无节流器轴流旋风气液分离器性能研究

栾一刚, 王 松, 孙海鸥, 王忠义

(哈尔滨工程大学 动力与能源工程学院,哈尔滨150001)

符号说明:

τij——黏性应力张量,kg/(m·s2)

ρ—— 密度,kg/m3

ui—— 速度分量,m/s

p—— 压力,Pa

e——单位质量的内能,J

K——导热系数,W/(m·℃)

T—— 温度,K

μ—— 动力黏性系数,Pa·s

μT—— 涡旋黏性系数,Pa·s

k—— 湍动能,m2/s2

ε——湍流耗散率,m2/s3

L——进口段的特征长度,周期性边界条件

下标

i,j=1、2、3

新型轴流旋风气液分离器是在传统工业用旋风分离器基础上经改良而来的.图1为常见旋风分离器的几种结构.旋风分离器结构形式多种多样,但分离原理却是一样的,气流受到边界影响强制改变方向产生旋涡运动,颗粒在离心力作用下被壁面捕获而达到分离的目的[1].

图1 常见旋风分离器的结构Fig.1 Structure of traditional cyclone separators

图2为轴流旋风气液分离器的结构示意图.轴流旋风气液分离器也是一种惯性分离器,由若干叶片均匀分布在叶轴周围形成叶轮后装入外筒内,后端有出气喇叭口和3个疏水口.当气流流经旋风叶片时,气流产生旋转,空气中的液滴由于离心力作用向壁面运动,大部分液滴被凝聚到壁面形成水滴,从出水口流出,从而达到气、液分离的目的.王忠义等[2]利用数值模拟与试验相结合的方法研究了叶轴形状对带有节流器的旋风分离器性能的影响.节流器是产生阻力损失的主要部件之一,笔者对其进行了改进,因而改变了分离器件的阻力特性.图3为无节流器旋风气液分离器的结构示意图.从图3可知:去除原分离器中的节流器,将外壁从中间断开,以保证每个分离器单元的轴向尺寸不改变,而仅改变外壁面开槽尺寸的方式进行有效除掉分离的液体.本文所研究的旋风分离器外壁开槽尺寸分别为30 mm、40 mm和50 mm.

图2 轴流旋风气液分离器结构示意图Fig.2 Schematic of an axial-flow gas-liquid cyclone separator

图3 无节流器旋风气液分离器结构示意图Fig.3 Schematic of an axial-flow gas-liquid cyclone separator without throttleer

1 数值方法

1.1 数学模型

采用Boussinesq涡旋黏性假设,忽略质量力的可压缩黏性气体的Navier-Stokes方程组为[3-4]:连续方程

动量方程

能量方程

状态方程

其中

以k-ε湍流模型模拟涡旋黏性系数,则湍动能k及其耗散率ε的一般表达式为:

当忽略重力影响时,决定于浮力的湍流生成Gb为零,则式(6)和式(7)变为:

决定于平均速度梯度的湍动能生成为:

式中:S≡ 2SijSij为平均应变率张量的模.平均应变率张量由下式给出

由Sarkar建议的模拟可压缩湍流脉动膨胀对总体耗散率的贡献的表达式为:

其中的湍流马赫数定义为:

涡旋黏性系数的表达式为:

由B.E.Launder和D.B.Spalding给出的关于常数C1ε、C2ε、Cμ,以及k和 ε的湍流普朗特数σk和σε的值分别为:C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3。

1.2 计算域模型与网格生成

本文根据旋风气液分离器物理模型并考虑了流场计算合理性,建立了计算域模型.图4为旋风分离器模型计算域示意图.考虑到旋风气液分离器内部流动的复杂性,对叶轴、叶片和出气口等结构复杂部位采取局部加密的非结构化网格,而对进口及出口结构整齐处则采用结构化网格,尽可能使网格方向与流动方向重合.图5为采用结构化与非结构化网格相结合的旋风分离器的计算域网格.

