柱錐式氣液旋流器的數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證

楊 蕊，肖迎松，張 磊，朱寶錦，呂 超，趙 盎

（1.東北石油大學(xué) 機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江大慶 163318；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，黑龍江大慶 163318）

0 引言

氣液旋流分離器因結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、處理量大和可持續(xù)運(yùn)轉(zhuǎn)等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于化工、石油天然氣、航空航天、環(huán)境保護(hù)、熱力系統(tǒng)等領(lǐng)域［1-4］。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)旋流器內(nèi)氣泡進(jìn)行了研究。CASIDY等［5-6］認(rèn)為旋流場(chǎng)中旋流強(qiáng)度越大，水對(duì)氣泡的剪切破裂作用越強(qiáng)，生成的氣泡直徑越小。ERDAL 等［7-9］運(yùn)用氣泡軌跡模型探究了氣泡尺寸、長(zhǎng)徑比、液相黏度、雷諾數(shù)和入口速度等對(duì)氣泡攜帶的影響。金向紅等［10-12］采用RSM 和離散相模型（DPM）對(duì)4 種排氣管結(jié)構(gòu)的軸流導(dǎo)葉式氣液旋流分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬，并優(yōu)選出了最佳排氣管結(jié)構(gòu)。趙文君等［13-14］運(yùn)用Mixture model和RSM 模型分析了氣泡直徑對(duì)氣液旋流分離器的影響。由于旋流器內(nèi)部流場(chǎng)的復(fù)雜性，使氣相介質(zhì)的聚并破碎研究起來較為困難，而粒徑大小的分布對(duì)分離性能有重要影響，因此，本文采用數(shù)值模擬與試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法，探究不同工況條件下旋流器內(nèi)壓力場(chǎng)、濃度場(chǎng)、氣泡粒徑分布的影響，為預(yù)測(cè)氣液旋流器的分離性能提供一定的理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)對(duì)象及主要結(jié)構(gòu)

氣液旋流分離器的計(jì)算域如圖1 所示。旋流器主體為柱錐式，入口為15 mm×5 mm 的矩形雙切向入口，標(biāo)準(zhǔn)工況下處理量為3.6 m3/h，含氣率為30%，入口速度為6.7 m/s。制約氣液旋流分離器分離性能的重要因素包括氣相帶液（Liquid Carry-over，簡(jiǎn)稱LCO）和液相帶氣（Gas Carryunder，簡(jiǎn)稱GCU），其中LCO 的程度越高，液相被氣流攜帶從氣相出口逃逸的現(xiàn)象越嚴(yán)重，GCU的程度越高，氣相隨著液流從液相出口逃逸的現(xiàn)象就越嚴(yán)重，這兩種情況均對(duì)整個(gè)氣液旋流分離器的分離效率產(chǎn)生不利影響。

圖1 柱錐式氣液旋流分離器的計(jì)算域Fig.1 Computational domain of the cyclone

柱錐式氣液旋流分離器的主要結(jié)構(gòu)及尺寸如圖2 所示及見表1。

表1 柱錐式氣液旋流分離器的尺寸Tab.1 Size of cyclone separator mm

圖2 柱錐式氣液旋流分離器的主要結(jié)構(gòu)Fig.2 The structure of the cyclone separator

2 網(wǎng)格劃分及模型選取

網(wǎng)格劃分如圖3 所示，網(wǎng)格形式采用六面體網(wǎng)格，并對(duì)底錐位置進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。底流口的質(zhì)量流率隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加而降低，下降趨勢(shì)在網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到400 362 個(gè)后穩(wěn)定，網(wǎng)格質(zhì)量均分布在95%以上，滿足仿真模擬計(jì)算的要求。

圖3 柱錐式氣液旋流分離器網(wǎng)格劃分Fig.3 Cyclone mesh division

利用雷諾應(yīng)力模型（RSM）和PBM 模型對(duì)旋流場(chǎng)內(nèi)氣泡的粒徑分布及流場(chǎng)特性進(jìn)行模擬，聚并破碎模型采用LUO［15-16］，離散格式使用QUICK格式。

