探究空气喷射旋流闪浮技术在含油废水处理中的应用研究 61页

北京化工大学硕士学位论文空气喷射旋流闪浮技术在含油废水处理中的应用研究姓名：王然申请学位级别：硕士专业：化学工程指导教师：张泽廷;赵清民20091130n摘要空气喷射旋流闪浮技术在含油废水处理中的应用研究油田开采及加工过程中产生的含油废水的有效处理一直是一大难题。空气喷射旋流闪浮技术将水力旋流器同泡沫浮选结合起来，具有分离效率高、占地面积小、处理能力大和运行成本低等特点，广泛应用于废纸纸浆脱墨和细粒煤浮选，但在含油污水方面的研究甚少。本论文针对空气喷射旋流闪浮技术应用于油水分离方面存在的问题，采用自行设计的空气喷射旋流闪浮器开展探索性试验研究，优化结构参数和操作参数，探讨除油机理，分析流场分布特征，为开发新一代高效油水分离旋流器奠定基础。在查阅大量国内外相关文献的基础上，自行研制了由48mm空气喷射旋流闪浮试验装置，主要结构参数确定为：烧结型钛多孔管平均孔径6Pm，厚度4mm；采用单切向进料口，直径与旋流器直径之比为O．22；底流口为环形，当量直径与旋流器直径之比为0．39-'--2．1；溢流管直径与旋流器直径比值范围为0．22"--0．6；长径比5．5：1。通过测定模拟污水的粒径分布和含油浓度，验证了小型试验系统的可行性。通过试验研究，考察了空气喷射旋流闪浮器的主要结构参数和操作参数对系统除油效率的影响，实验结果表明，除油效率随底流口当量直径、充气量、溢流管直径、溢流管插入深度的变化曲线均存在最大值，最佳参数组合为底流口当量直径23mm、充气量5m3／h、溢流管内径25mm、溢流管插入深度85mm，此时除油效率为65．6％。底流口当量直径是影响分离器除油效果的重要因素。加入破乳剂WR-SHl有利于除油效率的提高。本试验条件下的无量纲速度准数矿’≥0．009"--'0．020，与文献报道基本相符。关键词：空气喷射旋流闪浮技术，含油污水，除油效率nAbstVdCtSTUDYoNTHETECHNOLoGYoFAIR．SPARGEDHYDRoCYCLoNEFASTFLoTATIoNUSINGINoILYSEWAGEABSTRACTTreatmentofoilysewageproducedduringtheoilextractionprocessinoilfieldhasbecomeaworld．wideseriousproblem．(ASHFF)combinesthewatercyclonewiththefoamflotation．It’Sanewtechnologywithlotsofadvantages：highefficiency，largetreatmentability，smallsize，andlowoperatingcost．ASHiswidelyappliedintheprocessofgranulecoalflotationandwastepaperpulpdeinking，butthereisfewstudyontheapplicationofASHonoilysewagetreatment．Thispaperfocusontheapplicationofself-designedASHonthewater．oilseparation．Inthisstudy．thestructureparametersandtheoperationparametersareoptimized，theflowfielddistributioncharacteristiciSanalyzed．andtheoilremovalmechanismiSinvestigated．Theseworkslayafoundationforthedevelopingofnewgenerationwater—oilseparationcyclone．Basicontheabundantdocumentresearch，weindependentlydevelopa由48mmASHfortest．Themainstructureparametersareasfollow：Thelength．diameterratioiS5．5：1：AverageholediameteroftheagglutinatingTimulti—holepipeis61．tmandthicknessofthepipeis4ram；Asingletangentorientationimportisused，andratioofimportdiameterandASHdiameteriS0．22；Ratioofoverflow．pipediameterandASHdiameterisO．22-0．6；Underflowportisring—shaped，ratioofitsequivalentdiameterandASHdiameterratiois0．39-2．1．Inthisstudy．theconcentrationandtheparticlesizedistributionofoilinsimulatedsewageisanalyzed，theresultsconfirmthefeasibilityofthesmall-scaletestsystemofASH．AdynamictestwasdesignedtoresearchhowthemainstructureⅡn北京化工大学工程硕士学位论文parametersandoperationparametersofASHinfluencethe0ilremoval．Theresultsofthetestshowthat．thereiSamaximumvalueoftheoilremovalefficiencyasthefollowingparameterschange：overflowpipediameter，underflowportequivalentdiameter，aerationrateandtheoverflowpipedepth．Inthisstudy，themaximumvalueoftheoilremovalefficiencycomesto65．6％whentheparametersareasfollow：overflowpipeinsidediameter23mm，aerationrate5m’／h，underflowportequivalentdiameter25mm，overflowpipedepth85mm．UnderflowportequivalentdiameteriStheimportantfactortoaffecttheoilremova】efficiencyinASH．TheinjectionofemulsionsplitterWR．SHlremarkablyincreasestheoilremoval．Underthistestcondition．thezerodimensionspeednumberiSV’≥O．009～O．020，whichmatchesthedocumentreportedwell．KEYWORDS：technologyofAir-spargedHydrocyclonefastflotation，oilysewage，cycloneseparationⅢn符弓说明C含油浓度，mg．L一1符号说明直径，mm长度，mm除油效率，％油滴粒径，gm压力，Pa速度，m．S一1时间，S流量，m3h一1旋流器总长度，mm污水粘度，密度，kgm一3无因次速度溢流管插入深度，mm下标：0：溢流1：入口c：公称”：底流VIⅡD日E．dP矿丁Q￡∥p∥Ⅳn北京化工大学位论文原创性声明本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下，独立进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本论文不含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。作者签名：王丝日期：之12芝：!!：三!关于论文使用授权的说明学位论文作者完全了解北京化工大学有关保留和使用学位论文的规定，即：研究生在校攻读学位期间论文工作的知识产权单位属北京化工大学。学校有权保留并向国家有关部门或机构送交论文的复印件和磁盘，允许学位论文被查阅和借阅；学校可以公布学位论文的全部或部分内容，可以允许采用影印、缩印或其它复制手段保存、汇编学位论文。保密论文注释：本学位论文属于保密范围，在土年解密后适用本授权书。非保密论文注释：本学位论文不属于保密范围，适用本授权书。作者签名：垒丝日期：童!12：!!：三!导师签名：i氲室区日期：地芝：!厶圣竺n第一章绪论1．1选题背景油田的含油废水广泛存在于石油的开采和加工过程之中，主要来源有油田洗盐废水、采出水、炼油污水、洗井水等。在油田开采和石油加工过程中含油废水的处理一直是一个难题。在二十世纪90年代以后，我国陆上主力油田基本上进入了中、高含水这一开采期，油井采出液中的含水率快速增加，原油含水率高达90％以上。同时原油中含水的危害极大，使处理液晕增大，同时降低了管道、设备的有效利用率，增加输送过程中的动力消耗，引起设备及管道的腐蚀，影响炼油作业的正常进行。世界上一些国家都制定了严格的原油含水的控制指标。我国《油田油气集输设计规范》规定：合格原油的含水率应不大于1％，优质原油的含水率应不大于0．5％，国外规定O．03～2．O％不等。多年来油水分离的工艺技术一直在不断的得到开发改进。传统的油水分离设备如沉降罐、隔油池、气浮选罐、过滤罐等因占地面积大、操作复杂，扩容困难使其使用范围受到～定限制。此外，炼油装置油水分离器排出的含油污水，也存在水中含油浓度经常超标的问题，对环境造成极大污染。因此，如何有效处理和利用含油污水、提高原油质量，引起人们的高度重视l¨。根据空气喷射旋流闪浮技术制造的用于油水分离的闪浮器具有分离效率高、适应范围宽、处理量大、结构简单、占地面积小、操作维护方便、安装方便灵活等突出优点，在处理含油污水方面具有独特的优势。1．1．1空气喷射旋流闪浮技术的出现油田常用的油水分离技术主要包括离心分离、重力分离、气浮分离、吸附分离、电脱分离、过滤分离、生物处理等，离心分离和气浮分离是其中常用的一种【2】。气浮法工艺成熟、处理量大、成本低廉且处理效果好，适用于分散油和乳化油的分离，在国外己用于炼油、化工、制革、造纸、印染、纺织、食品、钢铁、轻工等工业废水和工业用水、城市生活污水、生活用水的处理；在我国，气浮技术己应用于毛纺、印染、造纸、炼油、皮革、化工、酸洗、化纤等领域废水的处理以及低浊、含藻类和受污染水体等方面的净化。但该法具有浮选停留时间较长，浮油处理困难，设备占地面积大和投资费用高的缺点。水力旋流技术在液一液分离领域的研究至今近半个世纪，在液一固分离方面的应用较早，已有一百多年的历史。液一液水力旋流技术最初应用于选矿和采矿，后来应用范围越来越广，逐渐在石油、化工、食品、纺织、环保等行业中成功应用。水力旋流器具有体积小、结构简单、处理能力大和成本低等优点，以动态旋流器和静态旋流1n北京化1=人学上羊丌硕上学位论文器为代表。为了提高其工作效率，人们从复合力场的采用和结构的优化入手，对水力旋流器进行过许多改进，并相继研制发明了多种新型水力旋流器，如：磁力水力旋流器，加冲洗水式水力旋流器，锥齿型水力旋流器等等。应用空气喷射旋流闪浮技术制做的闪浮器就是为了减少固相分级时微细粒在底流中的夹杂而发明出来的l引。空气喷射旋流闪浮器把离心旋流技术和泡沫浮选技术结合起来，利用了水力旋流器的强离心力场，具有较高的分离能力14J。由于空气喷射旋流闪浮器具有浮选粒度下限小、处理能力大、浮选时间短、操作费用低以及选择性好等突出优点，它的出现引起了研究者极大的兴趣和关注，人们相继在油水分离、选矿工艺、废水废料整治及废纸纸浆脱墨等多方面进行了空气喷射旋流闪浮器的应用研究，并取得了一定的成果，其中在细粒煤的洗选方面有了成功的工业化的报导pJ。