水力聚結(jié)器內(nèi)油滴聚結(jié)特性及運(yùn)動(dòng)行為分析*

邢 雷 李金煜 蔣明虎 趙立新 關(guān) 帥

(1.東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院 2.黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

0 引 言

聚結(jié)技術(shù)主要是指通過某種或幾種物理化學(xué)方法將互不相溶介質(zhì)體系中離散相顆粒由小變大，在電場(chǎng)、超聲波、重力場(chǎng)或離心力場(chǎng)等作用下實(shí)現(xiàn)兩相或多相介質(zhì)的分離強(qiáng)化[1-2]。目前被廣泛應(yīng)用于石油工業(yè)[3-4]，用來強(qiáng)化采出液分離及含油污水的深度處理。

聚結(jié)除油方法主要包括材料聚結(jié)[5]、電場(chǎng)聚結(jié)[6]、超聲聚結(jié)[7]及旋流聚結(jié)[8]等。其中旋流聚結(jié)因設(shè)備小型且成本低廉而被廣泛應(yīng)用[9-10]。趙文君等[11]采用數(shù)值模擬方法，針對(duì)聚結(jié)旋流一體化分離裝置的流場(chǎng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬分析，確定出了可實(shí)現(xiàn)油水高效分離的最佳操作參數(shù)。上述研究為采用聚結(jié)技術(shù)強(qiáng)化油水沉降分離以及旋流分離提供了思路及參考。也有部分學(xué)者針對(duì)分離設(shè)備內(nèi)聚結(jié)特性及分離性能開展研究，試圖通過理論研究進(jìn)一步為新型高效分離設(shè)備設(shè)計(jì)及最佳運(yùn)行參數(shù)調(diào)控提供指導(dǎo)和依據(jù)[12]。研究者們采用歐拉-拉格朗日方法，借助離散相模型(discrete phase model，DPM)系統(tǒng)分析了離散相油滴粒徑對(duì)運(yùn)移軌跡及水力旋流分離性能的影響[13-14]。但該方法無法描述旋流器內(nèi)油滴的聚結(jié)破碎行為及粒度分布情況。群體平衡模型(population balance model，PBM)能夠預(yù)測(cè)出流場(chǎng)對(duì)離散相粒徑分布的影響，可為研究和分析離散相的聚結(jié)和破碎過程提供手段[15]。賈朋等[16]基于CFD-PBM模型的數(shù)值模擬方法，對(duì)水力旋流器的分離特性進(jìn)行了研究，探究了不同入口流量、溢流分流比、黏度等操作參數(shù)對(duì)油滴粒度分布以及油水分離特性的影響規(guī)律，結(jié)果表明，利用CFD-PBM數(shù)值模擬方法可以準(zhǔn)確描述水力旋流器內(nèi)部油滴粒徑分布及變化特性。GONG H.F.等[17]提出一種高壓電場(chǎng)與旋轉(zhuǎn)離心場(chǎng)相結(jié)合的破乳脫水裝置，借助CFD-PBM模型探究了液滴動(dòng)力學(xué)特性對(duì)耦合電場(chǎng)和離心場(chǎng)的破乳脫水裝置分離性能的影響規(guī)律。LI C.J.等[18]采用均一離散法和非均一離散法求解PBM模型，討論了3種不同入口結(jié)構(gòu)對(duì)旋流器分離效率的影響規(guī)律。呂鳳霞等[19]采用群體平衡模型對(duì)旋流器內(nèi)的油水分離過程進(jìn)行模擬，得出了旋流器內(nèi)液滴的破碎和聚并分布規(guī)律。