图4 旋风分离器模型的计算域示意图Fig.4 Schematic of the calculation domain

图5 结构化与非结构化网格相结合的计算域网格Fig.5 Structured&unstructured grid division of the calculation domain

1.3 边界条件

进、出口及壁面边界条件给定如下[5-6].

进口:进气压力为101 325 Pa,进气温度为300 K,法向气流方向.

出口:压力出口,调整至所需流量值.固壁:绝热,无滑移.

进口处湍流动能k按下式得到:

湍流耗散率ε为:

2 数值模拟结果

从上面的计算获得了不同进气流量下的无节流器轴流旋风气液分离器内部流场.为了较详细地观察和分析旋风气液分离器内部的流动特性,笔者分别给出了环带尺寸为30 mm、流量为0.17 kg/s时不同截面及全流场的轴流旋风气液分离器叶片处的截面速度矢量图(图6),轴流旋风气液分离器出口处的截面速度矢量图(图7)及速度表征的全流场流线分布图(图8).

图6 轴流旋风气液分离器叶片处的截面速度矢量图Fig.6 Velocity vectors on blade section of cyclone separator

图7 轴流旋风气液分离器出口处的截面速度矢量图Fig.7 Velocity vectorsat outlet of cyclone separator

图8 速度表征的全流场流线分布图Fig.8 Velocity distribution over the whole flow field

从图6～图8可看出:流体流经旋风分离器后,在旋风叶片的强制作用下,发生强烈旋转.正是这种旋流运动,使空气中含有的小液滴在旋转气流携带下向壁面运动,从而被外壁面捕捉收集而由开口疏水槽带走,达到气液分离的目的.适当控制气流的旋转强度,在保证一定总压损失的工况下,就能实现气液两相流体的高效分离.此外,在疏水环带处,气流呈强烈旋流状态,部分气体从疏水环带处流出,有利于及时带走壁面所捕集到的液滴颗粒.

图9为中截面总压等值线分布,图10为中截面静压等值线分布,图11为全流场总压分布.从图9～图11可知:沿流程,无论是总压还是静压均明显降低,压力梯度较大的部分主要在叶片进口及叶轴后壁面到中心线的流场,中心线处的压力明显低于四周,该处为压力损失的主要原因.

图9 中截面总压等值线分布Fig.9 Contour of total pressure on midd le cross section

图10 中截面静压等值线分布Fig.10 Contour of static pressure on middle cross section

图11 全流场总压分布Fig.11 Contour of total pressure over the whole flow field

图12为分离器出口处的速度分布.从图12可看出:气流流出旋风气液分离器后,切向速度与轴向速度均为对称分布的结构,速度分布由旋转中心到旋风外壁面之间在某一半径内的速度值与半径成正比,超出这个半径范围,速度值与半径成反比,表明旋风气液分离器内部的流场符合兰金涡运动规律[7].

图12 分离器出口处的速度分布Fig.12 Velocity distribution at outlet of cyclone separator

3 试验与结果分析

笔者取旋风气液分离器外壁开槽尺寸分别为30 mm、40 mm和50 mm,并将其制成试验模型.图13为模型照片.在专用风洞上分别进行了气液分离器模型试验,无节流器轴流旋风气液分离器模型试验包括阻力性能和分离效率性能的测试.

3.1 阻力特性

图13 试验模型照片Fig.13 Photo of the experimental model

阻力特性是表征气液分离器性能的一个重要指标,它代表分离器的能耗高低.将气液分离器模型试验件安装在风洞试验段上,启动风机,将流量调节阀调至所需流量.在风机稳定工作后,即可通过U型管压力计测量该运行工况下分离器的压力损失值.表1、表2和表3分别为外壁开槽尺寸为30 mm、40 mm和50 mm时旋风气液分离器的阻力特性.

