三相卧螺离心机油水分离的CFD分析

2017-03-21肖泽仪

流体机械 2017年6期

姜杰，温冬，肖泽仪

（四川大学，四川成都 610065）

1 前言

三相卧式螺旋卸料沉降离心机利用液－液－固三相的密度差异以及两相液体的互不相溶，通过高速离心作用对三相混合物进行有效分离，具有自动、连续操作以及分离效率高等特点，广泛应用于轻工、化工、冶金、医药和食品等工业部门中［1，2］，如炼油厂含油废水的处理和食用橄榄油的分离等［3，4］。

目前，CFD技术的发展为离心机流场的研究开辟了新的方向［5］。朱国瑞等对分离高密度聚乙烯（HDPE）的离心机进行固液两相模拟，对离心机的分离效率进行了分析，得到的结果与试验值较为接近［6］。杨德武采用CFD技术以石油开采中的罐底油为研究对象，模拟了油－水－渣三相在离心力场中的分离过程［7］。赵志国对碟式离心机进行二维数值模拟，得到了油－水－固三相稳态时内部流场的分布规律。迄今为止，针对三相卧螺离心机的内部流场研究报道较少［8］。因此，本文利用CFD技术对分离含油废水的三相卧螺离心机油－水两相进行数值模拟，进一步分析三相卧螺离心机内部流场以及离心机油水分离效率，确定排水孔宽度以及油相溢流口轴向宽度对离心机油水分离效率的影响，为三相卧螺离心机的理论设计与研究提供依据。

2 物理模型

2.1 三相卧螺离心机原理

图1为三相卧螺离心机转鼓横截面示意。含油废水经进料管进入螺旋内筒，在螺旋内筒短暂的预加速后进入离心机转鼓。在转鼓和螺旋叶片的作用下，固体颗粒沉降在转鼓壁上经螺旋叶片推动从固相出口排出。互不相溶的两液相由于密度不同所受离心力不同在转鼓内形成分层，油相（轻相）直接经溢流堰排出，水相（重相）从底部绕过重相挡液板经排水孔排出。

2.2 模型简化

由于三相卧螺离心机转鼓内流动复杂且涉及多相分离，FLUENT计算尤为困难。因此依据三相卧螺离心机转鼓的实际结构和流体流动方式对转鼓进行模型简化，基于对分离行为有重要影响的结构来建立物理模型。对物理模型有如下描述：

（1）含油废水的液相分离和固相沉降主要发生在离心机转鼓柱段，因此只考虑柱段对分离的影响。本文只模拟油水两相分离，且含油废水中含固量较低，不考虑固体出口对模型的影响。

（2）含油废水在螺旋内筒预加速后径向进入转鼓，因此具有周向速度和径向速度，由于径向速度对含油废水的分离影响很小，因此简化为从转鼓锥－柱连接处轴向进入转鼓，且考虑螺旋内筒对含油废水预加速的周向速度。

（3）螺旋叶片中存在连续（锥段）和非连续（柱段）的区域，含油废水主要是穿过螺旋叶片的非连续区域作轴向运动，在此过程中螺旋叶片带动废水作周向运动并使其翻堰。螺旋叶片与转鼓存在间隙和差转速，因此把螺旋叶片简化成与转鼓壁存在一定间隙的间隔挡板，并具有不同的转速。

（4）轻相溢流口处有较大的轴向宽度，会极大的影响流体在此处的翻堰流动行为，故不能忽略而作为薄壁来考虑。

简化后的模型可以从三维转化为二维轴对称旋转模型，简化物理模型如图2所示。

3 数值模拟

3.1 多相流和湍流模型

本文采用Mixture模型进行油水分离数值模拟，该模型采用滑移速度的概念，允许油水两相相互贯穿且具有不同的速度，假设了在短空间尺度上的平衡，相间耦合性较强［9］，同时油水两相均看做不可压缩流体，油滴分离过程没有变形和团聚。湍流模型选择RNG k－ε湍流模型［10］，该方法是双方程求解，在针对旋转流动的计算时，具有较高的准确性。

