0 引言

生产污水常规处理技术主要有重力沉降、压力密闭、气浮除油以及液液旋流除油等^[1-2]。渤海海域平台生产污水常规处理流程较多采用斜板除油+常规气浮+过滤器，而南海海域的生产污水处理流程通常为水力旋流器+紧凑型气浮或者两级紧凑型气浮。气浮旋流分离装置采用气浮和低强度旋流分离场组合技术，是一种生产污水高效处理技术，在国外已经有相关研究和相对成熟的产品，包括挪威SWACO公司开发的Epcon紧凑型气浮装置(CFU)，美国CETCO Oilfield Services公司的CrudeSep、英国OpusMaxim公司的CFU和法国Westgarth公司的Cophase等^[3-5]产品，尤其是挪威SWACO公司开发的Epcon紧凑型气浮装置已经有完成相关试验并在海上平台生产污水处理方面的应用案例。

笔者依据气浮旋流分离流场分析设计气浮旋流分离装置，通过流场数值模拟完成了装置的优化设计，根据试验测试与分析结果确定了分离装置的最佳操作条件，并检验了分离装置对生产污水的除油效果。

1 气浮旋流分离装置结构设计

分离装置内部气浮旋流分离流场的强弱主要与生产污水的切向入口流速、入口管径和罐体直径相关^[6-7]。利用旋流强度，保证微气泡与油滴在轴向运移过程中实现有效碰撞接触、粘附且不易破裂，设计切向入口管径和气浮旋流分离场环空直径。

1.1 生产污水入口管径

海上生产污水在离心泵排出管道内的流速通常为1.5~3.0 m/s，根据海上工艺管道压力降控制值，确定分离装置生产污水切向入口管径为：

(1)

式中：d_e为生产污水入口管道直径，mm；Q_e为生产污水在入口管道中的处理量，m³/h；v_e为生产污水在入口管道中的流速，m/s。

分离装置入口管径与生产污水处理量和流速间的对应关系见图 1。从图可以看出，随生产污水处理量的增加，切向入口管径需要不断增大。因此，切向入口管径及生产污水流速设置需要综合考虑装置紧凑化设计要求和多相流泵内部压力限制^[8]等因素。

1.2 气浮旋流分离场罐体直径设计

携带微气泡的生产污水经由气浮旋流装置上部的切向入口进入罐体内筒和外筒间的环形空间，形成气浮旋流分离流场，其离心加速度为：

(2)

其中，切向入口管道中生产污水的线速度v_t为：

(3)

式中：D_e为气浮旋流分离场所在区域罐体的直径，mm。

气浮旋流分离场内生产污水的实际旋流强度为n倍的重力加速度g，由此初步确定分离装置的罐体直径为：

(4)

1.3 气浮旋流分离场罐体直径优化

气浮旋流分离场内微气泡与油滴颗粒伴随生产污水流沿切线进入分离装置的罐体，将生产污水的流速分解为切向速度v_t和轴向运移速度v_c，由切向入口运移至罐体内筒外环壁的时间为t_z，则有：

(5)

气浮旋流一体化后，气浮旋流分离场内微气泡和油滴颗粒间的作用机理包含微气泡与油滴碰撞接触(持续时间t_c)、滑移接触(持续时间t_s)和液膜破裂(持续时间t_r) 3个主要阶段，其持续时间的长短将直接关系到最终的浮选效果。气浮旋流分离流场中分散颗粒与生产污水间的相对运移速度为：

(6)

其中，A_r=78.78μ^-2r_m³ (ρ_c-ρ_m)。

式中：r_m为分散颗粒半径，mm；ρ_c为生产污水密度，kg/m³；ρ_m为分散颗粒密度，kg/m³；μ为生产污水黏度，Pa·s。

经推导，碰撞接触时间t_c的计算式为^[9-10]：

(7)

式中：f_c为生产污水表面张力，N；r_o为油滴半径，mm；ρ_o为油滴密度，kg/m³；Φ为分散颗粒尺寸因子。

滑移接触时间t_s的计算式为^[9-10]：

(8)

式中：A、B为无量纲量；r_b为微气泡半径，mm；v_b为微气泡绝对上浮速度，m/s；φ_s、φ_e为油滴浮选开始和结束时的滑移接触角，rad。

试验结果表明：浮选过程中，液膜变薄破裂时间为2.0×10^-3 s≤t_r ≤3.0 s。为保证微气泡与油滴在轴向运移过程中实现有效碰撞接触、粘附且不易破裂，微气泡和油滴之间相互作用的总时间t应满足下式：