我国从1980年开始对空气喷射旋流闪浮技术方面进行初步的研究，但全部工作都是针对各种矿物的处理方面，如赤铁矿p叫、煤炭等。至今为止，人们仅仅是利用矿用的空气喷射旋流闪浮设备进行研究，在含油污水方面的研究报道较少。1．1．2研究目的含油污水的有效处理及再利用是一项涉及资源开发和环境保护的重要任务。本论文基于含油污水的处理对于高效油水分离技术的需求，针对油田油水分离存在的实际问题及特点，对空气喷射旋流闪浮器应用于油水分离领域进行初步探索，通过对自行设计的空气喷射旋流闪浮器进行试验研究，优化结构参数及操作参数，为开发旋流和浮选相结合的新一代高效油水分离水力旋流器奠定基础。论文研究具有重要的现实意义以及广泛的应用前景。1．2国内外研究现状利用空气喷射旋流闪浮技术制造听闪浮器是巧妙地将水力旋流分离的流动特征和泡沫浮选结合在一起的一种新型离心浮选设备。它的出现引起了选矿界等的极大兴趣和关注，界内人士认为它是一种先进的细粒快速浮选的设备，近年来，在深入研究气浮技术和液一液旋流分离的基础上，对空气喷射旋流闪浮技术的理论和闪浮器的应用都展开了相应的研究。1．2．1气浮法油一水分离技术1．2．1．1气浮技术的发展历史气浮技术[71是常用的油一水分离方法。是利用高度分散的微小气泡作为载体粘附废水中的污染物，使其随气泡浮升到水面而加以去除。早在公元2000年以前，古希腊人就应用浮选过程从脉石中分离所需要的矿物。2n第一章绪论Haynel860年发明了使用油从脉石中分离矿物的过程，并取得了专利。1904年Elmore利J曰电解法产乍的气泡进行浮选，并最终发展成为电解浮选过程。与此同时，Elmore还发明了真空溶气气浮过程，这与现在用在废水处理等方面的溶气气浮过程较为相似。Picard、Salman和Ballotl8J在1905年发明了浮沫选矿法，1910年，T．Hoover发明了第一台浮沫选矿机。1914年，Callow利用水下多孔分散器将空气泡导入水中，泡沫选矿法得以实现。浮沫选矿法和泡沫选矿法都可称为诱导浮选法。在水处理领域中，早在1920年，C．L．Peck就考虑用气浮法处理污水，直至1943年，C．A．Hansan和H．B．Goroas发表了关于气浮法用于给水方面的最早的一篇报道。瑞典1961年建成第一家采用部分回流气浮法的废水处理厂。在南非，60年代就开始对气浮进行中试研究，到90年代，溶气气浮已得到广泛的应用。芬兰已有三十几家工厂采用溶气气浮过程对饮用水进行处理。溶气气浮技术已广泛地应用于北欧国家、南非、比利时、英国、荷兰、法国、中国、德国、印度、日本等国家和地区。目前，气浮法在国外己用于炼油、化工、制革、造纸、印染、纺织、钢铁、食品、橡胶、轻工、制药等工业废水和工业用水、城市生活污水、生活饮用水的处理上。气浮技术应用最广泛的领域是石油化工废水处理。二十世纪60年代末，我国已有压力溶气气浮装置应用于石油废水的处理和食盐溶液的净化。1975年至1992年，我国的压力溶气气浮净水技术的基本理论研究和生产实践方面都已达到国际水平，在有关气浮法净水处理的溶气系统、释气系统、分离系统、测试技术、净水机理和溶气释气规律方面的研究均取得了一定的成果。此外，于二十世纪80年代中期，武汉建材学院、冶金部建筑研究总院、昆明自来水公司等也进行气浮净水的试验和研究，取得了一定的成果。近lO年来，气浮净水技术在国内迅速发展，气浮已应用于给水方面的含藻类、低浊、低温和受污水体的净化，废水方面的印染、造纸、毛纺、皮革、电镀、炼油、酸洗、化工、电泳漆、化纤等废水的处理，取得了较好的效果。1．2．1．2气浮技术的原理气浮技术就是通过某种方法产生大量的微气泡，有时还需要同时加入浮选剂或混凝剂，使其与废水中密度接近于水的液体和固体污染物微粒粘附，形成了密度小于水的气浮体，在浮力作用下，上浮至水面上形成浮渣，进行液一液分离或固液分离。不同气浮处理方法本质上的区别在于水中形成气泡的方式和气泡大小存在的差异。根据这一特点，气浮处理法大致可分为四大类，即溶气气浮法、电解气浮法、诱导气浮法和化学气浮法【引。①溶气气浮法。在压力容器中将空气溶解在水里，通过减压阀减压后释放出的气体，产生微小的气泡。常见的方式有真空气浮法和加压溶气气浮法。②电解气浮法。通过对废水进行电解以实现气浮，水电解会产生氧气，氢气，废3n北京化T大学丁稃硕士学待论文水中氯化物、有机物电解后会产生二氧化碳，氯气等气体，这些气体产生的微小气泡与水中欲去除的颗粒粘附，发生了气浮作用。常见的方式有电絮凝气浮法和电解气浮法。此法效果较显著，缺点是耗电量大。③诱导气浮法。通过各种方法向水中充气进行气浮，常见的方式有扩散板气浮法、机械鼓气气浮法、射流气浮法和叶轮气浮法。④化学气浮法。依靠物质之间的化学反应产生微小气泡(如生成二氧化碳，氧气)，而发生气浮作用。气浮分离过程先是使污染物能够粘附在气泡上面，即气、液、固三相介质共存的情况之下，应考虑每两相之间表面能与界面能的不平衡状态现象，润湿接触角大小和颗粒表面疏水性，以及表面活性剂与混凝剂在气浮分离中的作用和影响等。当颗粒与气泡粘附前与粘附后界面能的差值越大，推动力就越大，更易于气浮处理；反之，相反；亲水性颗粒润湿接触角小，气粒两相接触面积则小，气浮体结合不牢容易脱落，属于亲水吸附；疏水性颗粒的接触角大，气浮体结合牢固则不易脱落，为疏水吸附。传统气浮方法具有工艺成熟、处理量大、成本低廉、效果好等特点，适合于乳化油和分散油的分离，去除粒径可达到lOlamll0J。但郜存在着气浮时间长、占地面积大的缺点，尤其是传统方法产生的气泡较大，对细小的颗粒去除效果不好。1．2．2液一液旋流分离技术1．2．2．1液一液旋流分离技术的发展历史液一液旋流分离器起源于英国，1968年英格兰Southampton大学的MartinThew教授1111及其同事开始其开发研究工作。他们先后以聚丙烯与水、煤油与水、尼龙与水、原油与水为介质，对液一液旋流分离技术进行多年研究，发明了双锥入口型液一液旋流分离器，于1978年率先提出了液一液旋流分离的第一种芯管结构，即A型旋流管，获得了英国发明专利。随后，Southampton大学除不断发展完善含油污水的静态旋流分离技术以外，还努力开拓液一液旋流分离技术应用的新领域，相继在高含水原油的旋流预分离及低含水原油的旋流脱水净化方面取得了进展，并先后推出了B、C、D、E型、F型旋流管。继F型旋流管发明之后，他们又通过对油水密度差、液滴粒径分布等介质特性参数、处理量、压力比等工况参数及入口截面、长径比、特征直径、几何形状等结构参数的优选研究，相继开发出了G型和K型旋流管。目前还没有这些新型旋流管的详细结构介绍，据报道，G型旋流管与其它型式的旋流管相比，分离能力更强、结构更简单、操作弹性也更大；而K型旋流管在结构上采用了全新的几何形状，在高效与低阻方面进一步取得了突破。自二十世纪80年代，旋流管出现了多种的结构形式，由早期的双锥型旋流器发4n第一章绪论展出单锥型旋流器、弯尾式水力旋流器、放人水出口水力旋流器、动态水力旋流器和加设第三低密相出口的水力旋流器等变形结构，这些旋流器在结构形式方面的变化的主要目的是在低阻高效方面取得新的突破。法国的TOTALCEP和Neyrtecll2】继英国Southampton大学之后联合对静态旋流分离技术又进行了发展，并于1986年成功开发了用于含油污水净化处理的动态旋流分离技术，现在该机构已转向原油动态旋流脱水技术的开发研究。1987年设计并制造出第一台工业样机，并在法国巴黎附近的某油田开展工业应用试验，目前该技术在油田污水除油方面已形成了多个系列产品【9l。现在世界上生产液一液旋流分离器的主要厂家有Conoco公司、Krebs公司、Kvanerner公司、Amoco公司、BWN公司、Total公司、Neyrte公司、Techniquip公司1131。国内在液一液旋流分离技术方面的研究工作起步比较晚，人员、条件及组织形式较松散，主要包括：河南石油勘探局与清华大学联合，于1993年以局级科研课题的形式开展研究；近年来胜利油田和塔里木油田先后从国外引进四台工业’发备在工程中应用：同时江汉石油机械研究所、中国石油大学、西安交通大学、大庆油田等也都相继开展了不同程度的研究或技术探索。国内的研究目前主要集中在地面上采出液的预分离、原油脱水和污水除油等静态液一液旋流分离技术方面，研究方法则表现为对Southampton大学F型旋流管的仿制和对其外特性的现场宏观测试上，研究的深度与水平都还需进一步提高。而对于全新技术的井底油水分离技术，国内尚未见开发及试验的报道。目前，国内使用情况较好的旋流器多为进口产品，国内产品由于设计以及制造等方面的原因使油水分离的效果不佳。1．2．2．2液一液旋流分离技术的原理旋流分离技术的基本原理为离心分离，它的实质就是设法使物料在容器中进行高速离心旋转，利用待分离的物料与溶液之间的密度差，在离心力场中加以分离。在液一液旋流器中，互不相溶的两相介质混合液做高速旋转运动，利用不同介质密度的差异而产生的离心力差使两相介质实现分离。图1．1表示旋流器中流体的流动的情况。混合液从切向入口进入旋流器中，并在旋流腔内高速旋转，产生漩涡，后面而来的液体推动着旋流腔内的液体向下运动，其运动的路径呈外螺旋形。由于旋流器的内径逐渐缩小，这些旋转着的液体进入圆锥段后，液体旋转速度逐渐加快。液体产生漩涡运动时，沿径向方向的压力分布不等，轴线附近的压力接近于零，成为低压区，甚至成为真空区，而在器壁附近的压力最高。流体密度较大的颗粒借助惯性力向外运动抛向器壁，与器壁发生碰撞而降速分离，再沿着锥面落到底流管排出，同时，水力旋流器内底流口的直径极大减小，液体无法迅速从底流口排出。这就使一部分液体向分离器中心的低压区运动，并转而向上旋转，形成了旋转向上的螺旋运动。经分离后的流体运动方向发生改变，产生向心的径向运动，沿中心线转而由下向上作内螺旋运Sn北京化工大学工程硕士学位论文动，通过溢流口流出。其旋转的方向与外螺旋转向相同。如果混合液为含油废水，由于油的密度小于水的密度，所以水从底流口排出，油将从溢流口排出，这样就实现了油水两相介质的分离。(1)旋流场产生的基本方法旋流场的产生有下述三种基本方法【14l：①通过旋转外部的容器，使容器内静止的流体产生涡旋，称为外部强制洞旋。例如采用圆锥状、一个圆柱状或碗状的容器自身发生旋转而产生旋流。②通过一个在容器内部旋转的设备将能量传递给流体而使之产生旋流，称为内部强制涡旋。此时容器是静止的，并且它的形状应为圆柱形，以便保持内部流体的涡旋运动。③流体沿切线方向进入一个静止的圆筒产生旋流，称为Rankine混合涓旋，又称为无外力涡旋，它是由一个半径为R的中心旋涡组成，角速度为o)，切向速度在对称轴上为零，此时的涡量不为零。(2)液体旋流分离器内的速度分布规律流体在旋流分离器内的运动是一个三元空间体系，其内部任何一点流体的速度都可以分解成切向速度、轴向速度115l和径向速度三个分速度，其分布规律如下：①切向速度Vt：周边小中心大，在接近溢流管半径达到一半处，切向速度己增大到由它产生的离心力足以使液流破裂，从而形成沿轴线分布的空气柱。与此相适应，分离器内的压力变化情况是器壁的静压力最大，越向中心，则压力越小。而在空气柱内通常是保持一定的真空值。②轴向速度Ur：从器壁到轴线是由正值变为负值，大约在锥体各个横断面半径的一半处达到零。若将所有的零值点连接起来，可得一个微呈圆锥形的表面，称做零锥面(见图1．1)。零锥面以内的全部向上流，零锥面以外的液体则全部向下流。水流沿切线进入旋流器后，紧贴器壁向下作外螺旋运动，当它穿过零锥面之后，则改变前进方向，向上作内螺旋运动，形成了二次涡流。⑨径向速度Vr：周边大中心小，轻而小的颗粒由于力有作用被带向中心，并由溢流管口排出；重而大的颗粒则由于受到的离心力大于径向速度的推力，被甩向器壁，并向下从排渣口排出。