连续性方程［11］：

其

1122m

式中 ρm——混合密度，kg／m3

动量方程［11］：

式中 F⇀——体积力，N

湍动能k和湍能耗散率ε的输运方程：

其中 μeff＝ μ ＋ ρCμk2／ε

式中 Gk——平均速度梯度引起的湍动能，m2／s2

Gb——浮力影响引起的湍动能，m2／s2

Sk——定义参数

αk，αε——湍动能和耗散率的有效普朗特的倒数

常数 C1ε＝1.42、C2ε＝1.68、C3ε＝0.09、Cμ＝0.0845。

3.2 CFD模拟参数设置

以分离含油废水的的某型号三相卧式螺旋卸料沉降离心机为CFD分析和计算对象。该离心机的转鼓结构尺寸与含油废水物性参数如表1所示，本文选择10μm作为油滴公称粒径，根据这些参数建立CFD计算模型。

为了保证CFD数值模拟的准确性和加快数值计算收敛速度，采用四边形结构网格对三相卧螺离心机模型进行划分。由于在离心机壁面、档板、自由液面以及进出口处流动复杂，在这些地方进行网格局部加密保证计算的精度，边界层网格层数为10～12层，模型网格单元数为674682个。

表1 转鼓结构尺寸与含油废水物性参数

计算模型选择二维轴对称模型（Axisymmetric Swirl），旋流主导流动（Swirl Dominated Flow）［12］，近壁面采用增强壁面处理（Enhance Wall Treatment）。

3.3 边界条件求解策略

模型的入口边界条件选择速度入口，轴向速度为0.4 m／s（悬浮液处理量为 6 m3／h），预旋周向速度为25.65m／s，同时按照经验公式 I＝u′／uavg≈0.16（Re）－1／8计算出湍流强度，u′和 uavg分别为湍流强度脉动速度与平均值，Re为按水力直径DH计算得到的雷诺数［13］。油相溢流出口和水相出口都与大气压相连，因此出口边界条件设置为压力出口，相对压力为0，环境操作压力为标准大气压。转鼓壁和间隔挡板（螺旋叶片）设置为旋转壁面并且无滑移，转速分别设置为3500 r／min与3485 r／min。自由液面设置有滑移且滑移剪切力为 0［14］。

离心机的内部流场为高速强旋流［15］，选择稳态条件下的压力基（Pressure-Based）为求解器，压力－速度计算耦合采用SIMPLE算法。压力离散格式采用PRESTO！，其余离散格式动量、圆周速度、湍动能和湍流耗散项都采用QUICK离散格式。求解步骤为首先计算单相流的流动情况，再在单相流的基础上计算油水分离［16］。

4 分离效率

由于三相卧螺离心机目前并没有定义离心机油水分离效率的计算。本文参照M Thew等针对液－液水力旋流器提出的综合效率计算方法［17］，提出一种计算三相卧螺离心机油水分离效率E的计算方法。

式中 Ci——进口油相浓度

F——分流比

Cw——水出口水中油相浓度

5 模拟结果分析

5.1 油水分离状态

图3为油水分离稳态。从图可以看出，稳态时油水两相明显分层，由于油的密度小于水，所以油在内层，水在外层。在排水孔处的油相几乎没有，即排水口流出的全是水。在转鼓左侧油相慢慢从废水中被分离出来，油层逐渐变厚，油层厚度最大值处接近5 mm，但是在油相溢流口处油层出现明显的弯曲。

图3 油水分离稳态

图4 为溢流口油水分离稳态局部放大图，从图中可以看出溢流口附近有部分水跟随油沿着溢流口壁面流出。图5为溢流口径向速度的等值线图，图中可以看出溢流口附近存在负径向（转鼓壁指向转鼓轴线）速度，这也证明该处的部分水相存在向上溢流的趋势。分析其原因是：油水分层以后轴向流动，但是在接近重相挡液板时会产生分流，油相向上溢流，水相向下绕过挡液板，由于油水二者之间的粘度差较大且油层和水存在轴向速度差，在油水界面处会产生摩擦应力促使部分水跟随油相溢流。

图4 溢流口油水分离稳态局部放大

图5 溢流口径向速度等值线局部放大

5.2 周向速度

周向速度是目前唯一有试验数据的一个速度分量［18～20］，但是其试验数据也只是自由液面的周向速度分量。而在三相卧螺离心机的分离中，周向速度是油－水－固三相分离的最为关键因素。图6为三相卧螺离心机转鼓周向速度分布，图中可以看出，自由液面周向速度从进口的预旋速度逐渐加速到41 m／s，在溢流口附近处周向速度又逐渐降低，自由液面的平均周向速度为39.63 m／s，滞后率为88%，这与文献［1］和之前学者的研究［21］较为接近，也证明了本文模拟的可靠性。图7为转鼓轴向位置X＝0.40 m处截面的周向速度模拟值与理论值比较。图中可以看出，转鼓模拟周向速度随半径的增大而增大，但是由于离心机存在滞后性，所有径向位置周向速度都小于理论值，且随着半径的增大，转鼓的周向滞后减小。

