油包水型乳化液水击波速的分析.pdf

油包水型乳化液水击波速的分析 * 张贤明吴峰平陈彬潘诗浪张渊博王立存 重庆工商大学废油资源化技术与装备教育部工程研究中心， 重庆 400067 摘要 水击驻波场处理油包水型乳化液是一门新兴工艺， 稳定驻波场的存在是破乳的关键， 而水击压力波波速在驻波 场形成中起着重要的作用。因此， 为了更精确的求解水击波速， 从 W /O 型乳化液两相流产生水击现象的特点出发， 根 据流体力学的连续性原理， 推导其水击波波速的表达式， 并与经典单相流水击波波速公式进行对比， 通过 MATLAB 仿 真分析与对比验证， 表明此水击波速公式既适用于单相流水击波速的计算， 也适用于两相流水击波速的求解， 且 W /O 型乳化液中含水量越大， 其波速就越大。 关键词 W /O 型乳化液; 水击波速; MATLAB 仿真 ANALYSIS OF WATER- HAMMER WAVE SPEED IN WATER- IN- OIL EMULSION Zhang XianmingWu FengpingChen BinPan ShilangZhang YuanboWang Licun Engineering Research Center for Waste Oil Recovery Technology and Equipment of Ministry of Education， Chongqing Technology and Business University，Chongqing 400067，China AbstractThe application of standing wave field occurred by water-hammer in water-in-oil emulsion is a new technology． And the existence of stable standing wave field is the key to demulsification． The velocity of water-hammer pressure wave plays an important role in the ation of standing wave field．Therefore， in order to solve the water-hammer wave speed more accurately， embarked from the characteristicses of water-hammer produced in W /O emulsion which is the two-phase flow， according to the principle of continuous fluid，the expression of water-hammer wave speed is inferred and is compared with that of classical water-hammer wave speed in single-phase flow． The simulations with MATLAB software and the verifications by contrast indicate that this ula is not only suitable for the water-hammer of single-phase flow， but also the two-phase flow． And the more water it contents in the W /O emulsion，the higher wave speed． KeywordsW /O emulsion;water-hammer wave speed;MATLAB simulation * 重庆高校创新团队项目 KJTD201019 ; 重庆市科技攻关重点项目 CSTC， 2009AB3234 ; 重庆市教委科技资助项目 KJ090704 ; 重庆市自 然科学基金项目 cstcjjA90022 。 0引言 众所周知， 工业油类在使用过程中由于各种原 因， 不可避免的会被水分污染， 在搅动作用下， 极易形 成油包水型 W /O 型 乳化液， 降低了油的品质， 导致 油液无法继续使用。倾倒油品则会造成资源的浪费， 且污染环境。因此， 对 W /O 型乳化液的破乳研究越 来越多， 水击破乳工艺作为一门新工艺应运而生。 1902 年意大利学者 Allievi 以数学的方法建立了不稳 定流的基本微分方程， 为水击研究系统的分析奠定了 理论基础 ［1］。后来的研究者在此基础上， 对单相流 水击做了大量的研究 ［2- 4］， 而对 W /O 型乳化液两相 流水击的研究极少， 尤其是水击破乳的研究。 1W /O 型乳化液水击波速的形成 与单相流相比， W /O 型乳化液的特殊性在于其 成分的多样性， 混合相中的密度、 弹性模量、 黏度、 阻 力都不同于单相流， 而水击波速的大小和这些因素息 息相关， 所以， 乳化液水击波的波速与单相流水击波 速是有区别的， 而水击波速是影响水击压力变化快慢 的关键因素， 从而间接影响驻波场的稳定性， 最终影 响驻波场的破乳效果。