6n第·章绪论空气涡流柱奄谚澄清液空气图1-1旋流分离器内流体流动情况FigureI-ITheconditionoffluidinsidethecyclone1．2．2．3液一液旋流分离器的特点液一液旋流分离技术具有重量轻、体积小、处理能力大、可靠性高等突出优点，尤其适用于水量大而空间受到限制的情况。但影响其分离效率的因素较多。(1)优点①重量轻。常规的采出水处理设备由于依靠较长的停留时间来进行重力分离，所以设备体积及重量很大。而旋流器体积很小，并且典型的停留时间为2s，因此大大减轻了设备的重量。②体积小、分离能力大。与常规的水处理系统相比，旋流器所占的面积不足十分之一。此外，由于离心加速度远大于重力加速度，因此，旋流器工作时不受重力的影响，因此可根据空间的条件而采用卧式、立式、斜式等不同的安装方式。③可靠性高。静态旋流器无任何运动部件，操作维修简单，运行可靠性高，不易发生故障；而动态旋流器需要输入电能以及存在有高速旋转部件所带来的动平衡与密封问题，设备结构相对更为复杂，较静态旋流器的可靠性低。(2)缺点①虽然各种水力旋流器的结构相似，分离原理相同，但其应用都需要根据具体介质的性质、来液流量、浓度等的不同特性来进行专门的设计并确定其操作条件。②流体切向速度的变化幅度越靠近中心越大，因此流体的剪切力越靠近中心处也越大，当携带分散相的气泡进入旋流器的中心部位时，中心部位存在的较大的剪切力会使附着在气泡上的有些疏水性的分散相介质发生脱落，而使得分离效率下降。③液一液分离中，切割粒径确定之后，可分离的液滴的直径也随之确定，小于这一数值的液滴难以被分离，特别是乳化严重的液体介质更加难以分离。7n北京化T大学T程硕十学位论文1．2．3空气喷射旋流闪浮技术空气喷射旋流闪浮技术是将水力旋流技术同泡沫浮选技术结合起来，不仅利用了水力旋流器提供的离心力场，而且利用了离心力场强化浮选。1．2．3．1空气喷射旋流闪浮器(Air-SpargedHydrocycIone，ASH)的产生1981年Milledl61发明空气喷射旋流闪浮器，它的构造是将普通的水力旋流器的柱段管壁改为多孔介质壁，外加一环隙夹套，通过多孔壁向水力旋流器内不断充入高压气体，见图1．2。该发明的最初目的是为了解决细矿粒回收和浮选分级的问题，试图依靠向边壁充气来破坏流体边界层对微细颗粒的“屏障"作用，而使边界层中的微细粒不致于全部随边界层进入底流，从而达到减少底流中微细粒夹杂的目的。然而，空气喷射旋流闪浮器问世之后，其发明者并没有致力于用它去解决底流中的微细粒夹杂问题，而是在适当改变结构之后用以强化浮选。Hupka和Milledl6】设计了用于油水分离的空气喷射旋流闪浮器【17】，该设备的切向进料口在底部，分离后的水相和油相都从顶部流出，并且顶部有一个可调间隙，可以调节溢流和底流的分流比。Nicol和Beeby【18】设计的新型空气喷射旋流闪浮器1191(见图1．3)，其边壁已由柱一锥形改为柱形多孔边壁，底部有一底座，用以支撑气泡粘附油滴后形成的含油泡沫柱，即泡沫底座，切向进口在顶部。同时因底座上部设计为锥形形状，可以通过升降底座来调节它与多孔圆柱间的环隙大小，从而改变底流和溢流的分流比。这时水力旋流器处理料浆中己含有适量浮选药剂，即其内具有浮选作用。虽然如此，“空气喷射旋流闪浮器’’这一名称却沿用了下来。图1-2Miller发明的空气喷射旋流闪浮器Figurel-2ASHinventedbyMiller8n第一章绪论图1-3改进后的空气喷射旋流闪浮器Figure1—3TheimprovedASH1．2．3．2空气喷射旋流闪浮器的作用机理(1)工作原理空气喷射旋流闪浮的工作原理f20J是：污水从分离器的上部沿切线方向加压进入，由于受器壁限制而高速旋转向下运动，并沿着器壁展开一个薄的旋流层，其厚度为旋流器直径的16％～24％。分离器的中段是加压空气腔，空气腔外接压缩空气，空气腔的内壁由多孔材料制成，压缩空气沿多孔材料进入设备内腔，被高速旋转的污水切割粉碎成微小气泡(直径约100pro)。由于污水做高速旋转，密度较小的组分逐渐向设备中心轴线移动，密度越小移动的越快，因密度比水小油滴和气泡同时向中心移动，气泡由于密度更小移动更快，在移动中不断粘附油滴，大量的气泡和油滴在中心聚结，向上移动，并最终从设备项端排出，经过除油的污水从设备的下部排出。(2)流场分布特征由于空气喷射旋流闪浮器内的流场为复杂的三相流动，其内部的颗粒分选过程也相当复杂，各国的学者对此进行了大量的研究，但并未取得一致的观点。国外的Millerl21】和DAS认为，空气喷射旋流闪浮器内的流场应划分为中心空气柱区、旋流区和泡沫相区，他们采用先进的X射线CT照相技术证实了这种观点，并且还在不同的操作条件下，对其内部的流场分布做了比较。特别的是，空气柱区会随着无量纲面积A木(溢流口面积／底流口面积)的减少和无量纲流量Q宰(空气流量／溶液流量)的增大而增长，且随着入口溶液中的微粒浓度的增加而减少。旋流区(层流)的厚度通常因为离心力沿轴向的改变而表现出上部薄而下部厚的特点【26，】泡沫相区会随着溶液中疏水性颗粒的增多而扩张。9n北京化1二大学工程硕士学位论文而褚良银等则认为空气喷射旋流闪浮器内应划分为上部周边的薄流层区、上部中央的泡沫柱区和下部的液柱区三个区域1221，而且还指出下部液柱的存在是形成泡沫柱的必要条件，即充气旋流器能正常工作的必要条件是：液柱的高度为1～2倍充气旋流器直径较佳【23l；其内部离心场强度沿轴向从顶部到底部呈迅速减小的特征，离心力强度的增大可使空气喷射旋流闪浮器内生成气泡的直径减小，并且使浮选效率提高124l；而颗粒所受向上浮力则是颗粒轴向向上运动进入溢流口的主要推动力，而其所受的向心浮力是颗粒径向向内运动进入泡沫柱区的主要推动力，且疏水性颗粒一般以颗粒与气泡的聚合体的形式运动(23‘川。值得注意的是，两种观点都是从试验出发得到的感性描述，目前尚未得出理论化的模型来准确地描述其内部流场。(3)气泡的产生及其作用气泡的产生和气泡与油滴的相互作用也是在分离器中油水分离机理研究中的一项重要内容，在ASH中的油水分离和矿物浮选有一定的相似性。研究表明：气泡的大小同时影响浮选速度、回收率以及浮选的选择性【25五引。Miller等㈣1985年用高速运动分析视频系统对空气喷射旋流闪浮器中水流的测量表明：多孔壁孑L径的尺寸与气泡尺寸成正比，表面张力对气泡尺寸的影响可以忽略，气泡数量随充气速度与液流粘度的增加而增加，气泡在形成地点未发生合并现象，单个气泡的运动遵循斯托克斯定律。并且Miller还计算出在无量纲速度V宰(空气速度／水流的切向速度)为0．01～6．0，多孔管的孔隙为51am的条件下，气泡直径为1～129m，气泡个数为104--一106／mm2，不过这个结论没有经过试验确认【301。通过分析褚良银等I”】认为，在空气喷射旋流闪浮器内矿粒和气泡之间的相互运动基本上属于正交错流，它们是靠强制碰撞接触而附着的。而且随着离心力的增大，矿粒与气泡的粘着牢固度相对减小，矿粒更易从气泡上发生脱落；同时，随着离心力的增大，矿粒发生脱落的临界粒径会相应变小。因此他们认为ASH内的离心力强度应有一个最佳范围，一方面既要保证所要求的浮选粒度范围内的矿粒不会于从气泡上脱落，另一方面又要尽量使气泡容易实现径向向内进入泡沫柱区的过程。1．2．3．3空气喷射旋流闪浮器性能的影响因素结构参数及操作参数是影响空气喷射旋流闪浮器浮选性能的重要因素，主要包括溢流管径、底流口当量直径、充气量、溢流管插入深度和浮选药剂等。(1)溢流管径和底流口当量直径溢流浓度随着溢流管直径增大和底流环隙的减小而减小，而底流浓度则相反。其中底流环隙面积是最重要的影响参数之一，底流环隙面积过小时，旋流层中将会有更多的液流转化为上升流，甚至转成充塞流充满了整个旋流器，严重恶化浮选的效果；过大时，含油泡沫极易从底流流失，同样也会恶化分离效果。lOn第。章绪论(2)充气量在ASH浮选中，充气量有一个最佳值区，受进料中含油量、处理能力等的影响。充气量过大会使气泡数量急剧增加，严重干扰旋流层的流动状态，使油水分离效果恶化：过小就不能形成稳定的含油泡沫柱，降低除油效率1321。(3)溢流管插入深度因为泡沫柱含油量由外向内、自下而上逐渐增高，在进料口下方形成富油区，所以溢流管插入太深，富含油泡沫无法顺利排出；太短，则易形成短路流。因此在旋流器的溢流管设计上，ASH的溢流管插入深度也有一个最佳值。(4)浮选药剂浮选药剂的主要作用体现在两方面：提高选择性和去除率。药剂类型有絮凝剂、表面活性剂、起泡剂等。絮凝剂的作用为破除乳化状态或分散状态的颗粒稳定性，使小颗粒絮凝成较大的颗粒，更有利于分离；表面活性剂能使亲水性颗粒表面变为疏水性表面，从而提高其选择性133．34l；起泡剂会增强气泡和泡沫的稳定性，并减少泡沫合并，从而促进其浮选。但总的说来，药剂用量对空气喷射旋流闪浮器的性能的影响小于其它结构及操作参数的影响135‘。1．2．3．4空气喷射旋流闪浮器的应用及发展近十年来，人们已经在很多方面进行了空气喷射旋流闪浮器的应用研究，如：细粒煤浮选[36-41i、油水分离【42I、黄金浮选f43】、铜矿浮选H4-451、废纸回收中纸浆脱除油墨146-49I、黄铁矿浮选[50-53】、水脱除苯【53】，等等。其中有的已经在工业上获得了成功应用，而有的则仅进行过小试研究。(1)细粒煤浮选细粒煤浮选是迄今为止空气喷射旋流闪浮器应用研究最深入及最成功的领域。二十世纪80年代初，VanCampr和Mille[36-371采用内径为150mm的空气喷射旋流闪浮器对26目的煤粉进行了浮选试验，充气量为6．8L／s，起泡剂浓度为25mg／L，进料固相浓度为4％，进料流量为5L／s，其浮选性能与常规浮选槽的性能比较结果见表1．1。后来用空气喷射旋流闪浮器进行了细粒煤浮选的工业试验，进行了进一步的研究和论证。1988年，美国纽约州电气公司和宾夕法尼亚电力公司根据能源部对UpperFreeport煤进行了两年的空气喷射旋流闪浮器工业浮选试验【3黏391，经过考察及研究，发现空气喷射旋流闪浮器确实是细粒煤浮选方面的一种高效浮选装置。如果把空气喷射旋流闪浮器同分级水力旋流器结合起来使用，能够使黄铁矿硫的去除率达到约85％【3引。目前，空气喷射旋流闪浮器在细粒煤浮选方面的应用正在逐渐扩展，并且其设备也逐渐向大型化发展。为了有助于空气喷射旋流闪浮器在细粒煤浮选方面的应用规模放大，近来人们分析和研究了空气喷射旋流闪浮器的无量纲准数，并得到了一些数学模型【40411，1ln北京化工大学工程硕士学位论文还开发出了一个用于细粒煤浮选的运行操作控制的模拟系统14¨。表卜1选煤时ASH与常规浮选槽的性能比较蚓flotationtankperformancecomparison‘36(2)油水分离1983年，Miller和Hupkal42】用一个空气喷射旋流闪浮器(直径为50毫米)进行了去除水中分散油相的试验研究，取得了一定的效果。当空气喷射旋流闪浮器充气量与进料量之比为ll：10时，分离效果最佳。当水量分布比(溢流／底流)为1：lO时，溢流中油相的浓度比进料中油相的浓度高6．5倍；但发现当其水量分布比接近l：1时，溢流中油相的浓度大大降低，比进料中的油相浓度提高甚微。当水量分布比为3．5：10时，空气喷射旋流闪浮器油水分离效率最高。李新国11611993年采用一个直径为55毫米的空气喷射旋流闪浮器进行了处理含油污水的研究，获得的除油效果如下：给水含油75mg／L(平均油滴粒度小于5I-tm)时，出水的含油量降至20．5meet,，除油效率达74．6％。研究还表明，添加滑石粉对空气喷射旋流闪浮器除油效果有很大的改善作用，滑石粉用量为1759／(m3水)时，除油效率提高到78．3％，出水含油量降到19．Omg／L。潘利祥【412004年采用一个直径为70毫米的空气喷射旋流闪浮器进行油水分离的试验研究，研究结果表明：进料流量、气液比(充气量)、底流出口压力以及分流比是影响空气喷射旋流闪浮器分离性能的重要因素，在入口流量为5．