正弦波紋擋板式沉降器內(nèi)流動(dòng)特性

張玉輝，龔斌，王學(xué)平，張靜，吳劍華

（沈陽(yáng)化工大學(xué)遼寧省化工新技術(shù)轉(zhuǎn)移推廣中心，遼寧沈陽(yáng)110142）

隨著國(guó)內(nèi)外油田采出液含水率的逐漸上升、含油污水處理難度的逐步增大，緊湊高效油水分離設(shè)備的開(kāi)發(fā)已經(jīng)迫在眉睫。重力沉降油水分離是非均相液液物系分離的重要手段，廣泛應(yīng)用于石油、化工、環(huán)保等行業(yè)，已由最初的單層撇油池、自然沉降罐、加熱沉降罐、化學(xué)沉降罐、電脫水沉降器等發(fā)展到現(xiàn)今各種多層水平平板、多層平板及多層斜板等內(nèi)部多層分離構(gòu)件的新型沉降器。其中，多層斜板重力沉降器是重力沉降器的代表形式，具有處理量大、操作靈活、占地面積小等優(yōu)點(diǎn)[1]。

為保證重力式多層斜板沉降器的分離效率，斜板組分離區(qū)內(nèi)部流場(chǎng)應(yīng)盡可能達(dá)到或接近柱塞流。一般的做法是放置入口構(gòu)件[1]，用以吸收進(jìn)入設(shè)備液流的動(dòng)能，減小進(jìn)液口射流對(duì)防沖擋板后部區(qū)域流場(chǎng)的沖擊。近幾十年國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)多種形式入口構(gòu)件進(jìn)行了大量分析比較。其中一類是上孔箱式[2-4]、下孔箱式[2,5]、圓形分散孔式[6]等帶孔形式的入口構(gòu)件，如陸耀軍等[2]采用粒子圖像測(cè)速（PIV）系統(tǒng)證明了下孔箱式入口構(gòu)件不僅可以獲得速度較均一的流體，還起到一定的預(yù)分離作用；李振林等[3]將上孔箱式入口構(gòu)件改為通過(guò)圓筒形式，并從沉降器底部進(jìn)液，混合液再經(jīng)布液器進(jìn)入沉降器，有效減小了進(jìn)液的動(dòng)量；江朝陽(yáng)等[6]首次采用圓孔分散式入口構(gòu)件，利用響應(yīng)面分析法對(duì)其進(jìn)行了優(yōu)化。王振波等[7]將整個(gè)平擋板上開(kāi)設(shè)圓孔，解決了擋板后渦流摻混嚴(yán)重的問(wèn)題，有效降低了油水混合相的紊亂程度。雖然帶孔式的入口構(gòu)件能夠有效降低流體湍動(dòng)、緩解返混現(xiàn)象，但由于非均相物系往往含有固體顆粒、瀝青質(zhì)、絮狀物等活性物質(zhì)，孔隙很容易被堵塞造成分離效果下降、泵電機(jī)的損壞；另一類入口構(gòu)件是板式入口構(gòu)件，如平擋板[2,8-9]、凹面式[8,10-11]、凸面式[8,11]、蝶式[2]等。王學(xué)平等[10]在沉降器進(jìn)口處放置方形平面防沖擋板，通過(guò)Fluent軟件模擬表明：沖擊間距對(duì)流型的影響很大，同時(shí)擋板四周的流通面積為30%條件下，沉降器內(nèi)流體速度和湍流強(qiáng)度的衰減最快；張靜等[11]分析了平面、凹面、凸面共3個(gè)類型的入口構(gòu)件對(duì)流場(chǎng)的影響，結(jié)果表明：入口構(gòu)件的曲率對(duì)流場(chǎng)存在較大影響。Ye 等[12]提出了一種折流進(jìn)液方式，通過(guò)與無(wú)擋板沉降器的對(duì)比，新式擋板可以增加液相的停留時(shí)間，減少水相中的夾帶。擋板式入口構(gòu)件無(wú)堵塞情況，但普遍存在返混和短路現(xiàn)象，設(shè)備空間未能有效利用。事實(shí)上，除了入口構(gòu)件的形式，沉降器形式、擋板位置、進(jìn)液口高度等因素均都會(huì)對(duì)沉降器的處理能力和分離性能產(chǎn)生很大的影響[10,13-16]，如Asgharzadeh 等[13]利用聲學(xué)多普勒技術(shù)（ADV）對(duì)擋板排列方式、擋板位置、擋板高度進(jìn)行了優(yōu)化，得出放置合適高度的擋板可以有效提高沉降器的分離效率的結(jié)論；Tamayol 等[14]模擬了進(jìn)口位置對(duì)沉降效果的影響，研究發(fā)現(xiàn)沉降器內(nèi)擋板可以有效減弱死區(qū)的影響，并且擋板位置存在較優(yōu)值。