下面对 W /O 乳化液的水击波 速进行推导。 以管道末端阀门突然关闭为例， 乳化液由于惯性 而继续向管道内充装液体， 从而使管道内压力升高， 12 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 根据连续流原理，管道断面变形体积以及油和水因 压缩而变形的体积之和， 应等于乳化液由于惯性运动 而聚积下来的多余体积。由于管道被乳化液充装， 管 道膨胀， 膨胀段的边界面迅速向乳化液进口方向扩 展， 这一扩展速度称为乳化液的压力波波速 aw /o。波 速 aw /o的计算表达式根据连续原理推导， 即膨胀段 ds 的乳化液体积与水、 油压缩变形体积、 ds 长管道膨胀 变形体积之和相等， 如图 1 所示。 图 1水击波传播示意 图 1 中 C 端为阀门， B 端为乳化液进口端， 其表 达式为 V ΔVo ΔVW ΔVp 1 式中 V 为膨胀段 ds 的乳化液体积; ΔVo为油的体积 压缩变形量; ΔVw为水的体积压缩变形量; ΔVp为管 道的体积膨胀变形量。设乳化液的初始流速为 uw /o1， dt 时段后其流速为 uw /o2， 则进入微元膨胀段 ds 管内 的乳化液体积 V 为 V uw /o1－ uw /o2 Adt Δuw /oAdt 2 式中 dt 为某一微元段; A 为断面面积。 当阀门关闭时， 阀门处流速发生剧变， 设由乳化 液动量改变所引起的压强增量为 ΔP， 则微元段 ds 管 内乳化液的压缩变形体积包括油和水两部分， 可由油 的弹性模量 Eo和水的弹性模量 Ew的定义分别求出 Eo Δp Wo ， Ew Δp Ww 3 式中 Wo为油压缩体积分数; Ww为水压缩体积分数。 下面只对油的压缩变形体积进行推导 油压缩体积分数为 Wo ΔV o 1 － CW Ads 4 综合式 3 、 式 4 得 ΔV o Δp 1 － CW Ads Eo 5 式中 Cw为水的体积浓度。 依此 类 推， 在 ds 管 长 内， 水 的 体 积 压 缩 变 形 量为 ΔV w ΔpCWAds Ew 6 式中 Ew为水滴的弹性模量。 在 ds 管 内 管 道 体 积 膨 胀 量 ΔVp的 相 关 计 算 如下 按薄壁筒计算拉应力随压强变化为 Δσ ΔpD 2e 7 式中 Δσ 为拉应力增量; e 为管壁厚度; D 为管道内 径; ΔF 为环向应变力增量;Ep为管道材料钢的抗拉 弹模。 Ep Δσ δD/D 8 通流面积变化率为 ［5］ δA A 2πDδD/4 πD 2 /4 2δD D 2δR R 9 综合式 7 、 式 8 和式 9 ， 并以 ΔR 代替 δR 求 得管道径向变形增量为 ΔR ΔpD2 4eEp 10 ds 管段体积膨胀增量 ΔVp 忽略轴向变形 ΔV p ΔpDAds Epe 11 其中 ΔA 为管道断面的面积增量 ΔA A ΔpD Epe 。又根 据水击波波速的定义 aw /o ds/dt 和动量定理Δuw /o Δp ρw /oaw /o ， 式中 ρw /o为乳化液的密度。根据流体的连 续原理， 式 2 应等于式 5 、 式 6 、 式 11 之和， 代 入相关表达式后简化得乳化液水击压力波波速公式 为 aw /o Eo /ρ w /o 1 － Cw Eo Ew Cw EoD Ep 槡 e 12 根据混合液特点， 假定乳化液总体积为 1， 则水 相 体 积 为 1 Cw Cw，由 此 可 知 油 相 体 积 为 1 － Cw ， 所以油相和水相的质量分别为 ρo 1 － Cw 和ρwCw， 所以乳化液密度为ρw /o［ρo 1 － Cw ρwCw］/1 ρo 1 － Cw ρwCw。 由单相流水击实测经验值表明水击波的传播速 度与管材、 管径、 所输原油油品等参数有关系， 不同的 管道或输送不同的油品时， 水击波传播速度是不一样 的 ［6］， 所以在式 12 引进管道约束系数 ζ 得到所推 导的水击波速公式为 22 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 aw /o Eo /ρ w /o 1 － Cw Eo Ew Cw EoD Epe 槡 σ 13 式中 ζ 为管道约束系数， 取决于管道的约束方式 1 当管道两端为自由端时， ζ 1; 2 当管道一端 固定， 另一端为自由端时， ζ 1 － η/2; 3 当管道两端 都固定， ζ 1 － η 2。η 为管道的泊松系数。 当含水量为 0， 即 Cw 0 时， ao Eo /ρ o 1 EoD Epe 槡 ζ 14 当含水量为 100 ， 即 Cw 1 时， 分子分母分别 乘上Ew/E 槡 o， 得 aw Ew /ρ w 1 EwD Epe 槡 ζ 15 式 14 、 式 15 与 1963 年 Halliwell［7］提出单相 流水击公式相一致， 这是目前应用较广的单相流水击 单相流 波速公式 ［8］， 乳化液水击波表达式不但能 用于单相流水击波波速的求解， 而且也适用于两相流 水击波波速的计算。 