柱锥式气液旋流器的数值模拟和试验验证

2023-08-28肖迎松朱宝锦

流体机械 2023年7期

杨蕊，肖迎松，张磊，朱宝锦，吕超，赵盎

（1.东北石油大学机械科学与工程学院，黑龙江大庆 163318；2.黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室，黑龙江大庆 163318）

0 引言

气液旋流分离器因结构简单、处理量大和可持续运转等优点，被广泛应用于化工、石油天然气、航空航天、环境保护、热力系统等领域［1-4］。国内外学者对旋流器内气泡进行了研究。CASIDY等［5-6］认为旋流场中旋流强度越大，水对气泡的剪切破裂作用越强，生成的气泡直径越小。ERDAL 等［7-9］运用气泡轨迹模型探究了气泡尺寸、长径比、液相黏度、雷诺数和入口速度等对气泡携带的影响。金向红等［10-12］采用RSM 和离散相模型（DPM）对4 种排气管结构的轴流导叶式气液旋流分离器进行了数值模拟，并优选出了最佳排气管结构。赵文君等［13-14］运用Mixture model和RSM 模型分析了气泡直径对气液旋流分离器的影响。由于旋流器内部流场的复杂性，使气相介质的聚并破碎研究起来较为困难，而粒径大小的分布对分离性能有重要影响，因此，本文采用数值模拟与试验研究相结合的方法，探究不同工况条件下旋流器内压力场、浓度场、气泡粒径分布的影响，为预测气液旋流器的分离性能提供一定的理论指导。

1 试验对象及主要结构

气液旋流分离器的计算域如图1 所示。旋流器主体为柱锥式，入口为15 mm×5 mm 的矩形双切向入口，标准工况下处理量为3.6 m3/h，含气率为30%，入口速度为6.7 m/s。制约气液旋流分离器分离性能的重要因素包括气相带液（Liquid Carry-over，简称LCO）和液相带气（Gas Carryunder，简称GCU），其中LCO 的程度越高，液相被气流携带从气相出口逃逸的现象越严重，GCU的程度越高，气相随着液流从液相出口逃逸的现象就越严重，这两种情况均对整个气液旋流分离器的分离效率产生不利影响。

图1 柱锥式气液旋流分离器的计算域Fig.1 Computational domain of the cyclone

柱锥式气液旋流分离器的主要结构及尺寸如图2 所示及见表1。

表1 柱锥式气液旋流分离器的尺寸Tab.1 Size of cyclone separator mm

图2 柱锥式气液旋流分离器的主要结构Fig.2 The structure of the cyclone separator

2 网格划分及模型选取

网格划分如图3 所示，网格形式采用六面体网格，并对底锥位置进行网格加密处理。底流口的质量流率随着网格数量的增加而降低，下降趋势在网格数量达到400 362 个后稳定，网格质量均分布在95%以上，满足仿真模拟计算的要求。

图3 柱锥式气液旋流分离器网格划分Fig.3 Cyclone mesh division

利用雷诺应力模型（RSM）和PBM 模型对旋流场内气泡的粒径分布及流场特性进行模拟，聚并破碎模型采用LUO［15-16］，离散格式使用QUICK格式。

3 介质物性参数及边界条件

气液两相分别为空气和水，空气密度为1.225 kg/m3，黏度为1.789 4×10-5Pa·s，水相密度为998.2 kg/m3，黏度为0.001 003 Pa·s。分离器的入口速度为6.7 m/s，湍流强度为5%，水力直径为15 mm，连续相为水，离散相为空气，气泡粒子群尺寸分布见表2，溢流分流比设为60%，含气率为主相的30%。