3 介質(zhì)物性參數(shù)及邊界條件

氣液兩相分別為空氣和水，空氣密度為1.225 kg/m3，黏度為1.789 4×10-5Pa·s，水相密度為998.2 kg/m3，黏度為0.001 003 Pa·s。分離器的入口速度為6.7 m/s，湍流強(qiáng)度為5%，水力直徑為15 mm，連續(xù)相為水，離散相為空氣，氣泡粒子群尺寸分布見表2，溢流分流比設(shè)為60%，含氣率為主相的30%。

表2 入射氣泡粒徑及含量Tab.2 Incident bubble size and content

4 試驗(yàn)系統(tǒng)及方法

試驗(yàn)流程如圖4 所示，完成旋流器同試驗(yàn)管路及各儀器的電路連接，調(diào)整高速攝像機(jī)的位置使其高度與觀測(cè)區(qū)域平齊，鏡頭垂直于觀測(cè)位置，并調(diào)整補(bǔ)光燈至CDU 面板上顯示清晰圖像。為了使室內(nèi)試驗(yàn)接近實(shí)際工況，氣液混合只能在泵后進(jìn)行，氣液兩相的流量及狀態(tài)會(huì)實(shí)時(shí)發(fā)生各種變化，所以并未在旋流器入口處設(shè)置氣液混合器。試驗(yàn)開始時(shí)，開啟螺桿式空氣壓縮機(jī)，氣相逐漸填滿壓力容器，通過查看并調(diào)控氣體流量計(jì)和控制閥門進(jìn)入氣液旋流分離器的氣相流量，螺桿泵從水罐抽取液相水，進(jìn)入氣液旋流分離器后，氣相絕大部分通過溢流管路進(jìn)入廢液池，液相絕大部分通過底流管路重新流回水罐。同時(shí)，通過PC 主控制器控制變頻器，進(jìn)而控制螺桿泵的輸出功率使氣液旋流分離器入口速度改變，利用浮子流量計(jì)及控制閥門調(diào)控入口流量。

圖4 高速攝像試驗(yàn)系統(tǒng)流程Fig.4 High-speed camera test system

調(diào)整至所需試驗(yàn)條件并且等待流場(chǎng)較為穩(wěn)定后，配合補(bǔ)光燈調(diào)整幀速率為200 幀/s，按動(dòng)CDU 上的Record 鍵進(jìn)行錄制并保存。改變?cè)囼?yàn)工況，按照相同步驟錄制，得到不同工況下的錐段流場(chǎng)圖。

5 結(jié)果與討論

5.1 模擬結(jié)果與討論

5.1.1 入口速度和含氣率對(duì)旋流器壓力場(chǎng)的影響隨著內(nèi)、外旋流場(chǎng)的區(qū)分，逐漸形成近壁面壓力大，軸心處壓力小的整體徑向壓力分布和靠近入口壓力大，遠(yuǎn)離出口壓力小的整體軸向壓力分布。由于入口附近混合相流體的強(qiáng)旋流，氣相在靠近溢流管的位置形成負(fù)壓，在旋流器下端正壓力的共同作用下形成軸向向上的舉升力，將氣相舉升至溢流口。軸向位置上的壓力降及同水平徑向位置的壓力差與分離性能有重要關(guān)系，如圖5 所示。隨著入口速度的升高，旋流器中段軸心位置壓力提升幅度較小，近壁面位置的壓力提升明顯，即入口速度每提升1 m/s，30%含氣率徑向壓力差平均提升700 Pa，45%含氣率平均提升400 Pa，60%含氣率平均提升250 Pa。入口速度的升高使得底錐附近位置的壓力提升幅度在28%～45%之間，在30%含氣時(shí)軸向壓力降提升幅度最大，分別為277，216 Pa。軸向壓力差影響氣相向溢流口位置的運(yùn)移，軸向壓力差的升高能改善LCO 現(xiàn)象，改善分離性能。

圖5 不同工況下的壓力場(chǎng)Fig.5 Pressure field under different working conditions

隨著含氣率的提升，溢流管下端的壓力逐漸提高，且僅在30%含氣條件下壓力為負(fù)。含氣率每提升15%，徑向壓差隨著速度升高分別平均降低427，690，924.5 Pa。徑向位置壓力差的不足會(huì)影響氣相向軸心處的運(yùn)移，導(dǎo)致GCU 現(xiàn)象加重。

