導(dǎo)流錐式超聲速旋流分離裝置流動(dòng)特性

胡大鵬，王熒光，任文文，趙健華，劉培啟（大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院，遼寧 大連 116023）

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導(dǎo)流錐式超聲速旋流分離裝置流動(dòng)特性

胡大鵬，王熒光，任文文，趙健華，劉培啟
（大連理工大學(xué)化工機(jī)械學(xué)院，遼寧 大連 116023）

摘要：采用二維軸對(duì)稱(chēng)模型，以理想空氣為介質(zhì)對(duì)超聲速旋流分離裝置內(nèi)的流場(chǎng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬。同時(shí)搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)小壓比條件下影響流場(chǎng)特性和分離性能的結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)進(jìn)行了研究。研究結(jié)果表明：進(jìn)出口壓比為1.4同時(shí)排液通道外壁張角小于12°時(shí)，超聲速?lài)姽軘U(kuò)張段內(nèi)在面積比達(dá)1.27的情形下仍不存在氣動(dòng)激波，同時(shí)對(duì)擴(kuò)張段內(nèi)存在激波產(chǎn)生的情況進(jìn)行分析，得出其原因?yàn)樵谂乓嚎趦?nèi)產(chǎn)生反向壓縮波，并向噴管上游移動(dòng)。通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究得出，壓比為1.4，面積比為1.27時(shí)超聲速旋流分離器分離效率最高，達(dá)到20.5%。

關(guān)鍵詞：超聲速流動(dòng)；流體動(dòng)力學(xué)；數(shù)值模擬；激波；離心分離；Mach數(shù)

2015-12-02收到初稿，2016-03-06收到修改稿。

聯(lián)系人：劉培啟。第一作者：胡大鵬（1963—），男，教授。

Received date: 2015-12-02.

Foundation item: supported by the National Natural Science Foundation of China (21206013, 21476036) and the Basic Research Project of Key Laboratory of Liaoning Provincial Education Department(LZ2015019).

引　言

天然氣作為一種潔凈的化工原料被廣泛應(yīng)用于諸多行業(yè)，然而從天然氣井直接開(kāi)采出的天然氣中含有大量的水蒸氣，使得天然氣在輸運(yùn)和處理過(guò)程中易形成液態(tài)水或固態(tài)冰，會(huì)大大降低設(shè)備的性能[1]。目前常用的天然氣脫水方法有[2-6]：J-T閥和透平膨脹機(jī)、三甘醇脫水技術(shù)和分子篩脫水技術(shù)等。而且天然氣脫水裝置正朝著體積小、操作方便、投資和使用成本低和無(wú)污染的方向發(fā)展。超聲速冷凝旋流分離技術(shù)[7-10]作為一種近年來(lái)出現(xiàn)的新型脫水技術(shù)，采用低溫冷凝法和強(qiáng)大的旋流場(chǎng)可以快速脫除含濕天然氣中的重?zé)N組分，其最大的優(yōu)點(diǎn)是集膨脹制冷和旋流分離于一體，而且由于其較大的軸向速度，介質(zhì)在設(shè)備內(nèi)停留時(shí)間短，只有幾毫秒，不易生成水合物，進(jìn)而不會(huì)造成設(shè)備和管道的堵塞。因此，與傳統(tǒng)的分離方法相比，超聲速旋流分離技術(shù)具有工藝簡(jiǎn)單、結(jié)構(gòu)緊湊和無(wú)轉(zhuǎn)動(dòng)部件的顯著優(yōu)勢(shì)，具有廣闊的應(yīng)用前景[11-12]。