作為應(yīng)用最廣泛的入口構(gòu)件，平擋板雖然可以有效避免非均相流體中活性物質(zhì)堵塞擋板孔隙。但由于其基本沒(méi)有整流功能，造成流向速度分布不均勻，擋板后會(huì)形成嚴(yán)重的一次渦流，局部區(qū)域中還伴隨有不同程度的二次渦流[1,4]。為了緩解這種不利情況，本文將擋板由平面改進(jìn)為正弦波形，提出一種新式防沖擋板——正弦波紋擋板，增強(qiáng)入口構(gòu)件的整流效果。分析了正弦波紋擋板作為入口構(gòu)件的可能性，并對(duì)其時(shí)間特性和空間分布特性兩個(gè)方面進(jìn)行分析，探討了沖擊間距對(duì)沉降器分離性能的影響，為流體能夠在分離區(qū)保持均勻穩(wěn)定、提高分離效率提供參考。

1 計(jì)算方法與驗(yàn)證

1.1 物理模型

圖1 設(shè)備尺寸立體示意圖

物理模型結(jié)構(gòu)和尺寸參數(shù)如圖1所示。沉降器為長(zhǎng)方形槽體，流體從進(jìn)液圓管進(jìn)入，從正弦波紋擋板兩側(cè)流過(guò)，進(jìn)入沉降器的斜板組，最后經(jīng)由溢流堰流出。入口流量Qin=2m3/h。沉降器槽體長(zhǎng)（X方向）×寬（Y方向）×高（Z方向）為880mm×300 mm×380mm，沉降器進(jìn)口圓管直徑D=30mm。擋板采用正弦波形式，波距和波高λ=2A=30mm，斜板組中斜板厚度均為2mm，間距為40mm，具體參數(shù)見(jiàn)圖1(b)。溢流堰高度為300mm，沉降器上部初始條件為80mm的空氣層。當(dāng)非均相物系中離散相的含量小于5%左右時(shí)，相間滑移對(duì)流場(chǎng)影響可以忽略，只采用連續(xù)相進(jìn)行模擬也可以得到與實(shí)際情況符合較好的結(jié)果[14,17-19]，所以本文采用單相-水進(jìn)行模擬。

1.2 模擬方法

應(yīng)用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)軟件Ansys Fluent 16.2 進(jìn)行數(shù)值模擬。采用兩相流VOF 模型模擬帶有自由液面的流場(chǎng)變化。在每個(gè)控制體內(nèi)，所有相的體積分?jǐn)?shù)αq之和為1，通過(guò)對(duì)第q 相的體積分?jǐn)?shù)的連續(xù)性方程求解，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)兩相界面的跟蹤。第q相方程式見(jiàn)式(1)[20]，動(dòng)量方程見(jiàn)式(2)。

式中，αq為第q 相的體積分?jǐn)?shù)；m?pq為傳質(zhì)速率，進(jìn)入q 相時(shí)的傳質(zhì)速率為正，離開(kāi)q 相時(shí)的傳質(zhì)速率為負(fù)；n 為相數(shù)；Sq是進(jìn)入q 相的外部質(zhì)量源；ρ 為混合密度，ρ =∑αqρq；μ 為混合黏度，μ =∑αqμq；表面張力和壁面黏附通過(guò)動(dòng)量方程中的附加源項(xiàng)引入。