2对比验证模型 当含水量为 0 时， 取文献［ 6］的实验数据 管道 一端固定另一端为自由端， 流体为轻质原油液， 管道 内径 为 0. 529 m， 油 的 密 度 为 855. 7 kg/m3， 壁 厚 为 0. 007 m， 泊松系数为 0. 3， 管材杨氏模量为 2. 06 1011Pa， 油的体积弹性模量为 1. 629 109 Pa， 水的密 度为1 000 kg/m3， 水的体积弹性模量为 2. 2 109Pa 含水量为 0， 说明流体波速与水的密度以及水的体 积弹性模量无关， 可以任意取值， 本文均取水的常规 值 ， 计算结果 如表 1 所示 与文献中的实测数据 1 127 m/s相差3. 4 m/s， 具有很高的吻合性， 说明本 文所推导的乳化液水击波速模型也适合于纯油相波 速的计算。 表 1乳化液波速模型验证 波速 Cw 0Cw 1 文献中波速 / m s － 1 1 127. 01 421. 307 本文波速模型计算结果 / m s － 1 1 123. 61 421. 307 当含水量为 100 ， 即 Cw 1 时， 与文献［ 8］数据 作对比， 取管道内径、 壁厚、 泊松系数和管材杨氏模量 分别为0. 08 m、 0. 008 m、 0. 3 和 2. 1 1011Pa， 水的密 度和水的体积弹性模量分别为1 000 kg/m3和 2. 2 109Pa， 油 的 密 度 和 油 的 体 积 弹 性 模 量 分 别 为 800 kg/m3和 1. 4 109Pa。计算结果表明 本文波速 公式与文献中波速完全一致 如表 1 所示 ， 说明本 模型亦适合纯水水击波速的求解， 充分证明了本模型 的合理性。 3含水量对乳化液水击波速的影响 为了进一步研究含水量与乳化液水击波波速的 关系， 利用 MATLAB 编程进行仿真分析。从式 13 可以看出， 在一定管道内径和管道壁厚的情况下， 假 定管材的弹性模量， 油的体积弹性模量以及水的体积 弹性模量为定值， 这里取油相和水相的体积弹性模量 分别为 1. 28 109Pa和 2. 2 109Pa， 管材杨氏模量 为 2 1011Pa， 管道内径为0. 06 m， 管壁厚度为5 mm。 W /O 型乳化液水击波速受含水量的影响如图 1 所 示。当 Cw 0 时， 乳化液中水分含量为 0， 即为纯油 相， 此时乳化液水击波波速为1 137. 6 m/s; 当 Cw 1 时， 乳化液为纯水相， 水击波波速为1 406. 4 m/s; 两 者波速差达268. 8 m/s。因为当 Cw 0 或 Cw 1 时， 由公式 13 转换得到的式 14 和式 15 可知， 在确 定管道相关参数的情况下， 乳化液水击波速只受流体 物理特性参数的影响， 取决于分子项流体的体积弹性 模量与 其 密 度 的 比 值 Eo /ρ o 或 Ew /ρ w和 分 母 项 EoD Epe ζ 或 EwD Epe ζ 中 Eo Dζ Epe 、Eo、Ew的 综 合 影 响;当 0 ＜ Cw＜ 1时， 除了以上的影响因素之外， 还受到含水 量的影响。在这些因素的综合影响之下， 波速随含水 率的变化趋势如图 2 所示。 图 2波速随含水率的变化 根据相对误差公式 相对误差 测量值 － 真 值 /真值 100 ， 当乳化液含水量达到 25 时， 乳 化液水击波波速为1 181. 6 m/s， 与纯油相的水击波 波速相比， 快44 m/s， 速度相对误差高达 3. 72 ， 如 图 3 所示。 下转第 40 页 32 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期 有机氮 SND 、 颗粒态可生物降解有机氮 XND 分别 占 TNTOT的 71. 5 、 10. 0 、 18. 5 ; 测定结果表明进 水中硝态氮 SNO 含量非常少， 在模型计算中以 0 计。 参考文献 ［1］朱家祥， 叶定威， 王鑫强． 上海竹园第二污水处理厂工程［M］． 上海 上海科学技术出版社，2008． ［2］Krist V Gernaey， Mark C M． Activated sludge wastewater treatment plantmodellingandsimulation stateoftheart［J］． Environmental Modelling ＆ Software， 2004 19 763- 783． ［3］周雪飞， 顾国维． ASMs 中易生物降解有机物 SS 的物化测定 方法［J］． 给水排水． 2003， 299 11 23- 26． ［4］Abusam A，Keesman K J． Parameter estimation procedure for complexn on-linear systemscalibration of ASM No． l for N-removal in a full-scale oxidation ditch［J］． Water Science and Technology， 2001， 43 7 357． ［5］周雪飞， 顾国维， 张冰． 活性污泥数学模型中异养菌产率系数 测定方法［J］． 