目前，關(guān)于超聲速分離器的結(jié)構(gòu)研究主要集中在Laval噴管、旋流發(fā)生器和用于回收壓力的擴(kuò)壓器3個(gè)方面。Laval噴管是裝置分離段產(chǎn)生均勻超聲速氣流的重要部件，其出口截面與喉部面積比保證了裝置達(dá)到設(shè)計(jì)Mach數(shù)的要求，噴管曲線線型直接決定氣流的均勻度[13]。曹學(xué)文等[14]對(duì)3種不同的噴管設(shè)計(jì)方法進(jìn)行對(duì)比分析，得出：當(dāng)噴管漸縮段采用維托辛思基曲線、喉部為一段光滑圓弧、擴(kuò)張段采用福爾士法進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，噴管出口氣流均勻，達(dá)到設(shè)計(jì)要求。楊文等[15]結(jié)合雙三次曲線法、圓弧加直線方法以及邊界層黏性修正對(duì)Laval噴管的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行研究，認(rèn)為邊界層位移厚度沿軸向線性發(fā)展，線性修正角為0.5°。Wyslouzil等[16]在超聲速實(shí)驗(yàn)中采用直線型噴管，漸擴(kuò)段傾角1.8°，且在噴管喉部采用三次樣條曲線使噴管收縮和擴(kuò)張段光滑過(guò)渡，這樣可以避免在噴管下游產(chǎn)生弱激波。旋流發(fā)生器作為超聲速分離器的另一個(gè)核心部件也受到了廣泛的關(guān)注，文獻(xiàn)[17-18]研究了旋流對(duì)噴管內(nèi)超聲速流動(dòng)的影響，對(duì)有旋流和無(wú)旋流的幾何模型進(jìn)行了數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究，得出旋流運(yùn)動(dòng)會(huì)引起噴管內(nèi)超聲速流動(dòng)的不均勻，使噴管內(nèi)出現(xiàn)Mach數(shù)沿截面徑向分布的不一致，且研究結(jié)果表明隨著旋流強(qiáng)度的增加，這種速度沿徑向分布的不一致性會(huì)更加明顯。目前，噴管結(jié)構(gòu)和旋流發(fā)生器的研究主要集中在其對(duì)超聲速流動(dòng)穩(wěn)定性和均勻性方面，而用來(lái)降低流速，回收壓力能的擴(kuò)壓器的研究主要集中在能量損失方面。文獻(xiàn)[19]研究了激波前Mach數(shù)和氣體絕熱指數(shù)對(duì)擴(kuò)壓器回收壓力能的影響，得出激波前Mach數(shù)越大，壓力恢復(fù)系數(shù)越小，即壓力能損失越大。因此，Laval噴管、旋流發(fā)生器和擴(kuò)壓器的設(shè)計(jì)要綜合考慮。在滿足設(shè)計(jì)要求的前提下，應(yīng)保證噴管內(nèi)氣流的均勻性和更小的壓力能損失。排液口作為超聲速分離器的重要組成部分，位于噴管出口和擴(kuò)壓器進(jìn)口的相交處，對(duì)噴管內(nèi)的超聲速流動(dòng)和可凝組分的分離效率有著重要的影響，目前關(guān)于排液口的結(jié)構(gòu)及幾何尺寸對(duì)噴管內(nèi)流動(dòng)特性影響的報(bào)道還較少。

本文設(shè)計(jì)了一種新型導(dǎo)流錐式超聲速旋流分離器，通過(guò)調(diào)節(jié)導(dǎo)流錐的位置實(shí)現(xiàn)了超聲速?lài)姽芎聿棵娣e可調(diào)，噴管擴(kuò)張段采用圓形截面，與環(huán)形噴管截面相比，壓力損失小，分離效率高，尤其適用于小壓比工況。實(shí)現(xiàn)進(jìn)口氣體含濕組分冷凝分離的首要前提是，在超聲速旋流分離擴(kuò)展段建立穩(wěn)定的低溫旋流場(chǎng)，盡量避免排液口對(duì)上游噴管內(nèi)流場(chǎng)的影響。本文首先建立二維軸對(duì)稱(chēng)超聲速旋流數(shù)值模型，以理想干空氣為介質(zhì)對(duì)超聲速旋流分離裝置內(nèi)的流場(chǎng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬，重點(diǎn)分析了排液口結(jié)構(gòu)對(duì)上游旋流超聲速流場(chǎng)的影響。在對(duì)超聲速旋流裝置結(jié)構(gòu)優(yōu)化的基礎(chǔ)上，以含濕空氣為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)實(shí)驗(yàn)研究了裝置的分離效率。主要分析不同噴管面積比、排液通道外傾角和壓比對(duì)噴管內(nèi)流動(dòng)特性和設(shè)備分離效率的影響。