湍流模型采用Realizable k-ε模型[21-22]，湍流模型中近壁面采用Scalable Wall Functions算法；壓力和速度的耦合采用PISO 算法，壓力的離散采用Body Force Weighted 格式，動(dòng)量、湍動(dòng)能、湍動(dòng)能耗散率均采用Second Order Upwind格式離散。

在模擬過(guò)程中，首先初始化Z/D=1～10部分為水、Z/D=10～12.6部分為空氣，對(duì)沉降器內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，當(dāng)出口的質(zhì)量流量波動(dòng)小于0.1%時(shí)，繼續(xù)迭代1500 步完成穩(wěn)態(tài)初始化流場(chǎng)。將穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果作為非穩(wěn)態(tài)計(jì)算初始流場(chǎng)，計(jì)算收斂條件為連續(xù)性方程收斂殘差為10-4，其余變量收斂殘差為10-5。

1.3 計(jì)算方法驗(yàn)證

本文在Ansys ICEM 軟件中采用六面體網(wǎng)格對(duì)模型進(jìn)行劃分。為保證網(wǎng)格質(zhì)量，正弦波紋板附近的網(wǎng)格采用Y 形劃分策略，并對(duì)該區(qū)域進(jìn)行加密。網(wǎng)格的雅可比行列式值最小為0.594，96.6%的網(wǎng)格結(jié)果大于0.8，網(wǎng)格角度最小為20.25°，91.11%的網(wǎng)格角度超過(guò)63.22°，最大縱橫比為14，網(wǎng)格縱橫比超過(guò)5.75的網(wǎng)格僅占總網(wǎng)格數(shù)的3.80%。通過(guò)上述評(píng)價(jià)指標(biāo)可知網(wǎng)格劃分合理[23]。

為驗(yàn)證網(wǎng)格尺寸對(duì)模擬結(jié)果的影響，選取不同網(wǎng)格尺寸的4套網(wǎng)格方案，具體參數(shù)見(jiàn)表1。圖2(a)為L(zhǎng)b/D=2.17，Lw/D=2.5的條件下誤差分析結(jié)果，不同網(wǎng)格方案在X/D=1.67、Y/D=5.0 處Z 方向的沉降器軸向流速的誤差隨著網(wǎng)格總數(shù)的增加，整體呈現(xiàn)逐漸下降的趨勢(shì)。當(dāng)3#網(wǎng)格方案的網(wǎng)格數(shù)為108.3萬(wàn)，與4#網(wǎng)格方案的平均偏差為2.70%，最大偏差為9.27%。對(duì)于湍流流動(dòng)，近壁面網(wǎng)格質(zhì)量可以通過(guò)Y+值進(jìn)行評(píng)價(jià)[24]，3#網(wǎng)格方案正弦波紋板近壁面區(qū)域的Y+平均值為4.96，Y+＜10 的網(wǎng)格超過(guò)89.55%。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間，選擇3#網(wǎng)格方案對(duì)模型進(jìn)行劃分。

表1 不同網(wǎng)格尺寸劃分方案

在3#網(wǎng)格方案的基礎(chǔ)上，采用相同條件進(jìn)行時(shí)間步長(zhǎng)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，時(shí)間步長(zhǎng)選擇t=0.1s、0.05s、0.01s、0.005s，結(jié)果如圖2(b)。結(jié)果表明：速度分布與圖2(a)基本一致，隨著時(shí)間步長(zhǎng)的減小，平均偏差和最大偏差都呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，其中時(shí)間步長(zhǎng)為t=0.01s 和t=0.005s 的平均偏差為0.50%，最大偏差為3.74%，故時(shí)間步長(zhǎng)選擇t=0.01s。

1.4 模型檢驗(yàn)