环境污染与防治， 2006， 28 7 493- 495． ［ 6］Spanjers H， Vanrolleghem P A． Respirometry as tool for rapid characterization of wastewater and activated sludge ［J］．Water Science and Technology， 1995， 31 2 105- 114． ［7］Ubay C E，Sozen S，Orhon D，et al． Respirometic analysis of activatedsludgebehaviour-Ⅰassessmentofthereadily biodegradable substrate［J］． Water Research， 1998， 32 2 461- 475． ［8］Vanrolleghem P A． Estimating combinations ofactivated sludge model No． 1 parameters and components by respirometry ［J］． Water Science and Technology， 1999， 39 1 195- 214． ［9］鞠兴华． 城市污水活性污泥生物脱氮模型及模拟研究［D］． 西 安 西安建筑科技大学， 2008． ［ 10］Henze M， Grady C P， Guier W， et al． Activated sludge model No． 1 ［M］/ /IAWPRC Scientific and Technical Report No． l． London IAWPRC，1987． ［ 11］黄勇， 李勇． 废水特性鉴定的批量 OUR 法实验研究［J］． 上海环 境科学， 2001， 20 7 322- 326． ［ 12］黄勇． 活性污泥系统动态数学模型研究［D］． 哈尔滨 哈尔滨建 筑工程学院， 1993． ［ 13］Xu S L， Hultman B． Experiences in wastewater characterization and model calibration for the activated sludge process［J］．Water Science and Technology， 1996， 33 12 89- 98． ［ 14］IWA． IWA task group on mathematical modeling for design and operation of biological wastewater treatment ［R］/ /Activated sludge models ASM1， ASM2， ASM2d and ASM3． LondonIWA， 2000． 作者通信处阮慧娟200044上海市宝山区南陈路 333 号环化楼 115 室 E- mailruanhuijuan99 126． com 2011 － 01 － 18 櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅櫅 收稿 上接第 23 页 图 3波速相对误差随含水率变化 4结语 1 W /O 型乳化液水击波速的表达式既适用于求 解单相流水击波速， 同时还满足双相流水击波速的 计算。 2 在 W /O 型乳化液中， 水分含量越高， 则乳化 液的水击波波速越大。 3 对 W /O 型乳化液波速进行求解时， 若采用纯 油相水击波速公式计算， 则含水量越高， 产生的相对 误差越大。 参考文献 ［1］李树慧， 蔡怀森． 浅析水击理论的发展及现状［J］． 科技信息， 2010 3 422- 423． ［2］陈崑， 曾祥炜， 陈巍． 智能控制压力管道爆破保护系统的水击分 析［J］ ， 液压与气动， 2010 1 45- 47． ［3］樊书刚， 刘韩生， 张一． 一维水击波的高精度数值模拟［J］． 水 力发电， 2010， 36 4 79- 81． ［4］陈彬， 刘阁， 张贤明． 基于动边界的阀控缸系统水击振动传输特 性分析［J］． 机械科学与技术， 2010， 29 1 124- 128． ［5］张国强， 吴家鸣． 流体力学［M］． 北京 机械工程出版社， 2006 205- 208． ［6］慕希茂． 输油管道水击过程分析［J］． 西安石油学院学报 自然 科学版 ， 2001， 16 5 22- 24． ［7］Halliwell A R． Veloeity of waterhantmc wave in an elastic Pipe［J］． ASCE Journal of the Hydraulics Division， 1963， 89 4 1- 21． ［8］姜礼斌． 阀致水击 PID 控制研究［D］． 昆明 昆明理工大学， 2005． 作者通信处张贤明400067重庆市南岸区学府大道 19 号重庆工 商大学废油与资源化研究中心 电话 023 62768288 E- mailzxm215 126． com 2011 － 02 － 24 收稿 04 环境工程 2011 年 10 月第 29 卷第 5 期