5.1.2 入口速度和含氣率對(duì)旋流器氣相濃度場(chǎng)的影響

不同工況下氣相體積分?jǐn)?shù)如圖6 所示。入口速度的升高，增大了溢流管內(nèi)的氣相體積分?jǐn)?shù)。近壁位置低含氣體積分?jǐn)?shù)區(qū)域面積增大明顯，底流管位置處氣相體積分?jǐn)?shù)隨著入口速度的增加而降低，減弱了GCU 現(xiàn)象，對(duì)分離性能的提高有利。含氣率從30%～60%的升高過程中，氣核尺寸與分布面積也隨之上升，且溢流管下端聚集的體積分?jǐn)?shù)從57%提升至80%以上，氣相介質(zhì)逐漸將溢流管充滿，減弱了LCO 現(xiàn)象。同時(shí)，高含氣率增大了底流管位置處的氣相體積分?jǐn)?shù)，從而使GCU 現(xiàn)象嚴(yán)重。

圖6 在不同工況下的氣相體積分?jǐn)?shù)Fig.6 Gas phase volume fraction under different conditions

5.1.3 入口速度和含氣率對(duì)氣泡粒徑分布的影響

在不同工況下的10 mm 氣泡粒徑分布如圖7所示，10 mm 粒徑氣泡雖然占入口氣泡粒徑僅為5%，在軸心處聚集占旋流器整體高達(dá)86%。入口速度的提升使10mm 粒徑氣泡在旋流器軸心處氣核位置更為聚攏，降低了溢流管內(nèi)部整體氣泡粒徑分布。旋流器內(nèi)壁氣泡的體積分?jǐn)?shù)下降，軸心到內(nèi)壁的氣泡粒徑差上升。底錐頂端附近位置被10 mm 氣泡覆蓋。

圖7 在不同工況下的10 mm 氣泡粒徑分布Fig.7 Particle size distribution of 10 mm bubbles

含氣率的提升使10 mm 粒徑大小氣泡在軸心處氣核被撕裂，并在60%含氣率時(shí)形成倒三角狀的低體積分?jǐn)?shù)區(qū)，軸心處無法形成內(nèi)聚性較強(qiáng)的、形態(tài)穩(wěn)定的氣核。軸心部位的氣核及高體積分?jǐn)?shù)區(qū)域位置整體位置下移，體積分?jǐn)?shù)最高下降了14%，且分散程度更加嚴(yán)重。體積分?jǐn)?shù)占比較大的區(qū)域在錐段的中上位置。底流口位置大粒徑氣泡的體積分?jǐn)?shù)無減弱趨勢(shì)，甚至遠(yuǎn)高于溢流管內(nèi)的氣泡，大粒徑氣泡更多地從底流口逃逸，這對(duì)旋流器整體的分離效率產(chǎn)生不利的影響。

在不同工況下的6.35 mm 粒徑氣泡分布的影響如圖8 所示。6.35 mm 粒徑氣泡分布最廣的位置在溢流管與柱錐壁面區(qū)域，占比為35%。入口速度的提升造成6.35 mm 粒徑氣泡在整個(gè)旋流器的內(nèi)壁分布面積變大，使得靠近軸心位置的分布減小，含氣率的提升使6.35 mm 粒徑氣泡在旋流場(chǎng)內(nèi)整體分布含量均有了明顯提升。

圖8 在不同工況下6.35 mm 氣泡粒徑分布Fig.8 Particle size distribution of 6.35 mm bubbles

氣核部分大粒徑氣泡的分布減小，氣核的內(nèi)聚性顯著降低，錐段軸心位置的體積分?jǐn)?shù)下降明顯。含氣率的上升對(duì)氣核的形態(tài)產(chǎn)生直接的影響，使氣核的穩(wěn)定性變差，內(nèi)聚力損失，對(duì)其產(chǎn)生不利影響。

在不同工況下的4 mm 氣泡粒徑分布如圖9所示，占比為30%的4 mm 粒徑氣泡進(jìn)入旋流器后，在入口處形成了類似五角星形的較高濃度區(qū)，星形內(nèi)部體積分?jǐn)?shù)高于25%，外部低于25%，此粒徑在軸心氣核位置的分布僅為2%，在底錐處氣相體積分?jǐn)?shù)分布為33%。該尺寸氣泡在底錐區(qū)域的高濃度分布嚴(yán)重制約著分離效率。