由于實(shí)驗(yàn)條件的限制，本文建立了無(wú)斜板組的實(shí)驗(yàn)裝置，如圖3所示，并按相同的物理結(jié)構(gòu)、幾何尺寸建立用于數(shù)值模擬的模型，保證數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)的一致性。通過(guò)數(shù)值模擬所得的進(jìn)口區(qū)域展向速度分布與TR-PIV 測(cè)量的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，用以驗(yàn)證所選計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。為保證拍攝效果，沉降器采用厚度為10mm的有機(jī)玻璃，離心泵型號(hào)為TYP.MHI202-1，最大流量為5m3/h，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)調(diào)節(jié)球閥的開(kāi)度來(lái)控制流量。實(shí)驗(yàn)采用的TR-PIV系統(tǒng)為丹麥Dantec 公司生產(chǎn)，采用空心玻璃珠作為示蹤粒子，密度為1.1×103kg/m3，平均直徑為10μm，根據(jù)Stokes 公式計(jì)算得到的沉降速度為6.1×10-5m/s，實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)流速在10-2m/s 的量級(jí)上，故由沉降作用引起的實(shí)驗(yàn)誤差基本可以忽略。圖像后處理采用16×16 pixel大小的查問(wèn)域?qū)αＷ訄D像進(jìn)行互相關(guān)分析，計(jì)算得到98×87個(gè)矢量。

圖2 無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

圖3 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖

圖4 模型有效性驗(yàn)證

圖4 為X/D=1.67、Y/D=5.0 處Z 方向的沉降器軸向速度分布情況，數(shù)值模擬結(jié)果與TR-PIV 測(cè)量結(jié)果吻合較好，再現(xiàn)了進(jìn)口射流沖擊正弦波紋板的軸向流速分布，但存在一定偏差，分析其原因在于：第一，TR-PIV 測(cè)量過(guò)程中片光源與待測(cè)平面不可避免的存在偏差；第二，實(shí)驗(yàn)中使用離心泵對(duì)流體進(jìn)行輸送，進(jìn)口流量存在一定的脈動(dòng)，湍流強(qiáng)度無(wú)法控制，而數(shù)值模擬采用均一速度入口。綜上所述，本文所建立的數(shù)值模型和模擬方法是可靠的，可用于沉降器內(nèi)流場(chǎng)的研究。

2 模擬結(jié)果與討論

2.1 流場(chǎng)結(jié)構(gòu)分析

圖5 截面Z/D=5.0處平均速度場(chǎng)

圖5為沖擊間距Lb/D=2.17情況下不同形式擋板的截面Z/D=5.0 處的平均速度場(chǎng)分布。從圖5(a)平擋板左側(cè)的入口區(qū)域流線圖可以看出，流體沖擊平擋板使流動(dòng)方向發(fā)生改變，并隨后沖擊在沉降器兩側(cè)壁面，平擋板前形成了一對(duì)對(duì)稱分布的渦旋；而圖5(b)中的流線分布表明正弦波紋板前的流體沒(méi)有與壁面剪切形成大尺度渦旋，擋板的整流作用明顯高于平擋板，這是由于流體沖擊正弦波紋板褶皺時(shí)產(chǎn)生的渦旋使湍動(dòng)能得到充分耗散。平擋板后的平均流向速度呈對(duì)稱分布的特點(diǎn)，在2＜Y/D＜8的范圍內(nèi)，擋板尾流的ux/uin為負(fù)值，這表明沉降器內(nèi)存在明顯的返混現(xiàn)象，隨著X/D的增加，返混情況改善，但始終存在于沉降器內(nèi)部，如圖5(a)所示。而圖5(b)中正弦波紋擋板后ux/uin的分布相對(duì)均勻，其值均為正值，表明流場(chǎng)無(wú)返混現(xiàn)象，有利于液-液分離過(guò)程的進(jìn)行。截面X/D=8.0 為斜板入口區(qū)域，對(duì)評(píng)價(jià)入口擋板作為入口構(gòu)件具有重要意義，采用平擋板時(shí)，截面上平均流向速度ux/uin的極差值為0.1625，是正弦波紋板的6.5 倍，所以正弦波紋擋板可以有效提高流場(chǎng)速度的均一性。

2.2 時(shí)間特性分析

沉降器軸向速度均一程度的分析對(duì)優(yōu)化入口構(gòu)件尺寸參數(shù)和提高沉降器的分離效率具有重要意義。取截面X/D=8、11、18、25的軸向速度均一度的時(shí)間演化情況分析。計(jì)算方法采用陶紅歌等[28]基于面積加權(quán)平均速度和質(zhì)量加權(quán)平均速度提出的計(jì)算關(guān)聯(lián)式，見(jiàn)式(3)。其中，Va為基于面積加權(quán)平均速度；Vm為基于質(zhì)量加權(quán)平均速度，計(jì)算式見(jiàn)式(4)、式(5)。