已有研究充分說明旋流聚結(jié)技術(shù)在油水分離領(lǐng)域應(yīng)用的可行性及高效性，而合理的水力聚結(jié)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)以及對(duì)聚結(jié)器內(nèi)部流場(chǎng)特性和離散相動(dòng)力學(xué)行為的系統(tǒng)分析，尋求水力聚結(jié)與旋流分離技術(shù)間的最佳耦合方法及最優(yōu)工藝參數(shù)，是進(jìn)一步提升油水分離精度的重要研究方向。本文基于旋流分離原理，提出了一種新型水力聚結(jié)器結(jié)構(gòu)，采用PBM-DPM耦合的數(shù)值模擬方法對(duì)聚結(jié)器內(nèi)部流場(chǎng)分布特性及運(yùn)移動(dòng)力學(xué)行為開展分析，進(jìn)而掌握聚結(jié)器內(nèi)離散油滴的聚結(jié)特性及運(yùn)移規(guī)律，為進(jìn)一步揭示旋流聚結(jié)機(jī)理及設(shè)計(jì)出通過多場(chǎng)耦合作用提高油水分離性能的新型設(shè)備與方法提供思路。

1 工作原理及模型建立

水力聚結(jié)器主要由入口管、螺旋流道、聚結(jié)內(nèi)芯、錐管及出口管等部分組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。其中入口管直徑D為120 mm，入口管長(zhǎng)度L1為350 mm，錐段長(zhǎng)度L2為200 mm，出口管長(zhǎng)度L3為80 mm，出口管內(nèi)徑dw為60 mm，聚結(jié)內(nèi)芯底徑d為15 mm，流道角度α為36°，螺旋流道內(nèi)徑Rs為80 mm。其工作原理為：均勻分布的油水混合介質(zhì)由軸向入口進(jìn)入聚結(jié)器內(nèi)部，螺旋流道將液流的軸向運(yùn)動(dòng)逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榍邢蛐D(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，隨后液流開始做繞聚結(jié)內(nèi)芯的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，并整體在流體壓力作用下向聚結(jié)器出口方向運(yùn)移。在聚結(jié)腔中旋流場(chǎng)離心力作用下，輕質(zhì)油相在徑向上由邊壁向軸心移動(dòng)，至聚結(jié)內(nèi)芯表面后沿壁面做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，在此運(yùn)移過程中離散油滴間由于粒徑、位置及運(yùn)移時(shí)間等不同，在環(huán)形旋流場(chǎng)內(nèi)存在切向、徑向以及軸向的速度差，致使油滴間相互碰撞引發(fā)聚結(jié)。其中聚結(jié)內(nèi)芯可以使徑向速度較大的油滴減緩或停止徑向運(yùn)移，使后續(xù)的油滴與之發(fā)生徑向碰撞。錐管的作用是使液流受到軸向向入口方向的推力，延長(zhǎng)了油水兩相在場(chǎng)內(nèi)的停留時(shí)間而使油滴間充分聚結(jié)。出口連接旋流分離器，從出口處流出的液流呈現(xiàn)出油相在內(nèi)側(cè)、水相在外側(cè)的分布形態(tài)，同時(shí)油滴聚結(jié)呈大粒徑狀態(tài)，可縮短后端旋流分離器的分離時(shí)間，進(jìn)而提高油水分離效率。

圖1 水力聚結(jié)器結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of hydraulic coalescer

利用Gambit軟件并參照相關(guān)數(shù)據(jù)，完成聚結(jié)器流體域模型的建立，同時(shí)采用六面體及四面體雙結(jié)構(gòu)網(wǎng)格完成流體域模型的網(wǎng)格劃分。為更準(zhǔn)確地捕獲邊界特征，網(wǎng)格劃分過程中采用分段式局部加密處理方法，對(duì)入口腔、螺旋流道、錐段及出口管段進(jìn)行分段劃分，并對(duì)螺旋流道及壁面進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)結(jié)果顯示，流體域網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為423 600時(shí)，可在保障計(jì)算精度的條件下縮短計(jì)算時(shí)間，因此在數(shù)值計(jì)算時(shí)選用網(wǎng)格數(shù)量為423 600的流體域模型。流體域網(wǎng)格劃分情況如圖2所示。