表2 入射气泡粒径及含量Tab.2 Incident bubble size and content

4 试验系统及方法

试验流程如图4 所示，完成旋流器同试验管路及各仪器的电路连接，调整高速摄像机的位置使其高度与观测区域平齐，镜头垂直于观测位置，并调整补光灯至CDU 面板上显示清晰图像。为了使室内试验接近实际工况，气液混合只能在泵后进行，气液两相的流量及状态会实时发生各种变化，所以并未在旋流器入口处设置气液混合器。试验开始时，开启螺杆式空气压缩机，气相逐渐填满压力容器，通过查看并调控气体流量计和控制阀门进入气液旋流分离器的气相流量，螺杆泵从水罐抽取液相水，进入气液旋流分离器后，气相绝大部分通过溢流管路进入废液池，液相绝大部分通过底流管路重新流回水罐。同时，通过PC 主控制器控制变频器，进而控制螺杆泵的输出功率使气液旋流分离器入口速度改变，利用浮子流量计及控制阀门调控入口流量。

图4 高速摄像试验系统流程Fig.4 High-speed camera test system

调整至所需试验条件并且等待流场较为稳定后，配合补光灯调整帧速率为200 帧/s，按动CDU 上的Record 键进行录制并保存。改变试验工况，按照相同步骤录制，得到不同工况下的锥段流场图。

5 结果与讨论

5.1 模拟结果与讨论

5.1.1 入口速度和含气率对旋流器压力场的影响随着内、外旋流场的区分，逐渐形成近壁面压力大，轴心处压力小的整体径向压力分布和靠近入口压力大，远离出口压力小的整体轴向压力分布。由于入口附近混合相流体的强旋流，气相在靠近溢流管的位置形成负压，在旋流器下端正压力的共同作用下形成轴向向上的举升力，将气相举升至溢流口。轴向位置上的压力降及同水平径向位置的压力差与分离性能有重要关系，如图5 所示。随着入口速度的升高，旋流器中段轴心位置压力提升幅度较小，近壁面位置的压力提升明显，即入口速度每提升1 m/s，30%含气率径向压力差平均提升700 Pa，45%含气率平均提升400 Pa，60%含气率平均提升250 Pa。入口速度的升高使得底锥附近位置的压力提升幅度在28%～45%之间，在30%含气时轴向压力降提升幅度最大，分别为277，216 Pa。轴向压力差影响气相向溢流口位置的运移，轴向压力差的升高能改善LCO 现象，改善分离性能。

图5 不同工况下的压力场Fig.5 Pressure field under different working conditions

随着含气率的提升，溢流管下端的压力逐渐提高，且仅在30%含气条件下压力为负。含气率每提升15%，径向压差随着速度升高分别平均降低427，690，924.5 Pa。径向位置压力差的不足会影响气相向轴心处的运移，导致GCU 现象加重。

5.1.2 入口速度和含气率对旋流器气相浓度场的影响

不同工况下气相体积分数如图6 所示。入口速度的升高，增大了溢流管内的气相体积分数。近壁位置低含气体积分数区域面积增大明显，底流管位置处气相体积分数随着入口速度的增加而降低，减弱了GCU 现象，对分离性能的提高有利。含气率从30%～60%的升高过程中，气核尺寸与分布面积也随之上升，且溢流管下端聚集的体积分数从57%提升至80%以上，气相介质逐渐将溢流管充满，减弱了LCO 现象。同时，高含气率增大了底流管位置处的气相体积分数，从而使GCU 现象严重。

图6 在不同工况下的气相体积分数Fig.6 Gas phase volume fraction under different conditions

5.1.3 入口速度和含气率对气泡粒径分布的影响

在不同工况下的10 mm 气泡粒径分布如图7所示，10 mm 粒径气泡虽然占入口气泡粒径仅为5%，在轴心处聚集占旋流器整体高达86%。入口速度的提升使10mm 粒径气泡在旋流器轴心处气核位置更为聚拢，降低了溢流管内部整体气泡粒径分布。旋流器内壁气泡的体积分数下降，轴心到内壁的气泡粒径差上升。底锥顶端附近位置被10 mm 气泡覆盖。