圖9 在不同工況下4 mm 氣泡粒徑分布Fig.9 Particle size distribution of 4 mm bubbles

入口速度的提升使4 mm 粒徑氣泡的星形區(qū)域含量及區(qū)域面積降低，“星形”區(qū)域逐漸被破壞，氣核的內(nèi)聚性降低，并對(duì)下半氣核邊緣產(chǎn)生侵蝕，邊界遭到明顯的破壞。

隨著含氣率的升高使軸心氣核更加紊亂，此粒徑氣泡多分布在錐段與底流管連接內(nèi)壁位置。4 mm 粒徑氣泡在溢流管內(nèi)體積分?jǐn)?shù)有所上升，底流管內(nèi)此粒徑氣泡體積分?jǐn)?shù)增加。

5.2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

不同含氣率及入口速度工況下的氣核形態(tài)，如圖10 所示。在含氣率從30%提升至60%的過程中，由于入口含氣量的增加，軸心處氣核截面半徑從1.5 mm 提升至2.5～3.0 mm，同時(shí)軸心處聚集的氣核整體向底錐延伸，直至60%含氣條件時(shí)的完全覆蓋。隨著入口速度的增大，氣核截面半徑有所降低，且軸向速度隨之增大，使氣核整體向溢流口方向移動(dòng)。隨著含氣率的增大，入口速度的提升對(duì)氣核截面半徑和氣核長(zhǎng)度的影響變得不明顯。較高含氣率條件下繼續(xù)保持相同的入口速度而導(dǎo)致流場(chǎng)強(qiáng)度不足，此時(shí)大量大粒徑氣泡從底流口流出，GCU 現(xiàn)象嚴(yán)重，嚴(yán)重影響分離效率。

圖10 不同工況下的氣泡分布Fig.10 Bubble distribution under different working conditions

5.3 試驗(yàn)的分離效率

不同入口速度和含氣率條件下的試驗(yàn)分離效率如圖11 所示，隨著含氣率的上升，分離效率的試驗(yàn)值都發(fā)生不同程度的下降，在一定含氣率范圍內(nèi)，含氣率的變化對(duì)試驗(yàn)效率影響是非線性的。當(dāng)含氣率從30%升至45%，試驗(yàn)分離效率下降幅度較大。不同入口速度時(shí)試驗(yàn)效率分別下降了14.4%，16.3%和19.3%。入口速度升高時(shí)，分離效率的試驗(yàn)值都呈上升趨勢(shì)。入口速度每升高1 m/s，不同含氣率條件下的試驗(yàn)效率分別提升4.15%，1.70%和0.95%。柱錐式氣液旋流分離器的高效分離工況的入口速度為7.7 m/s，含氣率為30%，此工況下試驗(yàn)分離效率為98.2%。若繼續(xù)提高入口速度，試驗(yàn)的分離效率仍有進(jìn)一步提升的可能性。

圖11 含氣率和入口速度對(duì)分離效率的影響Fig.11 Effect of gas content and inlet velocity on separation efficiency

6 結(jié)論

（1）入口速度升高使得底錐附近壓力提升28%～45%，旋流器內(nèi)軸向壓力差升高，并且溢流管內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)隨之升高，改善LCO 現(xiàn)象。含氣率升高使得徑向壓力差降低，過高的含氣率增大底流管內(nèi)氣相體積分?jǐn)?shù)，加重GCU 現(xiàn)象，從而降低分離性能。

（2）入口速度的升高使10 mm 粒徑氣泡在軸心處的氣核聚集性更高，擴(kuò)大了氣核周圍6.35 mm氣泡的分布面積。含氣率的提升使得軸心位置10 mm 粒徑氣泡被撕裂，大粒徑氣泡從底流口逃逸，嚴(yán)重影響分離性能。

（3）隨著含氣率的升高，分離效率的試驗(yàn)值發(fā)生不同程度的下降。入口速度升高時(shí)，分離效率的試驗(yàn)值都呈上升趨勢(shì)。得出柱錐式氣液旋流分離器的最佳適用工況是入口速度為7.7 m/s 和含氣率30%，此時(shí)的試驗(yàn)效率為98.24%。