圖2 聚結(jié)器流體域網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division of coalescer fluid domain

2 模擬方法及邊界條件

為了分析離散相油滴在聚結(jié)器內(nèi)的運(yùn)移軌跡，以及聚結(jié)器流場(chǎng)特性對(duì)油滴聚結(jié)的影響，采用PBM模型與多相流模型(Mixture)耦合方法，對(duì)聚結(jié)器內(nèi)油滴的粒度分布情況進(jìn)行分析，引入DPM模型，對(duì)油滴的運(yùn)動(dòng)軌跡以及運(yùn)動(dòng)過程中粒徑的變化規(guī)律進(jìn)行數(shù)值模擬分析。本文選用密度與原油相近的GL-5-85W-90重載荷車輛齒輪油(密度為850 kg/m3)作為試驗(yàn)用油，采用馬爾文流變儀測(cè)得25 ℃時(shí)試驗(yàn)用油的黏度值為1.03 Pa·s，模擬時(shí)設(shè)置油相物性參數(shù)與試驗(yàn)油品相同。水相黏度值為1.003 mPa·s，油相體積分?jǐn)?shù)為2%，入口油滴粒徑分布在0～50 μm，尺寸組數(shù)為10，油水間界面張力為0.003 7 N/m。入口邊界條件為速度入口(velocity)，設(shè)置入口進(jìn)液量為4.0 m3/h，出口為自由出口(outflow)。

選用雙精度壓力基準(zhǔn)算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計(jì)算模型為Reynolds應(yīng)力方程模型(reynolds stress model，RSM)，SIMPLEC算法用于進(jìn)行速度壓力耦合，動(dòng)量、湍動(dòng)能和湍流耗散率為二階迎風(fēng)離散格式，收斂精度設(shè)為10-6，壁面為不可滲漏，無滑移邊界條件。同時(shí)在模擬計(jì)算時(shí)選用文獻(xiàn)[20]提出的可用于描述液-液混合介質(zhì)的Luo破碎模型，以及用于描述聚結(jié)的湍流聚結(jié)模型。該模型基于連續(xù)相的湍流耗散率將油滴聚結(jié)過程簡(jiǎn)化為截留、碰撞及匯合3個(gè)過程，對(duì)于模擬油水兩相流具有較高的精度。

3 試驗(yàn)方法及工藝

為了驗(yàn)證水力聚結(jié)器結(jié)構(gòu)的可行性，采用圖3所示試驗(yàn)流程及工藝完成聚結(jié)性能測(cè)試。試驗(yàn)時(shí)，水相及油相分別儲(chǔ)存在水罐及油罐內(nèi)，水相由螺桿泵輸送，通過變頻器調(diào)節(jié)螺桿泵頻率實(shí)現(xiàn)進(jìn)液量控制。油相由計(jì)量柱塞泵增壓，通過調(diào)節(jié)計(jì)量標(biāo)尺控制柱塞泵供液量，進(jìn)而調(diào)節(jié)入口介質(zhì)含油體積分?jǐn)?shù)。水罐內(nèi)可實(shí)現(xiàn)溫度調(diào)節(jié)，保證恒定的介質(zhì)溫度。油水混合液通過靜態(tài)混合器實(shí)現(xiàn)均勻混合，靜態(tài)混合器后端連有浮子流量計(jì)及壓力表，可實(shí)現(xiàn)入口壓力及流量的實(shí)時(shí)觀測(cè)，被測(cè)量后的油水混合液進(jìn)入到試驗(yàn)樣機(jī)內(nèi)。經(jīng)聚結(jié)器聚結(jié)后的混合液循環(huán)至回收罐內(nèi)。在連接入口及出口的管線上分別裝有兩個(gè)取樣閥門，用來完成聚結(jié)前、后的取樣工作，通過馬爾文粒度儀對(duì)試驗(yàn)樣機(jī)的聚結(jié)性能進(jìn)行評(píng)估。試驗(yàn)時(shí)，加熱水罐內(nèi)溫度使介質(zhì)溫度穩(wěn)定在25 ℃，按照?qǐng)D3所示方式連接聚結(jié)器樣機(jī)，調(diào)節(jié)聚結(jié)器入口進(jìn)液量與數(shù)值模擬值相同，為了降低試驗(yàn)測(cè)量誤差，入口及出口分別取樣4組，每組樣液粒度分析時(shí)測(cè)量4次，取4次的粒度分布平均值作為最終測(cè)試結(jié)果。