图7 在不同工况下的10 mm 气泡粒径分布Fig.7 Particle size distribution of 10 mm bubbles

含气率的提升使10 mm 粒径大小气泡在轴心处气核被撕裂，并在60%含气率时形成倒三角状的低体积分数区，轴心处无法形成内聚性较强的、形态稳定的气核。轴心部位的气核及高体积分数区域位置整体位置下移，体积分数最高下降了14%，且分散程度更加严重。体积分数占比较大的区域在锥段的中上位置。底流口位置大粒径气泡的体积分数无减弱趋势，甚至远高于溢流管内的气泡，大粒径气泡更多地从底流口逃逸，这对旋流器整体的分离效率产生不利的影响。

在不同工况下的6.35 mm 粒径气泡分布的影响如图8 所示。6.35 mm 粒径气泡分布最广的位置在溢流管与柱锥壁面区域，占比为35%。入口速度的提升造成6.35 mm 粒径气泡在整个旋流器的内壁分布面积变大，使得靠近轴心位置的分布减小，含气率的提升使6.35 mm 粒径气泡在旋流场内整体分布含量均有了明显提升。

图8 在不同工况下6.35 mm 气泡粒径分布Fig.8 Particle size distribution of 6.35 mm bubbles

气核部分大粒径气泡的分布减小，气核的内聚性显著降低，锥段轴心位置的体积分数下降明显。含气率的上升对气核的形态产生直接的影响，使气核的稳定性变差，内聚力损失，对其产生不利影响。

在不同工况下的4 mm 气泡粒径分布如图9所示，占比为30%的4 mm 粒径气泡进入旋流器后，在入口处形成了类似五角星形的较高浓度区，星形内部体积分数高于25%，外部低于25%，此粒径在轴心气核位置的分布仅为2%，在底锥处气相体积分数分布为33%。该尺寸气泡在底锥区域的高浓度分布严重制约着分离效率。

图9 在不同工况下4 mm 气泡粒径分布Fig.9 Particle size distribution of 4 mm bubbles

入口速度的提升使4 mm 粒径气泡的星形区域含量及区域面积降低，“星形”区域逐渐被破坏，气核的内聚性降低，并对下半气核边缘产生侵蚀，边界遭到明显的破坏。

随着含气率的升高使轴心气核更加紊乱，此粒径气泡多分布在锥段与底流管连接内壁位置。4 mm 粒径气泡在溢流管内体积分数有所上升，底流管内此粒径气泡体积分数增加。

5.2 试验结果与讨论

不同含气率及入口速度工况下的气核形态，如图10 所示。在含气率从30%提升至60%的过程中，由于入口含气量的增加，轴心处气核截面半径从1.5 mm 提升至2.5～3.0 mm，同时轴心处聚集的气核整体向底锥延伸，直至60%含气条件时的完全覆盖。随着入口速度的增大，气核截面半径有所降低，且轴向速度随之增大，使气核整体向溢流口方向移动。随着含气率的增大，入口速度的提升对气核截面半径和气核长度的影响变得不明显。较高含气率条件下继续保持相同的入口速度而导致流场强度不足，此时大量大粒径气泡从底流口流出，GCU 现象严重，严重影响分离效率。

图10 不同工况下的气泡分布Fig.10 Bubble distribution under different working conditions

5.3 试验的分离效率

不同入口速度和含气率条件下的试验分离效率如图11 所示，随着含气率的上升，分离效率的试验值都发生不同程度的下降，在一定含气率范围内，含气率的变化对试验效率影响是非线性的。当含气率从30%升至45%，试验分离效率下降幅度较大。不同入口速度时试验效率分别下降了14.4%，16.3%和19.3%。入口速度升高时，分离效率的试验值都呈上升趋势。入口速度每升高1 m/s，不同含气率条件下的试验效率分别提升4.15%，1.70%和0.95%。柱锥式气液旋流分离器的高效分离工况的入口速度为7.7 m/s，含气率为30%，此工况下试验分离效率为98.2%。若继续提高入口速度，试验的分离效率仍有进一步提升的可能性。