表1 外壁开槽尺寸为30 mm时旋风气液分离器的阻力特性(p=99.700 kPa、T=18.2℃)Tab.1 Resistance characteristics of the separator for a spacing belt of 30 mm(p=99.700 kPa、T=18.2℃)

表2 外壁开槽尺寸为40 mm时旋风气液分离器的阻力特性(p=99.700 kPa、T=18.2℃)Tab.2 Resistance characteristics of the separator for a spacing belt of 40 mm(p=99.700 kPa、T=18.2℃)

表3 外壁开槽尺寸为50 mm时旋风气液分离器的阻力特性(p=99.700 kPa、T=18.2℃)Tab.3 Resistance characteristics of the separator for a spacing belt of 50 mm(p=99.700 kPa、T=18.2℃)

图14为试验测得的不同开槽尺寸旋风气液分离器的阻力特性曲线.从图14可知:开槽尺寸对旋风气液分离器的阻力特性影响不大.图15为外壁环带间隙为30 mm时计算与试验阻力特性的比较.从图15可知:数值计算获得的阻力特性曲线与试验中测得的阻力特性曲线基本重合,说明该数值计算方法在获取旋风气液分离器阻力特性方面具有较高的精度.

3.2 效率特性

图14 试验测得的不同开槽尺寸旋风气液分离器的阻力特性曲线Fig.14 Resistance characteristics of the cyclone separator with different-sized spacing belts

在测量无节流器旋风气液分离器效率特性时,为了便于分离效率的分析,笔者在分离器入口处雾化一定浓度的盐溶液,通过分析分离器进、出口空气中所含盐分的浓度来确定气液分离器的分离效率.图16为分离效率特性试验装置的现场照片.本文利用专门的喷雾装置雾化一定浓度的盐水溶液,在分离器进口处形成均匀的气溶胶体系,通过测量气液分离器进、出口空气中的含盐量计算分离效率.每次对采样溶液进行两次测量,取平均值,通过计算可获得分离器的液滴分离效率.表4、表5分别为入口平均速度是3 m/s和4 m/s时无节流器旋风气液分离器的分离效率.从表4和表5可知,外壁开槽尺寸对气液分离效率的影响较大:在相同的入口平均流速条件下,随着外壁开槽尺寸的增加,平均气液分离效率略有下降.在入口气流平均速度为3 m/s与4 m/s的工况下,当外壁开槽尺寸为30 mm时,其平均分离效率分别为97.6%和98.9%.在相同的外壁开槽尺寸工况下,入口气流速度为4 m/s时,分离效率较高.

图15 外壁环带间隙为30 mm时计算与试验阻力特性的比较Fig.15 Comparison of resistance characteristics between calculated and experimental results for separators with spacing belt of 30 mm

图16 分离效率试验的现场图片Fig.16 Experimental setup for separation efficiency

4 结 论

(1)采用数值模拟方法计算获得的无节流器轴流旋风气液分离器的阻力特性曲线与试验值吻合良好,证明了所采用的数值方法在无节流器旋风气液分离器阻力特性预测方面的可行性及准确性.

表4 入口平均速度为3 m/s时无节流器旋风气液分离器的分离效率(p=99.560 k Pa、T=20.5℃)Tab.4 Separation efficiency of cyclone separator with inlet velocity of 3 m/s(p=99.560 kPa、T=20.5℃)

表5 入口平均速度为4 m/s时无节流器旋风气液分离器的分离效率(p=99.560 k Pa、T=20.5℃)Tab.5 Separation efficiency of cyclone separator with inlet velocity of 4 m/s(p=99.560 k Pa、T=20.5℃)

(2)数值计算与试验研究表明:无节流器轴流旋风气液分离器的阻力特性与外壁开槽尺寸关系不大,不同开槽尺寸的阻力特性相近,试验中研究的两种工况下壁面开槽尺寸为30 mm时的平均分离效率最高,均在97.3%以上.

[1] 郭锦程.两级疏水旋风子阻力与效率性能研究[D].哈尔滨:哈尔滨工程大学动力与核能工程学院,2006.

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