被收油罩外沿阻擋，表層油相則跟隨漩渦進入渦核，在泵的驅動下進入撇油器內部旋流場，油相行為與李海峰[7]的研究結果類似。同時，造渦區附近水域溢油含量明顯減少，符合預期效果。

圖3 濃縮式漩渦撇油器入口水域漩渦制造及回收狀況

1.3.2波浪和撇油器運動對造渦影響分析

當波浪在等效三級海況沿y軸行進時(圖4a)，撇油器出現了小幅平移，但平移并不影響前端收油罩內漩渦正常運行，水面負壓穩定。這是由于撇油器帶動收油罩小幅平移，引發的漩渦水域下部邊界及負壓吸入口的運動速度明顯小于漩渦質點運行速度，原有負壓和漩渦強度可保證漩渦的穩定性。測試中等效三級海況的y向波浪對漩渦運動影響同樣有限。一方面是由于裝置兩側縱向布置的浮筒在一定程度上擾亂波浪，另一方面是漩渦和負壓可抵御波浪對水質點運動的侵擾。

當波浪在等效三級海況沿x軸行進時(圖4b)，溢油回收裝置并未出現側向平移，且收油罩內漩渦清晰可見，也就是說強度足夠大的漩渦可在一定程度上抵御波浪和撇油器平移帶來的影響。當波浪強度過大或撇油器運動過快時，外部對漩渦區水質點的強烈擾動可能破壞漩渦和負壓的穩定性。因此在實際應用中，可根據水域水文條件和施工工藝優化撇油器造渦裝置參數。

圖4 不同方向波浪對濃縮式漩渦撇油器造渦特性影響測試

1.3.3撇油器出口油相含率分析

圖5a為測試中油出口油相含率隨入口流量的變化。可以看出，油相含率隨入口流量增加而逐漸增加，呈現近似線性關系。①當溢油80 L、入口流量略小于3 m3/h的條件下，出口油相含率約為10%；②隨著入口流量增加，出口油相含率逐漸超過20%。線性關系的偏差可能來源于收油罩水域漩渦的瞬時波動。當測試水池中溢油120 L時，油出口油相含率與入口流量間出現了類似的線性關系，但線性關系的截距總體上升。這是由于隨著流量增加，收油罩內漩渦強度和流量提高，導致上層溢油比例增加，進入撇油器的混合液油相比例更大；同時隨著流量增加，旋流器內流場的離心加速度增大，促使其中油滴以更快的速度向軸心遷移。盡管分流比和表面漩渦可能對油相含率和入口流量的線性關系帶來一定波動，但對整體趨勢影響較小。

圖5b為油出口油相含率隨分流比的變化。在給定的溢油添加量下，油出口油相含率隨分流比增加而逐漸降低。這是由于旋流場中油相以液滴形式聚集在管道軸心附近，四周為高含水混合流體。當分流比較小時，大部分流體經過2個底流口分支排出，流經底流口的流體為高含水混合液，剩余通過油出口的混合液油相含率較高。反之，當分流比逐漸提高時，經過底流口排出的高含水混合液逐漸減少，更多比例的水相經過油出口排出，因此油出口油相含率逐漸降低。

圖5 濃縮式漩渦撇油器溢流口油相含率隨入口流量(a)和分流比(b)的變化

1.3.4撇油器溢流口壓力變化規律分析

撇油器壓降表征了裝置能量消耗，測試中撇油器內部的壓力變化通過溢流口的壓力反映。當泵以指定頻率運行時，動力功率給定。在該條件下調整旋流分離器分流比，記錄溢流口壓力。發現壓力隨入口流量的增加而逐漸降低(圖6a)，隨分流比的增加逐漸增加(圖6b)，且曲線隨頻率提高而沿y向移動。原因在于：①分流比增加是底流口閥門開度減小的結果。底流口閥門開度減小，撇油器管路對流體阻力增大，因此在相同動力驅動下，更少的流體吸入撇油器，入口流量減小，出現圖6a的趨勢。②由于入口流量減小，在相同功耗下，更多能量轉化為位能，因此壓力增加，出現圖6b的趨勢。③當提高泵的頻率時，撇油器動力增強，如果保持入口流量不變，多余能量轉變為位能，即壓力升高。因此圖6a中曲線隨頻率增加逐漸上移動。④如果泵的頻率增加，撇油器動力增強，則多余動力形成較大壓差以促使漩渦吸入更多液體，因此圖6b中曲線隨頻率增加逐漸向上移動。

圖6 濃縮式漩渦撇油器溢流口壓力隨入口流量(a)和分流比(b)的變化

1.3.5溢油回收效率分析

回收效率為溢流口油相流量占入口油相流量的百分比，是評價撇油器的核心指標。圖7為不同溢油添加量條件下回收效率隨分流比的變化。可以發現，溢油添加量對分流比和回收效率關系的影響較小，基本可以忽略；回收效率與分流比呈線性關系，隨著分流比增加，回收效率逐漸增加。線性回歸得到的回收效率與分流比關系可表示為

圖7 濃縮式漩渦撇油器溢油回收效率隨分流比的變化

η=kβ+b

(1)