圖3 試驗(yàn)流程及工藝Fig.3 Experimental process and facilities

4 結(jié)果及討論

4.1 聚結(jié)特性分析

數(shù)值模擬得出聚結(jié)器內(nèi)油相粒徑分布云圖以及聚結(jié)器出口處的油滴粒徑分布情況，如圖4所示。由圖4可以看出：在聚結(jié)器內(nèi)油滴在螺旋流道入口處粒徑逐漸增大，說明在此區(qū)域開始出現(xiàn)聚結(jié)現(xiàn)象；在進(jìn)入螺旋流道后至流道出口處油滴粒徑逐漸增大，但在油相運(yùn)動(dòng)到錐段內(nèi)時(shí)，油滴粒徑呈現(xiàn)出隨徑向半徑減小而逐漸增大的趨勢(shì)，同時(shí)在聚結(jié)器出口處聚結(jié)內(nèi)芯周圍的油滴粒徑較大，但在近壁處的油滴粒徑值較小。由聚結(jié)器出口處的油滴粒徑分布可以看出，模擬工況下入口粒徑0～50 μm的油滴經(jīng)聚結(jié)器后，油滴粒徑值分布在140～260 μm，呈現(xiàn)出明顯的聚結(jié)效果。

圖4 聚結(jié)器內(nèi)油滴粒徑分布情況Fig.4 Distribution of oil droplet size in coalescer

油相體積分?jǐn)?shù)直接決定著油滴間的碰撞概率，從而對(duì)油滴聚結(jié)性能產(chǎn)生影響。數(shù)值模擬得出聚結(jié)器內(nèi)油相體積分?jǐn)?shù)分布云圖，如圖5所示。由圖5可以看出，油相在進(jìn)入螺旋流道后逐漸向靠近軸心方向運(yùn)移，流出螺旋流道后油水兩相呈明顯的徑向分層狀態(tài)。對(duì)比3個(gè)分析截面上的油相分布可以發(fā)現(xiàn)，隨著混合介質(zhì)向出口方向運(yùn)移，聚結(jié)內(nèi)芯周圍的油相濃度逐漸升高。這是因?yàn)橐毫鹘?jīng)過螺旋流道后形成繞聚結(jié)內(nèi)芯的切向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，油相在離心力作用下逐漸向軸心運(yùn)移，至出口管段時(shí)大部分油相明顯聚集在聚結(jié)芯周圍，并呈油相在內(nèi)側(cè)、水相在外側(cè)的分層流狀態(tài)，最終由出口流出。上述模擬結(jié)果表明：聚結(jié)器一方面可以使油滴聚結(jié)，增大粒度分布；另一方面可以對(duì)油水分布狀態(tài)進(jìn)行重構(gòu)，為改善后端的旋流分離器油水分離性能提供有利條件。

圖5 聚結(jié)器軸向截面油相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.5 Cloud chart of oil phase volume factor distribution in the axial section of coalescer

4.2 湍流特性對(duì)油滴聚結(jié)的影響

湍動(dòng)能是衡量湍流混合能力的重要指標(biāo)，對(duì)于聚結(jié)器而言，湍動(dòng)能的大小決定著油滴間的碰撞強(qiáng)度及碰撞概率。聚結(jié)器內(nèi)湍動(dòng)能與油滴粒徑分布云圖對(duì)比如圖6所示。由圖6可以看出：在螺旋流道內(nèi)部、螺旋流道出口位置以及聚結(jié)內(nèi)芯的壁面處湍動(dòng)能值較大；相同徑向截面上在湍動(dòng)能較高的區(qū)域油滴粒徑值呈現(xiàn)出了降低趨勢(shì)。