25m3／h(平均粒径21．669m)，气液比为0．085，底流压力为90kPa，分流比为0．06，分离效率达到90％。(3)黄金浮选1986年，Miller等人【431用空气喷射旋流闪浮器对美国Colorado河细粒砂金进行了浮选试验。河砂的含金量为0．429／t，其中25％以外的金分布于400目粒级。用一个直径为50毫米的空气喷射旋流闪浮器进行单段浮选可得到含金65．1鱿的精矿，回收率为80．99％；而常规浮选方法仅能获得含金32．35卧的精矿，回收率仅为55．83％。(4)铜矿浮选Miller／441和VanCamp[451分别在1981年和1983年用空气喷射旋流闪浮器进行了铜矿浮选试验研究。用一个直径为5l毫米、长度为406毫米的空气喷射旋流闪浮器对12n第。章绪论斑岩铜矿进行浮选，停留时间为O．25秒，其浮选效果与一般工厂的效果相比发现：空气喷射旋流闪浮器浮选的铜回收率与一般工厂的效果基本相当(约为81％)，其品位约为工厂效果的一半(约为9％)；钼的回收率比工厂的要高(工厂平均刚收率为71％，而空气喷射旋流闪浮器浮选回收率可达83．5％)，其品位达到了0．25％；空气喷射旋流闪浮器的停留时间比工厂里传统停留时间大大缩短(工厂里传统铜停留时间约为lOmin)。东北大学褚良利311992年对辽宁红透山铜矿进行了浮选研究试验。采用一个长径比为5：1的空气喷射旋流闪浮器，对其分选过程行为以及控制有用矿物过磨进行了研究。研究发现：空气喷射旋流闪浮器内同时具有浮选作用和分级作用；在正常工况下，空气喷射旋流闪浮器内的流场分为薄流层区、液柱区和泡沫柱区三个区域；借助其内的浮选作用，能将进料中细粒级疏水性矿粒充分分选出来，从而避免了细粒级大密度有用矿物的过磨。(5)废纸回收纸浆脱墨二十世纪90年代初，空气喷射旋流闪浮器被用来在废纸再生中脱除油墨【缸4卯。废纸的回收利用，不仅可以减少环境污染、保存森林资源，而且可以降低纸张生产中水和电能的消耗。废纸的再生利用对保护人类环境和保护世界资源有着重要意义。废纸再生中一个重要的过程就是脱除油墨，即从纸纤维中分离出油墨微粒。空气喷射旋流闪浮浮选技术近来被证实为一种快速高效的油墨脱除技术。研究表明：在相近的操作条件下对废报纸纸浆进行处理时，由空气喷射旋流闪浮器浮选所得到的底流纤维产物，其亮度增量约为7点，同时回收率高达92％；而由传统浮选法所得到的纤维产物，其亮度增量只有3至6点，且回收率只有75％一85％。而且，空气喷射旋流闪浮器的生产能力比传统浮选槽的要大100多倍，且其油墨去除率约达到80"--'85％，远比传统浮选的55"-'65％油墨去除率高得多。总之，不论是从处理能力看还是从油墨去除效率，空气喷射旋流闪浮器都比传统浮选槽有效得多。美国Ahlstrom--Kamyr公司1991年宣布耗资2000万美元建立一座废纸回收工厂，其中的油墨脱除过程采用空气喷射旋流闪浮浮选技术。该工厂于1992年建成投产，采用了20个直径为150mm的空气喷射旋流闪浮器来处理废纸纸浆，脱墨效果良好。(6)黄铁矿浮选二十世纪80年代的后期，南非的VanDeventer等人‘孙531用空气喷射旋流闪浮器进行了浮选黄铁矿的试验研究。从ERGO公司的回收堆取出两批矿样，分别用空气喷射旋流闪浮器对黄铁矿进行了浮选试验。第一批矿样中含硫量仅为0．15％，浮选回收率为35％，精矿中硫品位5％(传统浮选回收率64％，精矿中硫品位10％)；第二批矿样含硫量1．53％，浮选回收率40％，精矿中硫品位达7．O％(传统浮选回收率为52％，精矿中硫品位为6．5％)。Burger用空气喷射旋流闪浮器从低品位矿石中浮选46目的黄铁矿，单段浮选后获得精矿品位76％--"硫化铁，回收率近乎达到91％。13n北京化工大学工程硕士学位论文(7)水脱苯1993年Miller用一长度为550mm、直径为50ram的空气喷射旋流闪浮器，进行了从水中脱除苯的可行性研究f531。经过40min的循环浮选，水中的苯含量从200mg／L降到15mg／L，降低了93％。这一研究结果表明：空气喷射旋流闪浮器在脱除水中的苯等方面的应用中是很具有潜力的。1．2．3．5空气喷射旋流闪浮器的特点自空气喷射旋流闪浮器发明并被用作浮选设备以来，人们发现它同传统的浮选设备相比，具有如下的优点‘361：①有效浮选粒度下限低；②处理能力大；③浮选速度快，停留时间短；④浮选成本低，包括基建和设备投资、设备维护费用以及各项消耗等均低于传统浮选槽。1．2．3．6空气喷射旋流闪浮技术领域存在的问题及发展前景(1)存在问题自空气喷射旋流闪浮器发明以来，在其作用机理和应用方面的研究均有不同程度的进展，其中应用研究最多的是细粒煤浮选，其次是废纸再生过程中的纸浆脱墨。而在油水分离方面的研究国内外报道较少，且其应用研究基本上还只局限于小试研究，无论是在理论上还是在应用方面都尚无系统的研究和开发。虽然各种空气喷射旋流闪浮器的分离原理相同，结构类似，但其通用性较差，处理不同性质的物料往往需要不同操作条件或结构尺寸的旋流器。不同油田的油水混合物往往具有不同的物性，因此不同油田使用的空气喷射旋流闪浮器往往不能互换使用。同时，ASH内流体的流动会产生剪切作用，如果设备参数设计不合理，容易使液滴破碎乳化而导致分离效果恶化，因此设备的操作参数对分离效果的影响非常重要。(2)发展趋势空气喷射旋流闪浮器在细粒煤浮选和废纸纸浆脱墨中的应用技术日渐成熟化，其范围正日益增大并向大范围的工业化应用发展。而在油水分离等其它领域，则需要针对分离物质的特性，在空气喷射旋流闪浮器的机理、结构及操作参数方面相应地开展系统深入的理论和应用研究。本论文旨在对空气喷射旋流闪浮器应用于油水分离领域进行初步探索，通过对自行设计的空气喷射旋流闪浮器的结构参数及操作参数的优化试验，为开发可以替代传统浮选隔油池进行含油污水处理的新一代高效油水分离充气水力旋流器奠定基础。14n第一章绪论1．3研究内容与技术方案1．3．1研究内容根据国内外对空气喷射旋流闪浮技术的研究现状以及该技术用于油水分离领域中存在的问题，确定本论文的研究内容，包括：(1)ASH小型试验装置以及试验系统设计设计制造ASH设备及试验系统，并对试验系统进行可行性的验证。(2)ASH的结构参数和操作参数对除油效率的影响通过动态试验考察ASH的结构参数和操作参数对除油效果的影响，确定结构参数和操作参数的最优化组合，并针对试验研究中对设备的不足之处提出改进方案。1．3．2技术方案根据研究内容确定的技术方案路线见图1_4。15n北京化工大学T程硕．L．学位论文图I-4技术路线示意图Figure1—4Schematicdiagramoftechnicalprocess16n第二章试验系统设计及可{JI性验证第二章试验系统设计及可行性验证油田含油废水的处理始终是科技人员的重要课题，根据理论选取实验室条件，并采用最新的空气喷射旋流闪浮技术来设计一套油水分离实验装置，并进行详细的实验，取得相关的第一手实验数据，这对该技术的实际应用起到重要的指导作用。2．1试验系统设计2．1．1实验系统的基本设计原则试验系统的设计原则主要包括以下三点：(1)能对空气喷射旋流闪浮器的主要特性参数进行较为方便的测量和获取数据：(2)换旋流器的主要构件能够比较容易更换，以便对不同的设备结构参数进行有效研究。(3)能够将油和水有效混台，较好地模拟含油污水组份与含量，并达到一定的粒径要求范围与分布状态；2．1．2试验系统组成根据上述原则，在试验室建立一套完整的试验系统，包括采油矿场模拟水样配制工序、空气喷射旋流闪浮器及管路工序、计量系统。采油矿场模拟水样配制工序将0“柴油与自来水均匀混合，并达到一定的粒径分布状态，以模拟实际矿场含油污水。空气喷射旋流闪浮器根据以往所采用的ASH尺寸范围进行设计，并能方便地对其中的待优化结构参数进行迅速更换和试验。该试验系统流程简述如下：清水(自来水)经离心泵压缩后后分为两路，一路与来自计量泵的04柴油混合，而后进入旋涡泵。从旋涡泵压缩出来的油水混合物与另一路清水(自来水)混合后经过涡轮流量计精确计量进入空气喷射旋流闪浮器上部；空气由空气压缩机从大气中吸入压缩产生，经空气流量计计量后沿多孔材料的入口进入设备内腔，在高速旋转的含油污水切割下被粉碎成无数微小气泡。油水混合物中大部分油和少量的水从旋流闪浮器上部的溢流口经计量后流入污油箱，处理后的大部分水和微量的油从该设备底流口经流量计计量后直接排入污水箱。试验系统流程示意图见图2．1。系统中的输送和计量设备见表2．1。17n北京化T大学1=稃硕_上学位论文图2_l试验系统示意图表9．-1试验所用设备一览表Table2—1Testsystemequipment1ist旋涡泵潜水泵计量泵空气压缩机水箱州2．6一15QDXlO-26-0．85流量：2．6m3／h：扬程：125m：轴功率：2．92kW；转数：2950r／mm：流量6．5m3／ll，扬程26m，温升85。C3J啪2记67拦馏滁0凳磊至嚣5鬻，2．2空气喷射旋流闪浮器的设计本试验系统的关键设备是空气喷射旋流闪浮器。本研究参考东北大学余仁焕，褚良银等人所采用的空气喷射旋流闪浮器的基本结构参数‘3—61，空气喷射旋流闪浮器的18n第一．幸试验系统设汁及可行性验证尺寸推荐范围参照前人用F油水分离领域的数据，外部充气式水力旋流器足自行设计的，并根据试验的数据要求，在旋流器直径和长度、进料口、多孔管材料、底流口和溢流管的设计过程中进行了充分的分析论证。2．2．1实验设备直径和长度的选取当进料速度一定时，空气喷射旋流闪浮器的直径会影响周边旋流层内的离心力强度以及旋流层间的剪切力大小，从而影响其浮选性能。综合考虑本空气喷射旋流闪浮器直径选为由48ram。根据褚良银【37J的研究结果可知，空气喷射旋流闪浮器长度太长时，其下部区域的离心加速度会很小，比重力加速度甚至还要小，也就是说，在空气喷射旋流闪浮器上部未能与气泡碰撞的油滴，在继续往下运动的过程中不可能再与气泡发生惯性碰撞，所以空气喷射旋流闪浮器的长度不应过长，有一定最佳范围。前人用于矿粒浮选的空气喷射旋流闪浮器的长径比一般为L／D----5．5～10．5，鉴于上述研究结果，本论文选择长径比为5．5：1，即多孔管的长度为264mm，多孔管的空气喷射旋流闪浮器总长度580mm．2．2．2进料口的设计空气喷射旋流闪浮器中，其内部油水的旋转强度对其分离效果影响较大，油水混合液流在一定的入口压力作用下快速进入旋流腔，并产生高速旋转流场；同时，内部流场的分布合理与否也是影响分离效率的一个重要因素。由于设备入口是油水液流进入空气喷射旋流闪浮器的首要通道，而且目前所做的试验研究发现，入口处的压力降占空气喷射旋流闪浮器总压力降损失的45％左右l“】，而入口合理的空气喷射旋流闪浮器应是使有效的压力损失尽量多的集中在旋流器的内腔。因此，入口形式的选取与设计的好坏是决定水力旋流器内流场分布是否合理、分离性能高低最关键因素之一。为了使含油污水进入空气喷射旋流闪浮器后容易在其内壁表面形成薄的流动层，将空气喷射旋流闪浮器的进料口设计为单切向入口，也就是垂直方向进入。根据前人用于浮选的空气喷射旋流闪浮器的进料口尺寸比例参数(进料口直径与旋流器直径之比为0．17-～0．241491)，确定空气喷射旋流闪浮器的进料口直径与旋流器直径之比为0．22，即进料口直径为1lmm。2．2．3底流口的设计与参数选取根据褚良银等人的研究结果，底流口的面积大小会很大程度上影响空气喷射旋流闪浮器内的流动状态，从而影响其分离性能。迄今为止，空气喷射旋流闪浮器的底流口主要有两种形式，一种是是南非研究者VanKeverter[48～49】等人所用的孔板排口，另一种是美国研究者Miller等人所用的环形排口，二者的结构示意图见图2-2。19n目《1删陴_一8、||I|?