1　數(shù)學(xué)模型

為了能準(zhǔn)確反映噴管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)，同時(shí)保證控制方程推導(dǎo)的方便，假設(shè)噴管內(nèi)的流動(dòng)為二維軸對(duì)稱(chēng)、絕熱、可壓縮流動(dòng)，建立如下的質(zhì)量、動(dòng)量和能量守恒方程。

質(zhì)量守恒方程

動(dòng)量守恒方程

能量守恒方程

式中，ui(i=1,2)分布為流場(chǎng)x、y方向的速度；p、T為流場(chǎng)的壓力和溫度；ρ為流體密度；k為流動(dòng)介質(zhì)的傳熱系數(shù)；cp為比熱容；τij為湍流應(yīng)力張力；ρgi為i方向上的體積力。由于超聲速旋流器進(jìn)口氣體在噴管內(nèi)膨脹加速到Mach數(shù)Ma > 1后，在排液口附近，受壁面幾何形狀突變的影響會(huì)在噴管漸擴(kuò)段內(nèi)形成駐激波，產(chǎn)生壓力和溫度的間斷面。求解該問(wèn)題時(shí)選用建立在Godunov方法基礎(chǔ)上的Roe通量差分分裂二階迎風(fēng)離散格式[20]，在時(shí)間域上采用全隱式時(shí)間積分方案。根據(jù)噴管內(nèi)流體的流動(dòng)特性和不同湍流模型的適用范圍而采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型。求解方程時(shí)采用所有變量聯(lián)立的耦合式解法。由于本文研究小壓比下干空氣在超聲速旋流分離裝置中的流動(dòng)特性，氣體狀態(tài)方程采用理想氣體狀態(tài)方程[21]。

2　模型驗(yàn)證

本文采用文獻(xiàn)[22]中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)所建模型進(jìn)行驗(yàn)證，實(shí)驗(yàn)噴管的結(jié)構(gòu)如圖1所示，操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1、表2。

圖1　實(shí)驗(yàn)噴管的幾何模型Fig.1　Geometrical model of experimental nozzle

表1　實(shí)驗(yàn)噴管的操作參數(shù)Table 1　Operating parameters of experimental nozzle

表2　實(shí)驗(yàn)噴管的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2　Structural parameters of experimental nozzle

圖2　噴管內(nèi)靜壓沿軸線的分布Fig.2　Pressure distribution along axis of nozzle

根據(jù)實(shí)驗(yàn)噴管的操作參數(shù)，用于模型驗(yàn)證的邊界條件：進(jìn)出口均采用壓力邊界條件，數(shù)值分別為0.46和0.10 MPa；進(jìn)出口溫度分別為288和291 K。圖2為模擬所得噴管中心靜壓與實(shí)驗(yàn)測(cè)量值的對(duì)比，x表示噴管任意截面與進(jìn)口的軸向距離，噴管喉部位置為x = 50 mm。從圖中可以看出，當(dāng)x在0～100 mm范圍內(nèi)時(shí)，模擬值與實(shí)驗(yàn)值基本吻合；當(dāng)x > 100 mm時(shí)，則存在一定的偏差。主要原因是實(shí)驗(yàn)采用的介質(zhì)是含濕氣體，在x = 100 mm位置濕空氣中水蒸氣產(chǎn)生自發(fā)凝結(jié)現(xiàn)象釋放大量凝結(jié)潛熱使氣體膨脹偏離等熵膨脹過(guò)程。本文數(shù)值模型中采用的介質(zhì)是干空氣，并沒(méi)有考慮含濕組分的凝結(jié)特性，使得噴管軸線上的壓降過(guò)程繼續(xù)沿著等熵膨脹線下降，以至于x > 100 mm之后位置的靜壓模擬值相對(duì)于實(shí)驗(yàn)值略低。對(duì)比x在0～100 mm范圍內(nèi)的靜壓模擬和實(shí)驗(yàn)曲線，本文所建立的數(shù)學(xué)模型能正確反映干空氣在超聲速?lài)姽軆?nèi)的流場(chǎng)特性。