圖6 湍動(dòng)能與油滴粒徑分布云圖對(duì)比Fig.6 Cloud chart comparison between turbulent kinetic energy and oil droplet size distribution

為了定量分析湍動(dòng)能對(duì)油滴粒徑分布的影響規(guī)律，對(duì)截面Ⅲ位置過軸心截線的湍動(dòng)能與油滴粒徑分布進(jìn)行對(duì)比，得出截面Ⅲ湍動(dòng)能與油滴粒徑分布情況，如圖7所示。由圖7可以看出：隨著徑向半徑的減小，湍動(dòng)能呈先降低、后升高的趨勢(shì)，當(dāng)湍動(dòng)能在小于0.2 m2/s2范圍內(nèi)變化時(shí)，隨著徑向半徑的減小，油滴粒徑持續(xù)增大。這是因?yàn)榱鲌?chǎng)對(duì)油滴的剪切作用力未達(dá)到油滴的破碎條件，但強(qiáng)湍流作用增加了油滴間的碰撞概率，使得該區(qū)域內(nèi)油滴粒徑逐漸增大，在靠近聚結(jié)芯的近壁處隨著湍動(dòng)能的急劇增加，流體對(duì)油滴顆粒剪切作用增強(qiáng)致使油滴發(fā)生破碎；當(dāng)湍動(dòng)能增大到0.2 m2/s2附近時(shí)，油滴粒徑達(dá)到最大，約為245 μm；當(dāng)湍動(dòng)能繼續(xù)增加，粒徑為245 μm的油滴無法承受強(qiáng)湍流作用而發(fā)生破碎，即此時(shí)的流場(chǎng)對(duì)油滴的剪切作用大于兩相間的界面張力，致使大粒徑油滴發(fā)生破碎現(xiàn)象。由上述分析可以發(fā)現(xiàn)，在聚結(jié)內(nèi)芯的近壁處出現(xiàn)了湍動(dòng)能急劇增加的現(xiàn)象。這是因?yàn)樵诮谔庰ば宰枘釡p少了切向速度脈動(dòng)，壁面也阻止了法向的速度脈動(dòng)，致使器壁附近時(shí)均速度梯度很大，湍流運(yùn)動(dòng)表現(xiàn)出了強(qiáng)烈的各向異性特征，從而也產(chǎn)生較大的雷諾切應(yīng)力。這說明在聚結(jié)內(nèi)芯的近壁處是離散相油滴發(fā)生聚結(jié)或破碎的主要區(qū)域，而在該區(qū)域內(nèi)發(fā)生聚結(jié)或破碎主要取決于運(yùn)移到該區(qū)域的油滴與連續(xù)相間的界面張力。同時(shí)也表明油滴粒徑越大，所能承受的流體剪切力的能力越小，且在聚結(jié)內(nèi)芯的近壁處油滴破碎現(xiàn)象明顯，這與文獻(xiàn)[12]所得結(jié)論相同。

圖7 截面Ⅲ位置湍動(dòng)能與油滴粒徑分布Fig.7 Turbulent kinetic energy and oil droplet size distribution in section III