|寺㈠掣烩芦(1)环形排口(2)扎板排n吲22窄气喷射旋流闪浮器的两种底流iI}n结构形式Figure2-2Airjelswirlflashdevicetwokindsoffloating$IirIlCtUre孔扳排口采用个固定的挡板柬托住泡沫柱以避免溢流和底流的混杂，而依靠调节圆孔彤底流IS]的大小来控制底流El的谢积，环形排门依靠调节泡沫底座的高度来挣制环形间隙，从而达到控制底流口面积的目的。环形排口具有制造安装上更简易可行，其调节较敏感．底座卣径的微小变化即会引起底流口面积的较大变化，因此本论文中底流口选择环形排口，见圈2-3。在设计底座时将其锥度设计得较小，从而可使调节更为细微。见图24。图24锥形泡沫垫Figure2-4Thecodeshapedfoalpad加n第二幸试验系统设汁及可行r{．验证前人所用空气喷射旋流闪浮器溢流口直径与底流口当量直径之比值范围为0．40～1．69141’64硒】。据此，在已设定的溢流管直径的基础上，选定其比值的范围为0．39"---"2．1，底流121当量直径吃分别设定为15mm、17mm、19mm、21mm、23mm和25mm。2．2．4溢流管的设计由于旋流器的入口压力远大于溢流口压力，加上附壁效应及内旋流大于溢流口部分的液体向上流动的原因，少部分从入口进入旋流腔的液体，沿器壁经较短的距离直接到达压力较低的溢流口排出，这就是所谓的短路流现象p”。短路流是普通水力旋流器内流体流动的特征流动之一。短路流会使部分进入空气喷射旋流闪浮器的液体未经分离而直接从溢流口排出，影响分离效率，产生不合格的污水。短路流的存在及其流量大d,N直接与溢流管的结构形状有密切关系【5酬。另外，溢流管的结构形状和溢流导管的结构形式还会直接影响水力旋流器的出口压力损失l，71。所以，溢流管结构形状是影响旋流器分离性能的重要结构因素之一。许多学者从多方面进行了努力和探索，减少缓解短路流的不良影响，褚良银等发明了锥齿型水力旋流器【5引，周先桃提出用螺旋溢流管解决短路流并改善内流场1591，王光风提出了一种外带环流旁路的溢流管1601，徐继润提出了具有厚壁溢流管的水力旋流器16¨，有的学者甚至采用在内部增加旋转叶轮的办法来缓解短路流问题1621。但这些发明仅增加了短路流的阻力或使设备结构更为复杂导致实施困难，都没有从根本上彻底解决问题，以致短路流成为现有水力旋流器内固有的流动特性，无法消除。普通分级水力旋流器的溢流管内径与旋流器直径之比的优化范围为O．22～0．361631，而对于空气喷射旋流闪浮器，该比值目前尚无公认的推荐范围，研究者所采用的比值范围为0．22"-'0．541404L48郴】。考虑到本实验研究的性质，故溢流管选择普通型薄壁直圆倒56l结构，溢流口直径瓯分别选为10mm、15mm、20mm、25mm和30mm，其与旋流器直径的比值范围为0．22"-'0．6。根据前人对空气喷射旋流闪浮器以及普通水力旋流器的研究可知，对旋流器的性能有较大程度的影响的是溢流管内径，只有根据以上的选取参数，才能减少短路流的影响。故本论文中将其作为变量加以研究。2．2．5多孔管材料的选择与制作在大量查阅有关文献、厂家产品说明书及实验材料调研的基础上，初步选定烧结型多孔钛材料。它作为空气喷射旋流闪浮器边壁的多孔介质，满足如下两个要求：一是有足够数量的毛细孔，气体过流性好，以便气体能通过毛细孔产生大量的气泡。二是耐磨、不变形。该材料具有以下特点：(1)化学性能较理想，在各种酸、碱、盐等溶液中非常稳定；(2)毛细孔的大小可以在制造时控制，即可以按要求制造出不同大小的毛细孔；而且毛细孔呈蜂窝结构；21n北京化工大学T程影!十学何论丈(3)耐磨性好，不易磨损；(4)机械性能好，具有一定的刚性，其管材在内外压力作用下不会产生变形：(5)过流性好。多孔管过流特性的主要影响因素是介质的孔径和过流体流动的比阻，当流体通过多孑L介质时，流体流速符合下述方程：圪=鬃(2—1)式(2—1)中，圪为流体通过多孔介质的速度，△P为多孔介质两侧的压力差，JR。为多孔介质对流体的阻力，∥为流体粘度。根据该式可知，介质两侧的气体压力与气流速度成正比。故选用这种烧结型钛多孔管作为空气喷射旋流闪浮器的边壁，可以通过控制压力来控制气量的大小。根据上述特点，空气喷射旋流闪浮器的多孔壁选用由长沙有色金属研究院制造的烧结钛多孔管，其平均孔径为6岬，空隙度为35％～55％，厚度4ram，透气率为2．2×10’3～9．2X10-3L／min·cm2·mmH，O。2．2．6空气喷射旋流闪浮器的主要结构参数本论文设计的空气喷射旋流闪浮器主要结构参数见表2—2，结构简图见图2—5。试验用空气喷射旋流闪浮器设备见图2-6。表2-2空气喷射旋流闪浮器主要结构参数Table2-2TheparametersofAirjetswirlflashthemainstructuraln第一．审试验系统设计及可行r{．验证234578卜进料管2一溢流管3一入口段4一充气段5一多也管6一充气管7一底座8一底流段图2-5空气喷射旋流闪浮器结构简图Figure2-5Thediagramofairjetswirlflashfloatingdevicestructurenmz化T太学I“mL{*＆i圈2_6空气喷射旋流闪浮器设备图Figare2-6Thedevicemap0faⅡJnswirlflashfloating空气喷射旋流闪浮器切向进料口在项部，竖直安装，切向进入ASH项部，油水混台物经过泵充分剪tJ]}L化后，形成旋转流。压缩窄气沿径向压入ASH中，在多孔管内壁形成大量细小气泡。油水中的疏水性油漓与气泡充分碰撞、附着，形成向r运动的泡沫体，从溢流口排出，绝大部分亲水物质髓水体从底流u排出。23试验系统的可行性验证231涡轮流量计的标定在试验之前，需要对涡轮流量计进行标定，保证涡轮流量计测量的准确性和稳定性．空气喷射旋流闪浮器进口流量的稳定程度是试验得以顺利完成的基本条件，一般采用体积法对涡轮流量计进行标定．结果见图2．7。n第二章试验系统设计及可行性验讧E图2-7涡轮流量计的标定曲线Figure2—7TurbineFlow[]eterCalibration由图2．7可以计算出，涡轮流量计的体积法测量误差最大不超过3．5％，此误差在试验中是允许的，所以可以认为涡轮流量计的测晕精度达到要求。2．3．2矿场模拟水样配制的验证为了保证矿场模拟水样配制工序能够将其所含油滴均匀地分布在清水中，试验前，首先对矿场模拟水样配制工序进行可行性验证。在进口流量Qi--4．Om3／h，进料口浓度C为1．Og／L时，一定间隔时间对入口水样采样，用紫外分光光度计测量矿场模拟水样的含油浓度，并用库尔特全自动颗粒粒径分析仪分析粒径分布与范围，观察矿场模拟水中的油样是否均匀分布在水中。经过多次反复测量，矿场模拟水进入分离器的油滴的平均体积粒径为15．839m，见图2．8。图2-9为两次入El粒径的比较，其误差小于1．29m。25n1口n曩。装靠og70雄枷北京化工人学工程硕十学{青．论文47．80％≥15．83口1nZo=，U瞄口5口TO油滴粒径p-图2—8旋流器进口的模拟矿场水油滴粒径分布Figure2-8Thecycloneimportedwaterdropletsizedistributionofsimulatedmines1口D捷簟。郓彻挚70一飞、lj、t、’～‘0』k、＼I、{心、lI油摘粒径弘-图2-9旋流器进口两次进口粒径的比较Figaro2-10TheComparisonofsizeofhnponsofimpoftsofthotwoinlet对分离器入口水样间隔45min取样，共取四个样，测量矿场模拟水中的含油浓度，测量结果见表2．3。最大误差不超过2．O％，这个误差在试验中是允许的。表2-3旋流器进口四次进料口含油浓度Table2-3Thecycloneinletoilimportsfourtimestheconcentrationoffourinlet项目l234含油浓度，mg／L1018．51047．81044．41002．4帅柏”"o口oe眷4鲁2，n第一．幸试验系统设计及可{r性验证根据以上验证结果可知，两次进料口取样的矿场模拟水油滴粒径分布误差约lgm，四次进料口矿场模拟水含油浓度的平行取样所测结果最大误差也在允许范围内，最大误差不超过2．O％，说明该矿场模拟水样配制工序的设计符合试验要求。2．4小结(1)本论文设计的模拟分离器试验系统具有三个特点：一是方便更换改变结构参数的构件；二是能方便测量空气喷射旋流闪浮器的特性参数；三是能将油水有效混合并达到一定的粒径分布。(2)我们设计的巾48mm空气喷射旋流闪浮器的结构特征主要如下：长径比为5．5：1；厚度为4mm；多孔管为烧结型钛多孔管，平均孔径为69m：进料El为单切向入口，进料口直径与旋流器直径之比为O．22：l；底流口为环形排口，其与旋流器直径之比为0．39---．2．1，当量直径d。分别设定为16mm、19mm、21mm、23mm、25mm和27mm；溢流管采用普通型薄壁直圆管，内径以为lOmm、15mm、20mm、25mm和30mm，其与旋流器直径的比值范围为0．22"～0．6。(3)对矿场模拟水样的在分布器入口时的粒径分布和含油浓度的平行测定结果表明，其最大误差均在试验许可的范围2％之内，验证了矿场模拟水样制备工序的可行性。27n第三章试验研究方案及分析测试方法第三章试验研究方案及分析测试方法的确定3．1试验研究方案3．1．1矿场模拟水样配制矿场模拟水样由04柴油和自来水配制，在离心泵泵的离心搅拌作用下而生成，矿场模拟水中的油滴粒径大小组成见表3．1。表3．1矿场模拟水样油滴粒径组成Table3—1Simulationofwaterdropletsizeoftheminethecomposition3．1．2影响除油效率因素试验方案根据确定的研究内容，试验中要研究的因素包括底流口当量直径、溢流口直径、及充气流量，溢流管插入长度、浮选药剂的确定。试验由如下四个部分组成：(1)底流口当量直径、溢流口直径、充气流量影响试验主要变量为底流口当量直径Z。(16mm、19mm、21mm、23mm、25mm和27mm)、溢流口直径do(10mm、15mm、20mm、25mm和30mm)、充气量O。(2Nm3／h、3Nm3／h、4Nm3／h、5Nm3／h、6Nm3／h、7Nm3／h、8Nm3／h、9Nm3／h、10Nm3／h和11Nm3／h)。试验中分别固定其中两个变动数值，确定除油效率随另一个参数的变化的对应关系及绘制的曲线。本组试验中溢流管插入长度Hx为76mm，进料含油浓度C为1．09／L，入E1流量Q，为4．Om3／h。通过试验结果得到的三个变量的最佳优化参数。(2)溢流管插入长度影响试验主要变量之一是溢流管插入长度Hx(75mm，80mm，85mm，90mm，95mm和100mm)，其它相对应的参数定为：Qf=4．0m3／h，O。----5．0Nm3／h，do=25mm，吃=23mm，e=1．09／L。本组试验主要确定溢流管的插入长度对空气喷射旋流闪浮器除油性能影响，并得出最佳插入长度。(3)最优化条件试验参数的确定将(1)、(2)两组试验所得的四个主要参数(底流口当量直径，溢流口直径，溢流管插入长度，充气量)进行最佳组合，重复试验，以证实最佳参数组合下试验数值的稳定性和准确性，并指导下阶段的研究工作。(4)浮选药剂的筛选试验把最佳优化组合参数和最佳溢流管插入长度作为本组试验的结构和操作参数确n北京化工人学工稃硕士学位论丈定值，投入破-孚L?／IJWR．SHl，经过多组重复定量投加试验，确定其投加量为6mg／L。在此投加量的范围内，认真确定空气喷射旋流闪浮器除油效率与破乳剂的相互影响关系。3．2分析测试方法的确定3．2．1测量参数的确定本研究的主要测量参数为粒径分布范围、含油浓度的大小、流量的波动范围、压力的变化等。(1)含油浓度的确定试验中，根据所确定结构参数及操作参数对除油效果的影响，来评估空气喷射旋流闪浮器工作效率，再对ASH结构参数及操作参数进行优化分析，选取最佳数值，再需要确定除油效率这一主要指标和数据。