式中，A為總面積；vj表示第j個(gè)單元上的速度矢量；Aj表示第j 個(gè)單元上的面積矢量；ρj表示第j個(gè)單元上的流體密度；n為劃分單元的個(gè)數(shù)。

該方法是基于不同加權(quán)方法獲得的評(píng)價(jià)指標(biāo)，與采集點(diǎn)分布形式、個(gè)數(shù)都沒(méi)有關(guān)系，因此能夠更準(zhǔn)確地對(duì)流場(chǎng)均勻性做出評(píng)價(jià)。λ1取[0,1]，λ1越大則流動(dòng)均勻性越好，1 表示理想狀態(tài)下均勻流動(dòng)。圖6(a)、(b)分別是平擋板和正弦波紋擋板在Lb/D=2.17 情況下，4 個(gè)截面（X/D=8、11、18、25）的λ1隨時(shí)間演化情況，兩種情況的λ1均存在明顯的波動(dòng)，平擋板條件下λ1在0.21～0.58波動(dòng)，而正弦波紋擋板由于渦旋的形成，使λ1波動(dòng)范圍增加至0.3～0.71，相同截面的正弦波紋擋板的λ1值明顯高于平擋板。當(dāng)采用正弦波紋擋板作為入口構(gòu)件，Lb/D從2.17 減小至1.5 時(shí)，λ1值的波動(dòng)呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，其中截面X/D=11 的λ1均方根降低了21.97%，這可能與流動(dòng)形式改變有關(guān)，同時(shí)表明沖擊間距的減小提高了流場(chǎng)穩(wěn)定性，如圖6(b)、(c)所示。圖6(d)、(e)表明隨著Lb/D的減小，λ1波動(dòng)進(jìn)一步降低，其數(shù)值也整體呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，所以在一定范圍內(nèi)，過(guò)小的沖擊間距對(duì)于提高流場(chǎng)速度均一程度是不利的。

圖6 軸向速度均一程度隨時(shí)間演化情況

2.3 空間特性分析

圖7為L(zhǎng)b/D=2.17、1.5、0.84情況下，沉降器內(nèi)軸向速度均一度沿流動(dòng)方向的空間分布情況。由于正弦波紋擋板長(zhǎng)度直接影響了流體的流通面積，研究了擋板兩側(cè)流通寬度Lw/D=2.5、1.5 對(duì)沉降器軸向速度均一程度的影響。圖7(a)中對(duì)比正弦波紋擋板和平擋板曲線可以發(fā)現(xiàn)：在相同Lw/D條件下，正弦波紋擋板的λ1均高于平擋板。正弦波紋擋板的Lw/D=2.5 比Lw/D=1.5 更有利于提高λ1，因?yàn)楦蟮牧魍娣e可以降低流體與壁面的剪切作用；當(dāng)Lb/D=1.5、0.84 時(shí)，兩種擋板形式情況下，不同的Lw/D取值對(duì)λ1影響很小，尤其X/D＞15時(shí)，流體受到斜板的整流作用，λ1值差異進(jìn)一步減小，如圖7(b)、(c)所示。值得注意的是，在X/D=10.0～12.0處，即斜板組的進(jìn)口位置區(qū)域，平擋板的λ1呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)，這是由于流體在進(jìn)入斜板組時(shí)，平擋板后側(cè)的對(duì)稱回流渦旋沖擊斜板組，流場(chǎng)復(fù)雜程度增加，使得λ1呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，而波紋擋板尾流沒(méi)有雙子渦旋，流體以類柱塞流形式進(jìn)入斜板組，所以在斜板組進(jìn)口區(qū)域的λ1無(wú)明顯下降趨勢(shì)。