4.3 油滴典型運(yùn)動(dòng)軌跡特性分析

聚結(jié)器旋流腔內(nèi)的速度分布直接影響到油水的徑向分層情況以及油滴的聚結(jié)性能。為了分析聚結(jié)器內(nèi)速度場(chǎng)分布情況，過截面I位置做過截面軸心的截線，得到該分析截線上的速度分布情況，如圖8所示。由圖8可以看出，該截面上3個(gè)方向的速度均呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢(shì)，數(shù)值上切向速度最大，軸向速度其次，而徑向速度最小。聚結(jié)器內(nèi)液流的切向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)是油水兩相發(fā)生徑向分層以及油滴間碰撞聚結(jié)的主要因素。通過圖8還可以看出，以最大切向速度值為分界面，可以將流場(chǎng)分為兩個(gè)不同的渦流區(qū)，即外部準(zhǔn)自由渦區(qū)及內(nèi)部準(zhǔn)強(qiáng)制渦區(qū)。在準(zhǔn)自由渦內(nèi)隨著徑向半徑的減小切向速度值逐漸增加，而在強(qiáng)制渦內(nèi)隨著半徑的減小切向速度值逐漸減小。

圖8 截面Ⅰ位置速度分布情況Fig.8 Velocity distribution in section I

為了對(duì)聚結(jié)器內(nèi)部油滴的運(yùn)動(dòng)特性開展研究，選取2種典型軌跡油滴作為研究對(duì)象。一種油滴軌跡是從螺旋流道流出后迅速向聚結(jié)內(nèi)芯靠攏，并在強(qiáng)制渦區(qū)繞聚結(jié)內(nèi)芯做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，最終在出口處貼近聚結(jié)內(nèi)芯排出，即內(nèi)渦區(qū)油滴。另一種油滴在運(yùn)動(dòng)過程中沿聚結(jié)器外壁在準(zhǔn)自由渦區(qū)做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，最終在聚結(jié)器靠近外壁區(qū)域排出，即外渦區(qū)油滴，2種典型油滴運(yùn)動(dòng)軌跡如圖9所示。其中軌跡云圖中的油滴軌跡線條粗細(xì)代表油滴的粒徑變化。

圖9 目標(biāo)油滴運(yùn)移軌跡Fig.9 Migration trajectory of target oil droplet

圖10為目標(biāo)油滴運(yùn)動(dòng)過程中的停留時(shí)間對(duì)比曲線。由圖10可以看出：目標(biāo)油滴在螺旋流道出口處開始發(fā)生分離，沿各自的軌道運(yùn)移，隨著軸向距離的增加停留時(shí)間均逐漸延長(zhǎng)，兩個(gè)油滴在進(jìn)入到錐段后，內(nèi)渦區(qū)的油滴停留時(shí)間明顯長(zhǎng)于外渦區(qū)的油滴；內(nèi)渦區(qū)油滴由聚結(jié)器入口運(yùn)動(dòng)到出口共用時(shí)0.371 s，明顯長(zhǎng)于外渦區(qū)油滴的0.342 s，這是因?yàn)樵趦?nèi)渦區(qū)內(nèi)油相體積分?jǐn)?shù)較高，油滴間的碰撞概率增大致使油滴粒徑明顯高于外渦區(qū)運(yùn)動(dòng)的油滴，而較大粒徑油滴在運(yùn)動(dòng)過程中受到流體阻力更大，致使運(yùn)動(dòng)速度減慢延長(zhǎng)了在聚結(jié)器內(nèi)的停留時(shí)間。

圖10 不同運(yùn)移軌跡油滴的停留時(shí)間Fig.10 Residence time of oil droplets with different migration trajectories

模擬得出不同軌跡的2種油滴合速度隨軸向位置的變化曲線，如圖11所示。由圖11可以看出2種油滴在聚結(jié)器內(nèi)不同位置的速度變化規(guī)律。油滴在聚結(jié)器內(nèi)首先在螺旋流道位置合速度值明顯升高，這是因?yàn)樵谌肟趬毫奥菪鞯澜Y(jié)構(gòu)的作用下，油滴由初始的軸向運(yùn)動(dòng)向切向運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)變，隨連續(xù)相介質(zhì)做高速的切向旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)。當(dāng)油滴軸向運(yùn)移出螺旋流道后，切向速度逐漸減弱，即出現(xiàn)了圖中的衰減現(xiàn)象。待油滴運(yùn)動(dòng)至出口附近時(shí)，由于聚結(jié)器過流面積逐漸減小致使油滴的軸向速度逐漸增大，即出現(xiàn)了合速度又略顯上升的趨勢(shì)。同時(shí)對(duì)比2種不同軌跡的油滴可以發(fā)現(xiàn)，外渦區(qū)油滴速度值在經(jīng)過衰減后始終高于內(nèi)渦區(qū)油滴的運(yùn)動(dòng)速度。這也進(jìn)一步說明了外旋流油滴在聚結(jié)器內(nèi)停留時(shí)間較短的原因。