通过在进料口和底流口界面含油浓度的分析检测，可以较为精确的计算出空气喷射旋流闪浮器的除油效率。除油效率计算公式见式(3一1)，即E，=(1一G／c,)×100％(3-1)式中：Ei；空气喷射旋流闪浮器的除油效率，％；C；：进料口界面含油浓度，mg／L。c√底流口界面含油浓度，mg／L；(2)粒径分布的确定含油污水的粒径分布范围是评估污水物理性质的主要指标之一。试验中采用自行配制的矿场水样模拟实际生产规程中产生的污水，因此需要通过粒径分布范围的分析测量，来检测验证试验所使用的04柴油与自来水是否均匀混合，达到试验所要求标准。(3)压力数值的选取试验系统进料口、溢流口、底流口处均设有防冻、防震压力、耐腐蚀压力表，用于调节和分析各进出口压力变化对除油效率的影响。压力数值的变化是影响空气喷射旋流闪浮器效果的一个重要参数。它关系到设备制造成本和除油经济效益的评价。(4)流量范围的确定只有通过调节进料口流量和充气流量的数值变化范围，才可能考察各操作参数对空气喷射旋流闪浮器除油效率的影响，分析出研究流场分布特征及流态变化参数的数值变化。它关系设备效率和装置建设投资的大小。3．2．2实验分析测定方法的确定各种分析测量参数的主要测定方法见表3-2。n第二章试验研究方案及分析测试方I法表3-2实验参数主要测定方法Table3-2Determinationofthevariousmajor测量参数测定方法粒径分布含油浓度压力进液流量溢流流量空气流量采片I库尔特全自动颗粒粒径分析仪采用751-GW紫外分光光度计采用压力表采用涡轮流量计采用体积法采用转子流量计3．2．2．1实验方案中含油浓度的测定方法确定与选择(1)实验方案仪器和药品的选择本试验用波长为255nm，采用751．GW型紫外分光光度计测最含油浓度。该测定方法具有操作简单、准确度好，费用低的特点。含油浓度测定所需要的仪器和药品主要包括以下几种：①l台库尔特全自动颗粒粒度分析仪②l台751．GW紫外分光光度计③55～95℃馏分的石油醚，分析纯干④锥形瓶、移液管和l50m1分液漏斗若⑤NaCL，分析纯⑥1：1的H2S04溶液(2)分析方法与步骤的确定①将已测量体积的水样，仔细移入150mL分液漏斗，用25mL石油醚清洗采样瓶后，移入分液漏斗中。充分振摇5min，静置使之分层，将水层移入另一清洁的分液漏斗中，石油醚层移入容量瓶中。②将水层用25mL石油醚重复萃取一次，同上操作。然后用15mL石油醚清洗分液漏斗，其洗涤液均收集于同一容量瓶中，并用石油醚稀释至刻度线。⑨在选定的波长(250nm)处，用15mm石英比色皿，以石油醚做参比溶液，测量其吸光度。④用水样测得的吸光度，减去空白试验的吸光度后，从标准曲线上查出相应的含油量或用公式计算出油含量。(3)标准工作曲线的测定在6个50mL的容量瓶中，分别加入0mL、5．0mL、10．0mL、15．0mL、20．0mL、25．0mL标准油使用溶液，用石油醚稀释至50mL。在选定的波长处，用15mm的石英比色皿，用石油醚做为参比液测定吸光度，经校正后，绘制出标准曲线。n北京化工大学工程影!士学使论文试验用油品的标准工作曲线见图3．1。对标准工作曲线进行回归，得到水中油含量的计算式见式(3—2)，即C=25．35872A一1．00837(3—2)式中A为含油污水的吸光度值。图3—1标准工作曲线Figure3-1Thestandardworkingctlrve3．2．2．2粒径分布的测量方法的确定粒径分布采用库尔特全自动颗粒粒度分析仪(Ⅱ型)进行测量。(1)分析测量的基本原理库尔特粒度分析仪是测定导电液体中悬浮颗粒的数目和粒度，再通过监测浸于导电液体中小孔管两侧的两个电极之间的电流，当液体中的悬浮颗粒在外力的作用下流过小孔，颗粒流过小孔时，将产生短时电脉冲，改变电极间的电阻，此脉冲的大小也与颗粒的大小紧密相关，脉冲系列用电子计算机计算，并在颗粒粒度有关的若干通道内累积到一定程度，这些通道内的数值以颗粒粒度分布曲线的形式显示在LED屏幕上。(2)操作步骤由菜单控制II型库尔特粒度分析仪。每当操作开始时，先将屏幕上显示的SET-UP菜单格式化，然后进行全粒度范围内的累积试验，得出样品的全范围粒度的分布曲线。如果需要，还可以选择NARROWRANGE菜单，在更小的粒度范围内进行累积试验，可以对每种菜单进行高分辨率试验，并且重复进行累积试验的某一部分。3ln第‘章试验研究方案及分析测试方法3．2．3试验仪器的选定试验用仪器主要包括压力表、分光光度计、颗粒粒度分析仪等，其型号规格见下表。表3-3试验用仪器Table3-3TestInstrument名称规格及参数库尔特全自动颗粒粒度分析仪电子天平紫外分光光度计转子流量计涡轮流量计压力表测量范围0．5～12001Lm精确到1．0mg波长精度200．004-0．5rim；重复性<0．5％空气20℃，101325Pa常温，常压，0．4～5m3／h流量范围l～15m3／ll，精确度0．2％，线形度0．20％，重复性0．05％测量精度1．0级；测量范围分别是0～0．6MPa，0～1．6MPa3．3小结(1)主要测量参数为含油浓度C、粒径分布、压力P、流量Q等。(2)试验方案中设计的考察影响除油效率因素不但包括主要的溢流口直径、底流口当量直径和充气量，而且还要包括溢流管插入深度、最优化条件以及浮选药剂。n第lJq章ASH除油效率影响冈素研究第四章ASH除油效率影响因素研究空气喷射旋流闪浮器的结构及其除油机理的比较复杂性，有些还处于探索阶段，导致除油效率的影响因素众多。本章主要针对结构参数和操作参数进行分组试验，来验证对空气喷射旋流闪浮器除油效率，包括底流口当量直径、溢流口直径、充气量、溢流管插入长度、浮选药剂等。通过考察除油效率，并对该组合进行重复试验，以验证试验的准确可靠性，最终确定最优参数组合。4．1底流口直径、溢流管直径及充气量对除油效率的影响底流口直径、溢流管直径、充气量的影响试验共设计了300组。根据设计的试验方案，底流口当量直径d。选取范围在16mm'--'27mm之间，充气量Q。选取范围在2．0Nm3／h,-一12Nm3／h之间，溢流管径以选取范围在10mm"--'30mm之间。在选定一个底流口当量直径d。后，考察不同溢流管径矾的除油效率随充气量Q。的变化趋势。试验以不同的底流口当量直径的作为分组标准，共分为六个组；在每组中分别考察A(10mm)、B(15ram)、C(20mm)、D(25mm)、E(30mm)五条溢流管的除油效率在充气量Q。分别为2．0Nm3／h、3．0Nm3／h、4．0Nm3／h、5．0Nm3／h、6．0Nm3／h、7．0Nm3／h、8．0Nm3／h、9．0Nm3／h、10Nm3／h、11Nm3／h、12Nm3／h时的变化趋势。其它参数保持不变，其中：进料口含油浓度C为1．09／L，溢流管插入深度日。为75ram，入口流量Q；为4．0m3／h，。本部分试验的分组情况见表4．1。表4-1试验分组情况Table4—1Theexperimentgroupingsituation4．1．1各组试验结果分析(1)试验组BY．1在不同的溢流管直径和充气量条件下，测定进料口和底流口含油浓度，计算除油效率。试验组BY—l的除油效率随溢流管径的变化曲线见图4．1；除油效率随充气量的变化曲线见图4—2。该组试验中，底流口当量直径吐．为16mm。33n北京{tin大学工稃硕十学何论文图4—1试验组BY一1的除油效率随溢流管径的变化曲线Figure4—1TheoverflowcaliberchangecurvepwithBY一1oilremovingefficiency403530葶25槲裁20曩笾15105O2468充气l_Ogm3／h+A(溢流管lOll)+B(溢流管15mm)+c(溢流管20n)一×一D(溢流管25u)‘．．--'，1(---E(溢流管30mm)图4—2试验组BY—l的除油效率随充气量的变化曲线12Figure4-2TheairinputchangecurvewithBY一1oilremovingefficiency由图4．1和图4．2可以看出：①在不同溢流管直径的条件下，除油效率随充气量的变化趋势基本相同，即随充气量的增加存在最大值；但对于内径不同的溢流管而言，其除油效率的变化略有不n第四蕈ASIt除油效率影响凶素研究I司。②溢流管径为10mm(曲线A)，在充气量为2．0Nm3／h时，除油效率为12．7％；随着充气量的增加，除油效率不断增加；当充气量为5Nm3／h时，除油效率达到最大，为29．O％；③溢流管径为15mm(曲线B)，当充气量为6．0Nm3／h时，除油效率达到最大值：④溢流管径为20mm(曲线C)的最大除油效率与曲线B接近；⑤溢流管径为25mm(曲线D)，曲线上各点的除油效率均高于曲线A、B、C上对应点的除油效率，在充气量为6．0Nm3／h时，除油效率最大，为36．8％，高于本组试验的其它曲线；⑥溢流管径为30mm(曲线E)，除在充气量为7．0Nm3／h和8．0Nm3／h时除油效率高于曲线D以外，其余除油效率值均低于曲线D中数值。由上述分析可以看出，溢流管内径为25mm时，除油效果最好；当充气量为6．0m3／h时，除油效率最高，达到36．8％。分析原因如下：①除油效率随溢流管直径变化的原因为：空气喷射旋流闪浮器正常工作时，其内流场会存在上部周边的薄流层区、上部中央的泡沫柱区和下部的液柱区，共计三个区13J。本组试验中，当底流El当量直径为16mm，溢流管直径小于25mm时，底流口和溢流口开口均较小。我们在试验中观察到，液体进入空气喷射旋流闪浮器经过旋流后一般不易通畅排出，很快充满了整个空气喷射旋流闪浮器空间，出现所谓的充塞流现象(如图4．1所示)。出现的充塞流使得整个空气喷射旋流闪浮器内只能有一个区，即液柱区，这样导致底流清水和含油泡沫容易出现返混的现象，致使分离效果恶化。当溢流管直径为30mm时，液体进入闪浮器后形成短路流现象，一部分液体通过溢流口直接排出，而未经悬浮分离，导致分离器的分离效率下降。②随充气量的变化除油效率存在最大值的原因是：分离器内的油滴与气泡的碰撞几率与气泡数量成正比，当充气量较小时，形成的气泡就会较少，充入分离器内的空气对油滴的聚集作用就会变得较弱，因而导致分离效率偏低；当随着进入分离器空气流量的逐渐增大，气体对油滴的聚集作用，也就是浮选作用表现越来越明显，故此时分离效率随充气量的增加而逐渐增加；随着分离器充气量的进一步增加，气泡数量就会逐渐增多，对分离器内流场的破坏作用也就会变得急剧增加，使得分离器内流场产生较大的扰动，从而导致分离器油水分离性能急剧下降，因此，在总体表现为分离器再增加气体流量，分离效率反而会变得急剧降低【41，因此绘制出的五条曲线均呈现出先增加后减少的一致变化趋势。③本试验无量纲速度常数(即分离器所加入的气体流速与该流体切向流速的比值)为0．009"-'0．020，与米勒计算出的无量纲速度常数0．01"-'6．0基本相符。由于本试验入口流量固定为4．0m3／h，所以充气量为5"---6Nm3／h时达到除油效率最高值。35n北京化T大学上程硕十学f旁论文(2)试验组BY．2试验组BY．2的分离器除油效率随溢流管直径的变化曲线见图4．3：除油效率随充气量的变化曲线见图44。该组试验中，底流口当量直径吒为19mm。1015202530溢流管径mm图4-3试验组BY一2的除油效率随溢流管径的变化曲线Figure4-3TheoverflowcaliberchangecurvewithBY-2oilremovingefficiency454035霉褥30较震25逝201510024681012充气量Qgm3／h+A(溢流管lOss)——一B(溢流管15mm)+C(溢流管2011)—静一D(溢流管251m)—■卜E(溢流管30ca)图4—4试验组BY-2的除油效率随分离器充气量的变化曲线Figure4-4TheairinputchangecurvewithBY一2oilremovingefficiency由图4-4可以看出，五条曲线的变化趋势也基本一致与相同，即随着分离器充气量的增加，分离器的除油效率有一个最大值；但对于不同直径的溢流管，曲线变化趋势存在差异。