沉降器具有較好分離效果不僅需要均勻的軸向速度分布，軸向速度的波動(dòng)程度還應(yīng)盡可能的小。為定量說(shuō)明沉降器內(nèi)不同截面上流體的軸向流速平均波動(dòng)程度，引入評(píng)價(jià)指標(biāo)：基于面積加權(quán)平均的湍流強(qiáng)度Ia，見(jiàn)式(6)。

式中，Ij為截面上j處的湍流強(qiáng)度。

通過(guò)比較不同工況下的Ia值可以評(píng)判截面上流場(chǎng)軸向速度的波動(dòng)程度，Ia值越小，波動(dòng)程度越低。由圖8中可以看出，經(jīng)過(guò)擋板后Ia呈現(xiàn)下降趨勢(shì)，平擋板的Ia總體高于正弦波紋擋板，這是由于流體在正弦波紋板褶皺產(chǎn)生渦旋，湍動(dòng)能得到充分的耗散，而平擋板僅起到改變流體流動(dòng)方向的作用，流體湍動(dòng)能集中，不利于分離的進(jìn)行。隨著X/D 的增加，平擋板和正弦波紋擋板的Ia差異性均呈現(xiàn)減小的趨勢(shì)，當(dāng)X/D＞20時(shí)，Lw/D對(duì)流場(chǎng)湍動(dòng)強(qiáng)度無(wú)明顯影響，這是因?yàn)榱黧w在斜板組內(nèi)被進(jìn)一步整流，流場(chǎng)穩(wěn)定性提高，湍動(dòng)能的耗散能力相差不大。

為探究正弦波紋擋板沉降器內(nèi)流場(chǎng)均一程度較平擋板提高的機(jī)理，選取沖擊間距為L(zhǎng)b/D=2.17 的截面X/D=8.0 進(jìn)行分析。圖9(a)為平擋板截面處的軸向平均速度云圖，截面整體呈現(xiàn)很大的速度梯度，在四個(gè)頂角處各有一個(gè)軸向速度的極大值，截面中部存在很大的負(fù)速度區(qū)，造成了返混，軸向速度分布很不均勻。圖9(b)為正弦波紋擋板截面處的軸向平均速度云圖，速度為-0.01～0.04m/s，其范圍較平擋板明顯下降，負(fù)速度區(qū)面積明顯減小，有利于后續(xù)分離操作的進(jìn)行。

圖7 軸向速度均一度的空間演化情況分析

圖8 基于面積加權(quán)湍流強(qiáng)度的空間分布情況

圖9 截面X/D=10的軸向平均速度云圖

圖10 為50 個(gè)瞬時(shí)流場(chǎng)進(jìn)行均方根運(yùn)算用以表征截面上軸向速度波動(dòng)的分布情況，計(jì)算見(jiàn)式(7)。

式中，Urms,i為截面上i 點(diǎn)的速度均方根；ui,k為截面上i點(diǎn)第k個(gè)時(shí)刻的軸向速度；-ui為截面上i點(diǎn)的軸向平均速度；N=50。

圖10 截面X/D=10軸向速度均方根云圖

對(duì)比圖9 與圖10 可知，Urms值分布云圖與軸向平均速度分布云圖基本一致，這是因?yàn)樗俣容^高的位置與渦旋的位置相差不大，渦旋的不穩(wěn)定性導(dǎo)致了Urms的較大值。其中正弦波紋擋板的Urms梯度主要位于沉降器中部，最大值為0.07。與平擋板相比，正弦波紋擋板的Urms最大值明顯降低，流場(chǎng)穩(wěn)定性提高。

2.4 沖擊間距對(duì)流場(chǎng)的影響分析

重力式斜板沉降器內(nèi)軸向流動(dòng)狀態(tài)是考察流場(chǎng)分離性能的重要指標(biāo)，軸向流速越均勻說(shuō)明越接近水平柱塞流，對(duì)非均相物系的分離越有利，前人對(duì)流場(chǎng)分離性能的研究主要以此為基礎(chǔ)[4,6,8]。但是為了保證較好的分離效果，沉降器內(nèi)軸向流速除了保證較高的均一程度，其波動(dòng)程度還應(yīng)盡可能低，這樣才能保證對(duì)離散相的擾動(dòng)更小，獲得更好的分離效果。結(jié)合沉降器內(nèi)軸向流速脈動(dòng)程度和流速均一性對(duì)流場(chǎng)分離性能評(píng)價(jià)的相關(guān)研究鮮有報(bào)道，現(xiàn)有研究方法對(duì)流場(chǎng)分離性能評(píng)價(jià)還不夠全面。