圖11 不同運(yùn)移軌跡油滴速度隨軸向位置的變化曲線Fig.11 Variation of oil droplet velocity with the axial position in different migration trajectories

4.4 聚結(jié)性能試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)得出聚結(jié)器入口油相體積分?jǐn)?shù)為2.0%、入口進(jìn)液量為4.0 m3/h時(shí)，聚結(jié)器入口與出口油滴粒徑分布對(duì)比情況如圖12所示。由圖12可以看出，聚結(jié)器入口油滴粒徑分布在0～200 μm范圍內(nèi)，粒徑均值為92 μm，經(jīng)聚結(jié)器聚結(jié)后油滴粒徑分布在0～700 μm，呈現(xiàn)出了明顯的增大趨勢(shì)。通過對(duì)比出口及入口的粒度分布可以發(fā)現(xiàn)，聚結(jié)器出口處0～100 μm范圍內(nèi)的油滴體積分?jǐn)?shù)明顯降低，粒徑分布峰值出現(xiàn)在200～300 μm范圍內(nèi)，聚結(jié)后粒徑均值為298 μm，4組試驗(yàn)結(jié)果均出現(xiàn)了相同的粒徑增大趨勢(shì)，充分驗(yàn)證了聚結(jié)器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性及聚結(jié)性能的高效性。

圖12 聚結(jié)器出口與入口粒徑對(duì)比Fig.12 Comparison of oil droplet size between inlet and outlet

5 結(jié) 論

(1)聚結(jié)器內(nèi)油滴聚結(jié)破碎特性受油相體積分?jǐn)?shù)及湍動(dòng)能分布的影響，油相體積分?jǐn)?shù)較高的區(qū)域油滴粒徑值較大，但由于在螺旋流道及聚結(jié)內(nèi)芯等近壁區(qū)域湍動(dòng)能較大，致使油滴發(fā)生破碎，模擬結(jié)果顯示，當(dāng)湍動(dòng)能在小于0.2 m2/s2范圍內(nèi)增加時(shí)，可增強(qiáng)油滴間的聚結(jié)，當(dāng)湍動(dòng)能大于0.2 m2/s2時(shí)，粒徑為245 μm的油滴發(fā)生破碎。

(2)聚結(jié)器旋流腔內(nèi)呈外部為準(zhǔn)自由渦、內(nèi)部為準(zhǔn)強(qiáng)制渦的復(fù)合渦分布，內(nèi)渦區(qū)的油滴聚結(jié)現(xiàn)象較外渦區(qū)明顯，內(nèi)渦區(qū)內(nèi)油滴由入口運(yùn)動(dòng)到出口用時(shí)約0.371 s，明顯高于外渦區(qū)油滴的0.342 s，受粒徑變化的影響，內(nèi)渦區(qū)運(yùn)動(dòng)的油滴較外渦區(qū)油滴具有更大的速度衰減。

(3)水力聚結(jié)器可以實(shí)現(xiàn)油水兩相介質(zhì)的徑向分層，也可明顯增大油滴粒徑。試驗(yàn)結(jié)果表明，在含油體積分?jǐn)?shù)為2%、入口進(jìn)液量為4.0 m3/h時(shí)，可將入口粒徑值分布在0～200 μm的油滴增大到0～700 μm，粒徑均值由92 μm增大到298 μm。