5O5O505O5O4321ln第四章ASIl除油效率影响因素研究由图4—3和图4-4还可以看出：①曲线A的除油效率在充气量为7．0Nm3／h时达到最大值，之后开始逐渐下降，在充气量为9Nm3／h～10Nma／h之间出现波动。②曲线B与曲线A类似，在充气量为6Nm3／h时除油效率达到最大值，之后开始逐渐下降，并在充气量为7．0Nm3／}l～8．0Nm3／h之间有微小的波动。③曲线C也在充气量为7．0Nm3／h～8．0Nm3／h之间略有微小的波动，并在充气量为5．0Nm3／h时除油效率最大，但在相同充气量时，曲线C的除油效率高于B。④曲线D的最大除油效率为本组试验的最大值，在充气量6Nm3／h达到41．9％。⑤曲线E与其它曲线的基本趋势相一致。在本组试验中，各种情况下的除油效率均好于BY．1试验组，即底流口当量直径的增加会使分离器除油效率提高。出现上述结果的原因是：当底流口当量直径增大时，使得空气喷射旋流闪浮器内流体排出的顺利程度相对于16mm时更为通畅，试验中观察到分离器内流场不再是完全充满液体，而是由充塞流向三流场区逐渐转化，分离器流场内出现了一小段泡沫区以及一段薄流层区，从而导致其是除油效果较充塞流有明显好转的基本原因。(3)试验组BY．3试验组BY．3的除油效率随溢流管径的变化曲线见图4—5；除油效率随分离器内充气量的变化曲线见图4—6。该组试验中，底流口当量直径Z。为21mm。图4—5试验组BY一3的除油效率随溢流管径的变化曲线Figure4-5TheoverflowcaliberchangecurvewithBy～3oilremovingefficiency37n北京化丁大学工稃硕十学位论文4843长38褂较33是餐282318充气量Qgm3／h+A(溢流管10B)nm—B(溢流管]5mm)十C(溢流管20mm)+D(溢流管25mm)*E(溢流管30哪)图4-6试验组BY-3的除油效率随充气量的变化曲线Figure4-6theairinputchangecurvewithBY一3oi】removingefficiency由图4．6可以看出，五条曲线的总体变化趋势与BY．1和BY．2两组试验情况及数据基本相同，仍是随着分离器内充气量的增加，除油效率存在最大值。所不同的是，与图4．1和图4，3相比较，同样的分离器溢流管，在充气量相同的情况下，其除油效率总体上高于分离器底流口直径Z。为16mm和19ram时的除油效率。由图4．5还可以看出，当充气量为6．0m3／h时，除油效率最高达到42．6％，内径为25mm溢流管的除油效果最好。在底流口当量直径为21mm时，闪浮器的内部已经初步形成了稳定工作的三流场区，即薄流层区，泡沫区和液柱区。这时闪浮器的工作状况相对比较正常、稳定，富含油的泡沫和底流清流液返混程度已不同于充塞流，闪浮器已经具有了较好的油水分离的能力。(4)试验组BY-4试验组BY．4的除油效率随溢流管径的变化曲线见图4．7；除油效率随充气量的变化曲线见图4．8。该组试验中，底流口当量直径Z．为23ram。n第lJq章ASH除油放率影响冈素研究图4—7试验组BY一4的除油效率随溢流管径的变化曲线Figure4—7TheoverflowcaliberchangecurvewithBY一4oilremovingefficiency655545352515O24681012充气量Qgm3／h+A(溢流管10mm)+B(溢流管15mm)。"-i'--C(溢流管20mm)—*一D(溢流管25n)+E(溢流管30mm)图4-8试验组BY一4的除油效率随充气量的变化曲线Figure4-8TheairinputchangecurvewithBY一4oilremovingefficiency由图4．7可以看出，最高除油效率达到62．3％，此时溢流管内径达到25ram时，为六组系列试验的最大值。说明在以为23ram时，该空气喷射旋流闪浮器的内流场是比较稳定的，分离器内的泡沫相和水相能够得到较好的分离。39母瓣狡黑篮n北京化_[人学上稃硕士学位论文由图4．8可以看出，五条曲线的总体变化趋势仍是随着分离器充气量的逐渐增加，除油效率先增加后再逐渐减少，存在有一个最大值。与BY．1、BY．2、和BY．3三组试验结果有所不同的是，本组试验的五条曲线比较平滑，基本上不存在波动现象，并且在曲线D上，充气量为5．0Nm3／11出现最高除油效率。在充气量较小(≤9．0Nm3／h)的时候，除油效果增强，管径依次是10ram、15ram、20ram、30mm、25ram。而在充气量较大(>9．0Nm3／h)时，溢流管内径对除油效果无明显影响。分析原因，在分离器内充气量较小(≤9．0Nm3／h)时，空气喷射旋流闪浮器内部液柱区、薄流层区和泡沫区都比较稳定，富油泡沫能得以稳定地排出旋流器。不同直径的溢流管表现出来的除油效率各不相同，是由于不同直径的溢流管在相同时间内所能排出的泡沫体积是不一样的。在分离器内充气量较大(>9．ONm3／h)时，因为严重干扰了旋流层的流动状态，导致泡沫数量就会急剧增加，从而恶化了分离效果，由此可以断定在充气量较大时溢流管内径大小对分离器除油效果几乎没有影响。(5)试验组BY一5试验组BY．5的分离器除油效率随溢流管径的变化曲线见图4—9；分离器除油效率随充气量的变化曲线见图4．10。该组试验中，底流口当量直径矿，为25ram。图4-9试验组8Y-5的除油效率随溢流管径的变化曲线Figure4-9TheoverflowcaliberchangecurvewithBY——5oilremovingefficiencyalong40n第叫章ASH除油效率影响闲素研究605550泳45斟40获要35篮3025201502468lO12充气量Qgm3／h+A(溢流管lOmm)+B(溢流管15mm)+c(溢流管20mm)*D(溢流管25mm)+E(溢流管30mmJ图4-10试验组BY一5的除油效率随充气量的变化曲线Figure4—10TheairinputchangecurvewithBY一5oilremovingefficiency由图4．9和图4一lo可以看出，五条曲线变化规律与前面几组试验类似，即每条曲线都有一个极大值，但出现极大值时的分离器充气量不尽相同，基本上是在5Nm3／h～7Nm3／h之间，高于或低于这一范围数值，分离器除油效率都有所降低。另外，峰值与BY．4相比较有所下降，说明分离器底流口当量直径为25mm时，分离器除油效果不如Z，为23mm的分离器除油效果理想。分析峰值较之BY．4有所下降的原因，是由于进入空气喷射旋流闪浮器的部分含油污水还未进行较为完全的气浮和旋流分离，同时，分离器底流开口变大，导致内流场三个分区中的液柱高度降低，就在重力的作用下排出了旋流器外。(6)试验组BY一6试验组BY．6的除油效率随溢流管径的变化曲线见图4．11；除油效率随充气量的变化曲线见图4．12。该组试验中，底流口当量直径Z。为27mm。41n北京化工大学工羊n硕士学位论史图4—1l试验组BY-6的除油效率随溢流管径的变化曲线Figure4-11TheoverflowcaliberchangecurvewithBY一6oilremovingefficiency由图4．1l可以看出，分离器的除油率基本上在20％--一25％之间波动，分离器各溢流管径除油效果均较差。分析原因，由于分离器底流口开口很大，进入空气喷射旋流闪浮器的油水体系还来不及与气泡充分接触就己经迅速被排出旋流器体外了；这时分离器底流口当量直径对空气喷射旋流闪浮器分离能力的影响占了最主要地位，即使部分油滴与气泡接触后形成了含油泡沫，但也会因分离器底流口直径过大而从底流口排出，导致分离效果明是下降。3025承20槲较羹15105O24681012充气量Gg1n3／h+A(溢流管10棚)——～B(溢流管15．-)+C(溢流管20岫)—*一D(溢流管25一)——}一E(溢流管30明)图4．12试验组BY-6的除油效率随充气量的变化曲线n第四幸ASII除油效率影响冈素研究Figure4·12TheairinputchangecurvwithBY一6oilremovingefficiency由图4—12可以看出，在分离器底流口当量直径为27mm时，分离器在不同溢流管和不同充气量时的除油效率相差较小，也就是说，分离器内的溢流管内径和充气量对除油效率的影响较小，可以忽略不计。4．1．2试验结果综合分析由上述试验结果可以确定溢流管直径、底流口直径及充气流量三个参数的最优化数据与条件，即①除油效果最好的参数组合为：溢流管内径25mm、底流口当鼍直径23mm、充气量5．0Nm3／h，此时除油效率达到62．3％。②除油效率在相同充气流量和底流口当量直径的相同条件下，除油效果先随溢流管直径的增加而提高，25．0mm溢流管的除油效果达到最佳化，随后随溢流管内径的升高而降低；在充气量较小时基本上随着充气量的增加而提高，但是在达到了一个最大值后，除油效率随着充气量的增加而有所降低；而同样的溢流管内径和充气量，除油效果一开始随着底流口当量直径的增大而提高，达到一个最佳点后，除油效率反而随着底流口当量直径的增大而降低。这说明充气量、溢流管内径和底流口当量直径都有一个最佳数值区域，超出这一区域，除油效果将会有十分明显下降。③从以上各组试验曲线可以看出，油水分离效果较好的区域是在充气量为5．0Nm3／ll～7．ONm3／h之间。④底流口当量直径的大小对空气喷射旋流闪浮器的分离能力与效率有会大的影响，底流口当量直径如果过小，容易使空气喷射旋流闪浮器内部流场形成充塞流的现象，达不到所要求的油水分离的效果；底流口当量直径过大，会使油水体系中的油滴还未来得及与气泡碰撞就排出了旋流器外，同样会使分离效果变差。由以上分析可见，底流口当量直径是影响分离器除油效果的一个重要因素。4．1．3无量纲速度分析为便于进行放大研究，根据影响空气喷射旋流闪浮器分离性能的因素，对空气喷射旋流闪浮器的无量纲速度准数进行分析和研究十分必要。(1)概念及意义无量纲速度矿。是气体流速吃与流体切向流速_的比值。其中气体流速吃为空气通过多孔管的体积速度；流体切向速度K为旋流器内进料口流速杉的最小值。由计算得出的无量纲速度准数矿‘，可以定量得出流体进料体积量与通入空气体积量的相应关系，从而进一步说明当流体进料量一定时，在达到除油效率最高时的空气量应在固定范围内，进而验证了本试验最佳参数组合的科学性。①气体流速的计算公式：43n北京化-『：大学上丰廿硕士学位论史乓=—7rDL—x(3L0％-50％)式中：圪：空气通过多孔管处的流速，m／s；￡：多孔管长度，m；D：多孔管内径，m；皱：气体流量，Nm3／h；35％---55％：本试验选用的多孔管的空隙度。②流体切向速度的计算公式：y：垡!一万p，／2)2式中：形：流体进入空气喷射旋流闪浮器进料口处的流速，m／s；D；：进料口直径，m。Q』：进料口流量，Nm3／h；③无量纲速度汁算公式：矿·：堡I／,式中：矿’：无量纲速度；K：流体切向流速，m／s。圪：气体流速，m／s；(4-1)(4-2)(4—3)由于空气喷射旋流闪浮器内流体向下旋流时受到分离器器壁产生的摩擦阻力较大，导致流体能量损失很大，流体的切向速度沿轴向向下迅速降低【391，所以可以确定旋流器内的水流切向速度只能小于或等于进料口流速，即圪≤形。因而式(4—3)可以简化为：矿V。≥』f4-4)K由式(4—4)可知，无量纲速度的形式简化了参数变量，这对于今后空气喷射旋流闪浮器的放大试验及应用提供了基本理论基础。(2)本试验无量纲速度分析①本试验最佳油水分离效果的区域是在空气量皱为5"～TNm3／h，多孔管长度￡为255mm，多孔管内径D为45ram时，根据式(4．