本文類比戰(zhàn)洪仁[29]提出的對(duì)流強(qiáng)化換熱評(píng)價(jià)方法，引入了流場(chǎng)均穩(wěn)指標(biāo)（uniform&steady criteria，USC），計(jì)算見(jiàn)式(8)。

式中，λ1,0為無(wú)擋板情況下截面的軸線速度均一度；Ia,0為無(wú)擋板情況下截面的基于面積加權(quán)平均的湍流強(qiáng)度。

USC 為量綱為1 的量，其數(shù)值大于1 時(shí)，說(shuō)明在相同條件下正弦波紋板沉降器的流場(chǎng)分離性能優(yōu)于無(wú)擋板情況。USC的數(shù)值越大說(shuō)明流場(chǎng)對(duì)分離過(guò)程的進(jìn)行越有利。圖11(a)為L(zhǎng)w/D=2.5情況下沖擊間距對(duì)USC 的影響?？梢钥闯銮€呈多峰分布，峰值極大值位于Lb/D=2.17 處，并且隨著X/D 的增加，USC值呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，說(shuō)明流體受到入口效應(yīng)的影響減弱。其中截面X/D=25取得極大值14.68，比次高峰高出15.89%，相同條件下平擋板的USC 值為7.58，正弦波紋擋板較平擋板提高了93.67%。圖11(b)為L(zhǎng)w/D=1.5條件下的沖擊間距Lb/D對(duì)USC值的影響情況，Lb/D=2.17 時(shí)取得極大值10.96，相同條件下平擋板的USC 值為7.41，為正弦波紋板的65.14%。綜上分析可知，正弦波紋擋板可以有效提高流場(chǎng)分離性能；在現(xiàn)有數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，應(yīng)選擇沖擊間距為L(zhǎng)b/D=2.17 進(jìn)行后續(xù)研究，同時(shí)增加對(duì)含有離散相的混合物流場(chǎng)特性研究，使流動(dòng)特性結(jié)果更加全面、具有說(shuō)服力。

圖11 沖擊間距對(duì)USC值的影響

3 結(jié)論

（1）正弦波紋擋板沉降器內(nèi)流動(dòng)相對(duì)穩(wěn)定，尾流速度分布相對(duì)均一，作為入口構(gòu)件是可行的。

（2）平面擋板和正弦波紋擋板的λ1均有較大波動(dòng)，其中正弦波紋擋板的λ1波動(dòng)極差達(dá)到0.31；當(dāng)沖擊間距Lb/D 小于1.5 時(shí)，正弦波紋擋板的λ1相對(duì)穩(wěn)定。

（3）正弦波紋擋板沉降器在Lw/D=1.5 和2.5 情況下的λ1均高于平擋板，具有優(yōu)良的適用性。

（4）正弦波紋擋板沉降器內(nèi)流向截面的Ia總體低于平擋板沉降器。當(dāng)Lb/D=2.17 時(shí)，正弦波紋擋板與平擋板沉降器Ia最大差異為45.10%，隨著沖擊間距的減小，Ia差異逐漸減小。

（5）與平擋板相比，正弦波紋擋板在截面X/D=10 處軸向速度范圍降低了58%，沉降器兩側(cè)壁面附近的速度梯度明顯降低，回流區(qū)面積和負(fù)方向速度均減小。同時(shí)正弦波紋擋板可以使軸向速度波動(dòng)明顯降低，流場(chǎng)穩(wěn)定性得到一定的提高。

（6）隨著沖擊間距的增加，USC呈現(xiàn)多峰分布趨勢(shì)；當(dāng)Lb/D=2.17 時(shí)，流場(chǎng)分離性能可以取得較優(yōu)結(jié)果，USC 極大值為14.68，相較同條件下的平面擋板提高了93.67%。

符號(hào)說(shuō)明