图6 转鼓周向速度等值线分布

图7 X＝0.40 m处截面周向速度分布

5.3 压力分布

三相卧螺离心机高速旋转时，转鼓内的物料会对转鼓壁产生离心机液压，转鼓某一径向位置离心液压的理论计算公式［22］：

式中 Pc——离心压力，Pa

ρ——物料密度，kg／m3

ω——转鼓角速度，rad／s

r——所求离心液压径向位置，m

Rs——自由液面径向位置，m

图8为三相卧螺离心机转鼓静压分布，从图可以看出静压从自由液面的0左右随着转鼓半径增加而增加，在转鼓壁面达到最大值，接近9.6×105Pa。为了进一步分析转鼓在径向上的静压变化情况，本文选取转鼓轴向位置X＝0.40 m处截面的静压力进行分析。图9为X＝0.40 m处截面的静压力模拟值和理论值比较图，从图中可以看出静压随着半径的增大而增大。由于离心机存在滞后性，理论液压值也与模拟值存在一定偏差。

图8 转鼓静压分布

图9 X＝0.40 m处截面静压分布

6 转鼓结构参数的影响

6.1 排水孔宽度的影响

表2为含油废水进口速度、转鼓与档板转速、油相溢流出口以及排水孔压力面不变的情况下只改变排水孔宽度的计算结果。结果表明：水出口的含油率都比较低，但是油出口含水率随着排水孔宽度的增大而减小，油水分离的分离效率逐渐提高。分析其原因是油相是在自由液面溢流流出，水相是经离心液压排出，在离心液压不变时，增大水出口的横截面积，增大了水出口的流量，而总流量不变，因此油出口中水流量减小。但是排水孔的宽度不是肆意增大，因为要保持足够的液池深度保证固相颗粒的沉降，因此根据液池深度适当调节排水孔宽度。

表2 不同排水孔宽度的计算结果

6.2 溢流口轴向宽度的影响

表3为含油废水进口速度、转鼓与档板转速、两个出口位置与大小不变的情况下只改变油相溢流口轴向宽度的计算结果。结果表明：水出口的含油率同样很低，油出口的含水率随溢流口轴向宽度增加而减小，分离效率逐渐提高。分析其原因是随着油相溢流口轴向宽度的增加，加大了流体溢流的阻力，减缓流体溢流的速度，油层的整体平均厚度基本不变，油层与水之间的速度差减小，摩擦应力减小，跟随油相溢流的水相减少，使得溢流口附近的油层略微增厚，提高了离心机油水分离效率。

表3 不同溢流口轴向宽度的计算结果

计算结果表明，轻相溢流口的宽度成为了三相卧螺离心机油水分离的重要影响因素。因此，可以通过适当加厚大端端盖轻相溢流口处壁厚的方法获得更好的分离效果。

7 结论

基于转鼓结构和流体流动方式进行简化建模，采用Mixture多相流模型和RNG k－ε湍流模型对三相卧式螺旋卸料沉降离心机分离含油废水进行油水两相分离数值模拟，得到如下结论：

（1）稳态时离心机转鼓内油水两相分层明显，排水孔的水相含油率较低。在油相溢流出口附近处油层出现明显弯曲，这是因为油水在接近挡液板处出现分流和油水二者之间的粘度差较大且油层和水存在轴向速度差，在油水分层界面处会产生摩擦力促使部分水相跟随油相溢流。

（2）流体进入转鼓后周向速度先逐渐增大，在靠近溢流口处又逐渐减小，符合三相卧螺离心机内部流场理论规律。

（3）排水孔的宽度和油相溢流口轴向宽度对三相卧螺离心机油水分离有着重要影响。适当的调节排水孔宽度可以明显提高离心机的油水分离效率；增大溢流口轴向宽度可以增加溢流阻力，减小流体溢流速度，进而减小油水两相分层界面的摩擦应力，降低溢流口油相的含水率，提高三相离心机的油水分离效率。

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