1)计算出此时的气体流速圪为0．10m／s'--'O．22m／s之间。②本试验进料口流量Q为4．om‰，进料口直径口为12mm时，根据式(4-2)计算出进料口流速形=10．8m／s，即杉≤K=10．8m／s。44n第四幸ASIl除油效率影响因素研究③将■210．8m／s，以=o．10m／s～0．22m／s代入式(4—4)中，计算出尢量纲速度V’>／0．009"-'0．020。这与米勒计算出的无量纲速度V’=O．02--'6．5【42I基本符合。由计算得出的无量纲速度常数矿‘，可以定量得出通入空气量与流体进料量的相应关系，从而进一步说明当分离器流体进料量一定时，分离器达到除油效率最高时的空气流量应在一个固定范围内，进而验证了本试验最佳参数组合的标准性、准确性。4．2溢流管插入长度对除油效率的影响结果分析由于分离器旋流层中的油水分离过程是自上而下连续进行的，且流体含油泡沫沿径向着轴线汇集，因此泡沫柱含油量由外向内、自下而上逐渐增高，结果在进料口下方形成富油区。如果分离器溢流管插入太长，富含油泡沫就无法顺利排出；如果分离器溢流管插入太短，则流体极易形成短路流，降低了分离除油效率。因此，与旋流器的溢流管设计条件类似，ASH的溢流管插入长度也有一个最佳值【321。本组试验中，溢流管插入长度日，分别为75mm，80mm，85mm，90mm，95mm，100mm，其它参数定为d。=25mm，d。=23mm，Q。--5Nm3／h，Cf=1．og／L，Qf=4．0m3／h。试验结果见图4．13。706866誉64槲62狡60藿5856545250708090100溢充管插入深度H。mm．图4-13除油效率随溢流管插入深度变化曲线图Figure4—13Thepenetrationchangediagramofcurvesoilremovingefficiencyalongwithdepth由图4-13可以看出，当溢流管插入长度日。为75mm时，除油效率为62．7％；当日。为80mm时，除油效率稍微有所提高，为62．9％：当日。为85mm时，除油效率达到最高值，为65．6％。当日，进一步增大，除油效率开始下降，至日。为100mm时，除45n北京化丁大学工程硕十学位论文油效率降到55．O％。因此，ASH的溢流管插入长度存在一个最佳值，低于或高于该值，含油泡沫都不易于的顺利排出。在本试验中，溢流管最佳插入长度为85mm，此时的除油效率为65．6％。4．3最优化条件试验结果分析经过前面试验得到了最佳参数组合。为了更好开展下一步工作，证实这些组合准确性，进行了8次重复性试验进行验证。本试验采用的参数为：底流口当量直径23ram、溢流管内径25mm、溢流管插入深度85mm、充气量5．0Nm3／h、进料口含油浓度为1．0mg／L、进料口流量4m3／11。测定底流含有浓度，计算除油效率，结果见表4．2。表4-2最优化参数试验结果Table4—2Theoptimizationparametertestresult由表4．2可以看出，重复试验中除油效率最大值为66．7％，最小值为63．5％，8组数据的平均值为65．3％，其中最大误差不超过3．0％，在工程试验允许的范围之内，充分证明前面试验数据是科学可靠的，为后续进行的试验提供了最优化试验条件与参数选取。4．4破乳剂WR-SHl对除油效率的影响已有研究发现，在空气喷射旋流闪浮器内加入破乳剂，能够在一定程度上有利于改善分离器的除油效率。由于在分离器中的油水体系中油滴带有负电荷，加入一定量的阳离子型的有机高分子絮凝剂WR．SHl后，能够中和油滴粒子上的负电，并依靠架桥作用使微小油滴粒子絮凝并沉降惭l，形成更大的油滴，有利于提高分离器分离效率。为了考察破乳剂WR-SHl对除油效果的影响，采用通过实验已经确定的最优化试验参数，即底流口当量直径23mm、溢流管内径25mm、溢流管插入深度85ram、充气量5Nm3／h，分别处理两种含油污水样品，一种不加药剂，一种加入6mg／L的WR．SHl破乳剂，测定分离器除油效率，结果见表4-3。表4-3破乳剂对ASH除油效率影响的试验结果n第四章ASH除油效率影响凶素研究Table4—3TheemulsionbreakerstoASHoilremovingeffiCiencyinfluencetestresult由表4．3看出，加入破乳剂后分离器的除油效果有了一定的改善，分离器的除油效率由原来的65．6％提高到68．4％，提高了近3个百分点。其原因是矿场模拟污水的平均粒径为16．969m，此时流体中的油滴为悬浮状态，当不加破乳剂时，去除的主要为悬浮油；而加入破乳剂后，使流体油滴与水界面的表面张力增加，使乳化油的乳化程度降低，使之聚集成较大的油滴，依靠离心力及重力场，有利于流体中的油滴被从空气喷射旋流闪浮器分离出来，从而提高了分离器的除油效率。但由于分离器中的试验矿场模拟水样中60％油滴粒径为16．969m，含油水中处于乳化状态的油所占比例约70％，乳化油所占流体的质量比例不是很高，因此在一定条件时．使用破乳剂对提高分离器的除油效率的作用不明显。在后续的进行试验中，可通过调整分离器矿场模拟水样的油滴粒径大小，进一步来验证破乳剂的除油效果。4．5小结(1)空气喷射旋流闪浮器的充气量、溢流管径、底流口当量直径、溢流管插入深度都存在最佳值。其中，影响空气喷射旋流闪浮器除油效果的重要因素是底流口当量直径，过大则会使油滴还未来得及与气泡碰撞即排出旋流器外，降低分离效果；底流口当量直径过小，易使内部流场形成充塞流，达不到油水分离的效果。(2)本试验确定的最佳参数组合为：底流口当量直径23mm、充气量5Nm3／h、溢流管插入深度85mm溢流管内径25mm、，此时除油效率达到65．6％。(3)当破乳剂WR-SHl的加入量为6mg／L时，除油效率从原来的65．6％提高到68．4％，这说明破乳剂的加入有利于空气喷射旋流闪浮器除油效率的提高。(4)本试验条件下计算出无量纲速度矿‘>t0．009"0．020，为空气喷射旋流闪浮器的放大试验和实际应用提供了最基本的理论指导，与参考资料报道的数值范围基本相符，同时简化了各影响参数之间变量。47n第五章结论和建议第五章结论与建议5．1结论本论文为空气喷射旋流闪浮技术应用在含油污水处理中的探索性试验研究，重点内容是，设计制造试验所用的空气喷射旋流闪浮器，并且在此基础上，考察空气喷射旋流闪浮器的包括结构参数和操作参数在内的设备相关参数对除油效率的影响，并对流场特征进行分析。取得的主要结论如下：1．通过分析比较，确定空气喷射旋流闪浮器的结构参数为：烧结型钛多孔管平均孔径为6lam，厚度为4mm；直径48mm，长径比为5．5：1；进料IZl为单切向入口，进料口直径与旋流器直径之比为O．22；溢流管和底流口直径为变量，其中溢流管与旋流器直径的比值范围为O．22"--'0．6；底流口为环形排口，与旋流器直径之比为0．39"---'2．1。2．试验系统可行性验证结果表明，所配制模拟矿场污水的粒径分布、含油浓度非常稳定以及涡轮流量计的测量，均符合试验要求。3．空气喷射旋流闪浮器的底流口当量直径、充气量、溢流管径、溢流管插入深度都存在最佳值。其中底流口当量直径为影响空气喷射旋流闪浮器除油效果的重要因素。4．最佳参数组合为底流口当量直径23mm、充气量5m3／h、溢流管内径25mm、溢流管插入深度85mm，此时除油效率达到65．6％。5．破乳剂WR．SHl的加入有利于空气喷射旋流闪浮器的除油效率的提高，破乳剂的加入量为6mg／L时，除油效率从原来的65．6％提高到68．4％。6．本试验条件下计算出无量纲速度矿’≥0．009"-'-'0．020，与文献报道的范围基本相符，为空气喷射旋流闪浮器的放大试验研究及应用提供了理论依据。5．2建议本试验中，空气喷射旋流闪浮器的最高除油效率为65．6％，加入破乳剂后的除油效率提高到68．4％。但是，这与试验初期设想的总除油效率达到85％以上相差甚远。针对试验过程中出现的总体除油效率偏低的问题，提出后续研究中设备的改进方案及建议：1．在试验过程中出现了旋流场旋涡中心偏离旋流器轴心的问题，分析可能是由于单向入口造成轴向严重不对称，导致富油泡沫不能顺利地排出旋流器，从而降低了除油效率。建议将单切向入口形式改为双入口切向形式，既可以解决旋涡中心偏离的问题，同时又可以极大地降低旋流器运转所需的入口压力，节约能耗。2．试验中采用单入口充气方式，空气夹套内的压力分布上高下低，这样导致大部n北京化上大学工程硕十学何论文分空气从多孑L管进入旋流器内腔时在旋流器上部形成气泡，而下部却很少有空气进入产生气泡，由此导致实际上只有旋流器上部才具有浮选功能，下部基本上不具有浮选功能。因此，建议后续试验中，将旋流器分成几段，对每段分别充气，改善气体分布，以期改善除油效果。3．油田含油污水来源于石油开采以及石油加工，废水中油滴粒径分布不均(8．84I．tm,---21．53“m)、含油浓度波动范围大(120mg／L'-'26000mg／L)【矧。本论文仅针对实验室模拟污水进行研究，并未对油田生产现场产生废水进行验证，建议具备条件时，使用本装置对油田洗井污水及污水站废水进一步试验研究，为研制新一代的油水分离设备奠定基础。49n参考文献【2】【3】【5】【61【7】f8】【91【10】【111【12】【13】【14】【15】【16】【171【18】【19】【20】口l】【22】【23】【24】【25】卫国．胡泽明，薛敦松．油水分离水力旋流器的研究与应用综述【J】．国外石油机械，1995，6(2)：71-76吴芳云，陈进富等．石油环境工程，北京：石油工业出版社，2002褚良银．充气水力旋流器分选过程行为研究及应用开发【D】．辽宁，沈阳：东北大学，1994潘利祥，孙国刚．充气水力旋流器用于油水分离的试验研究【J】．化工机械，2004，3l(5)：259．263康文泽、许占贤，浮选旋流器的结构性能研究，选煤技术，1998(6)李长根、刘永强，旋流I’^J浮法的研究，有色金属，2000(2)顾夏生、黄铭荣、王占生等，水处理工程，清华大学出版社，1987年第二版吴芳云、陈进富等，石油环境工程．北京：石油工业出版社，2002袁惠民，化工环保，1998(18)张继武，张强，朱有益，等．浮选技术净化含油污水的现状及展望【J】．过滤与分离，2002，12(2)：8-ll路耀军，液一液旋流分离技术综述[J1．石油学报，1997，18(1)：97—103Jun-XiangGayJC，TriponeyG，BezardC&SchummerP．Rotarycycloneswillimproveoilywatertreatmentandreducerequirement／weight011offshoreplatforms，SocietyofPetroleumEngineers，SPEl6571，1987李健、褚良银，液．液分离水力旋流器研究进展，化工装备技术，1998，19(5)G-uo．DevelopmentandTheoryofCentrifugalFlotationCells[D]．Queen’SUniversity．December，2001李枫、赵立新等，动态水力旋流器及其试验装置，石油机械，2000，28(5)MillerJ．D．，HupkaJ．，Filtration&Separation，1983，20(2)MiLLerJ．D．，HupkaJ．，WaterDe—OilinginanAir-spargedhydrocyclone，FiltrationandSeparmion，1983，20(4)BeebyJ．D．，NicolS．k，Filtration&Separation，1993，30(3)钟月华、陈文梅、王广金等，油水分离充气旋流器的研究进展，化工进展，2002(2)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