(9)

若D_e设计值超过上限值，则微气泡与油滴粘附体在轴向运移过程中会发生液膜破裂分离，不利于浮选。因此，将上限值作为D_e合理取值的依据。

2 气浮旋流分离流场数值模拟

气浮旋流分离流场的多相流数值模拟基于欧拉模型^[11-12]，同时根据海上生产污水气浮旋流组合处理流场为弱旋流的实际特点，其湍流模型选择标准k-ε模型。模型边界条件设置：切向入口流速为3.54 m/s，集油槽出口处操作压力为标准大气压，分散油相的入口体积分数为1.0%。

气浮旋流分离装置的结构设计包括：a.稳流内筒采用喇叭口且朝下；b.稳流内筒采用直筒；c.稳流内筒采用端口封堵的喇叭口且朝下；d.稳流内筒采用喇叭口且朝上。各结构对应的压力场分布见图 2。生产污水经切向入口进入气浮旋流分离场，上浮运移需要克服重力做功，为降低动力耗损，切向入口应靠近分离装置上方布置。

依据数值模拟结果，不同结构分离装置的生产污水除油率依次为88.5%、90.3%、69.3%和92.5%；稳流内筒采用喇叭口且朝下时，气浮旋流分离流场的横截面逐渐收缩，生产污水的流速相应提升，带动油滴下移，对油相分离不利。

不同结构气浮旋流分离装置除油率随处理量的变化关系见图 3。依据除油效果和分离装置的操作弹性，稳流内筒采用端口封堵的喇叭口且朝下时的除油效果最差，而稳流内筒采用喇叭口且朝上时的除油效果最好，同时稳流内筒喇叭口朝上布置对气浮旋流分离场中自由液面晃动起到抑制作用。

分离装置入口含油率一定时，生产污水处理量提升会降低其除油率，当污水处理量超过设计值(4 m³/h)后，分离装置的除油效果显著下降。

3 气浮旋流分离性能试验

气浮旋流分离性能试验设备主要包括CFU可视本体、剪切乳化机、Edur溶气泵、加药泵、处理量计、各类仪表和阀门等，采用正交试验方法，由此分析含油质量浓度、注气比和回流比等参数对气浮旋流分离性能的影响。

生产污水含油质量浓度对分离性能的影响见图 4。从图可见，随含油量的提高除油率先迅速增大而后趋向稳定，含油质量浓度由200 mg/L增至500 mg/L时，除油率增幅较为明显，此时分离装置对低浓度的生产污水处理效果较差，含油质量浓度的最佳值应控制在500 mg/L。

生产污水注气比对分离性能的影响见图 5。从图可见，生产污水的除油率随注气比的增大先逐渐减小而后趋于稳定，因此海上污水处理不能单纯依靠增大注气比来提高除油率。生产污水注气比由0.05增至0.10时，除油率相对稳定，而当注气比升至0.15后，除油效果急剧下降，生产污水注气比最佳值应控制在0.10以内。

4 气浮旋流分离装置现场试验

将气浮旋流分离装置在南海胜利号FPSO上开展了相关试验。该生产污水处理系统包含2个单体，可采用2级串联模式，也可采用2级并联运行模式。生产污水处理量为4.0 m³/h，水力停留时间为150 s，分流比为4.0%，每组试验参数取样1次，取样间隔时间不小于30 min。2级串联连续运行性能曲线见图 6。

生产污水处理系统采用2级串联稳定运行模式时，入口含油质量分数在(115~262)×10^-6之间波动，二级出口含油质量分数仅为(10~19)×10^-6，分离装置的除油率为91.2%~94.9%，平均除油率达到92.3%。因此，生产污水除油效果显著，分离装置的运行性能平稳。

5 结论

(1) 根据气浮旋流分离流场分析和数值模拟结果设计的生产污水分离装置，其稳流内筒采用喇叭口且朝上时的除油效率最高，最佳处理量为4 m³/h。

(2) 随生产污水含油量的提高，除油率先迅速增大而后趋于稳定，含油质量浓度的最佳操作值为500 mg/L。

(3) 随生产污水注气比的增大，除油率先逐渐减小而后趋于稳定，为减小生产污水分离后的含油率，注气比最佳操作值应控制在0.10以内。

(4) 气浮旋流分离装置采用2级串联模式运行性能平稳，且除油效果较显著，生产污水的平均除油率可以达到92.3%。