式(1)中：η和β分別表示為回收效率和分流比，%；k和b為常數。對于濃縮式漩渦撇油器結構，k為0.51，b為47.6。

圖7表明，隨著分流比的增加，越來越高比例的溢油被回收，但同時出口油相含率也逐漸降低。也就是說，盡管分流比增加提高了回收效率，但回收后的油水混合物油相含率降低，水占的百分比更高，不利于后續處理。當分流比接近100%時，旋流器失去濃縮效果。因此，應結合撇油器設計技術指標，選擇合理的分流比區間。在保證溢油回收效率的同時，盡量提高回收混合物的油相含率，減小后續環節的處理壓力。

2 旋流分離器內油水兩相流場數值模擬

溢油回收裝置上游的表面漩渦可直觀觀測，然而由于油水乳化等問題，旋流器內部流動狀態不易直觀觀測，為此可采用數值模擬的方式，求解旋流場內油水兩相Navier-Stokes方程，獲得旋流場內部速度和相含率分布[7]。油水兩相旋流場可通過耦合歐拉多相流模型[13]和RSM湍流模型[14]進行求解。

2.1 數值模型的建立

由于導流片具有厚度，為了精確模擬葉片厚度對流場的影響，創建流場幾何模型時將導流片及軸對應的空間鏤空。在分離段，套管內外流域通過開孔連接。考慮到導流區和開孔區結構較為復雜，模型采用非結構網格劃分方案。考慮到壁面對流場速度分布的影響，在所有流場壁面邊界加密局部網格，臨近壁面5層網格按照1.2比率逐漸加厚(圖8)。整個流場網格數1 963 991個，精度能夠滿足計算要求[10]。

圖8 流場網格劃分

在邊界條件方面，流場的入口采用速度入口，分相設置速度和體積含率；出口均采用自由出流邊界條件，可依據測試數據設置分流比。其余流場邊界采用固定無滑移壁面。流場中主相為水相，離散相為油相。近壁面采用Scalable壁面函數[14]。求解時考慮重力影響，采用非定常模擬方法，時間步長取5 ms，模擬時長為6 s。求解過程中的殘差精度為10-5。

2.2 數值模型可靠性驗證

為了驗證數值模型的可靠性，按照表1的2種工況模擬旋流器內的油水兩相流場，并將數值模擬得到的溢流口油相含率、回收效率與撇油器溢油特性測試結果進行對比。從表1可以看出，數值模擬得到的溢流口油相含率、回收效率均低于測試結果，但相對誤差較小，說明油水兩相流場數值模型是可靠的[10,13-14]。

表1 旋流分離器內油水兩相流場數值模擬工況及模擬結果(溢油80 L)

2.3 旋流器內流場演化規律

旋流場的油水分離是一個動態過程。旋流分離器內不同時刻油相含率的分布變化見圖9。①0.5 s時，導流片尾部開始出現油相富集；②1.0 s時，油核油相含率已有明顯提升，達到60%左右，且油相富集的區域已經達到套管-開孔范圍內；③1.5 s時，旋流場相富集區進一步向下游推進，導流片至溢流口中已出現明顯的油水分離；④從2.0 s起，旋流場已基本穩定，實現了油相富集和水相的排出，此時油水兩相旋流場基本達到動態穩定，說明6.0 s的模擬時長是充足的。

圖9 旋流分離器內不同時刻的油相含率分布和演化(工況2)

圖10為池中溢油80 L條件下工況2在6 s時刻的流場跡線和油相含率分布圖。從圖10a可以看出，流體質點軌跡在導流區下游出現了劇烈螺旋。隨著流體向下游行進，螺旋程度逐漸降低；在油出口附近，流體軌跡仍然帶有螺旋；而在套管空間中，由于高含水液體從均布分散的開孔流出，所以流體軌跡并不具備明顯的螺旋。套管環空中的流體最終匯合從2個底流口流出，軌跡接近于三通。從圖10b可以看出，由于油水兩相密度、黏度存在差異，旋流器內部出現了相分離，當入口油相含率為13.4%時，導流區下游軸心尾部開始出現了高油相含率的油核，一直持續到油出口；油核油相含率峰值約為60%。由于油水相間密度差較小且油水界面存在張力，旋流場中心油相仍然以液滴形式存在，局部油相含率并非100%；當進入含有開孔和套管的分離段后，在旋流場四周邊壁富集的水相通過開孔進入環空，環空出現了高含水區域，最終與2個底流口連通外排。而管道中心的高油相含率區域經過富集水相的混合流體外排后，達到了油相濃縮效果，提高了溢流口油相含率，實現回收混合物的油相富集。

圖10 旋流分離器內油水兩相流場特征(工況2，模擬時刻6 s)

3 結論

1)濃縮式漩渦撇油器溢油回收特性測試表明，濃縮式漩渦撇油器可有效形成表面漩渦回收表層油水混合物，油水混合物可經旋流器處理得到濃縮。

2)調整入口流量和分流比可獲得較高純度油水混合物，以壓力為代表的能耗也會發生變化；撇油器回收效率與分流比呈線性關系，線性參數取決于造渦裝置和旋流器結構參數。

3)等效三級海況波浪和撇油器自身小幅運動的條件下，濃縮式漩渦撇油器可形成穩定漩渦并進行溢油回收作業。

4)旋流分離器內流場數值模擬表明，旋流分離器可形成動態穩定的油水兩相旋流場，促進回收溢油的富集和濃縮。