3　幾何模型及數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1幾何模型

當(dāng)不考慮裝置前的旋流器時(shí)，超聲速旋流分離器幾何模型具有旋轉(zhuǎn)軸對(duì)稱(chēng)的特性，因此采用二維軸對(duì)稱(chēng)模型對(duì)超聲速旋流分離器內(nèi)的流場(chǎng)特性進(jìn)行數(shù)值研究。圖3(a)、(b)分別為二維全模型和排液口結(jié)構(gòu)示意圖。影響超聲速旋流器內(nèi)流場(chǎng)特性的結(jié)構(gòu)參數(shù)有：噴管漸縮和漸擴(kuò)長(zhǎng)度L1、L2，排液間隙Lb，排液通道內(nèi)外傾角及其出口面積與喉部面積之比A2/A1。下面采用本文建立的數(shù)值模型分別計(jì)算以上結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴管內(nèi)流場(chǎng)特性的影響。以超聲速旋流器高壓進(jìn)口邊為軸向長(zhǎng)度原點(diǎn)。

圖3　超聲速分離器幾何模型Fig.3　Geometrical model of supersonic gas separator

采用Gambit對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖4所示，圖4(a)、(b)分別為噴管喉部和排液口的網(wǎng)格示意圖。為減小計(jì)算量，模型主要采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁面采用邊界層網(wǎng)格，分別對(duì)噴管喉部和排液口附近區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化。為了避免網(wǎng)格疏密程度對(duì)計(jì)算結(jié)果造成影響，對(duì)表3中的不同網(wǎng)格數(shù)模型分別進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)比和分析不同網(wǎng)格數(shù)量下Mach數(shù)沿軸向分布曲線。

圖4　二維數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格劃分Fig.4　Grid of two-dimensional numerical computation

表3　不同網(wǎng)格數(shù)量Table 3　Different computational grids

圖5為壓比1.4，面積比1.27時(shí)，不同網(wǎng)格數(shù)量下的Mach數(shù)沿中心軸線的分布曲線。從圖中可以看出，模型2和模型3的分布曲線基本一致，即當(dāng)最小網(wǎng)格尺寸取0.01 mm時(shí)，繼續(xù)細(xì)化網(wǎng)格對(duì)計(jì)算結(jié)果沒(méi)什么影響。因此，采用模型網(wǎng)格數(shù)量為46235，近壁面邊界層網(wǎng)格最小厚度為0.01 mm。

圖5　不同網(wǎng)格數(shù)下Mach數(shù)沿軸向的變化曲線Fig.5　Curves of Mach number distribution along axis with different computational grids

利用計(jì)算流體力學(xué)CFD軟件Fluent對(duì)建立的數(shù)值模型進(jìn)行求解，采用基于密度定常隱式求解器，在空間上采用二階迎風(fēng)有限體積格式對(duì)控制進(jìn)行離散。進(jìn)口及濕、干氣出口均采用壓力邊界條件，如圖3(a)所示，對(duì)稱(chēng)軸給定軸對(duì)稱(chēng)邊界條件，壁面采用無(wú)滑移邊界條件，壓力進(jìn)口邊界條件給定總壓和總溫，壓力出口邊界條件給定靜壓值，同時(shí)出口溫度采用第2類(lèi)邊界條件。用于建模的結(jié)構(gòu)參數(shù)：L1=100 mm，L2=500 mm，Lb=1.5 mm，inner angle=8°，outer angle=12°～24°，A2/A1=1.27～1.35；數(shù)值計(jì)算的操作參數(shù)入口總壓pin=0.12、0.13、0.14、0.15 MPa，入口總溫Tin=300 K，干、濕氣出口的靜壓pdry、pwet均為0.1 MPa。操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)的確定遵循以下流程：根據(jù)實(shí)驗(yàn)室所能提供的流量條件和最大壓比確定噴管的喉部直徑→根據(jù)噴管的理論計(jì)算公式確定噴管進(jìn)出口截面積→利用數(shù)值計(jì)算軟件Fluent來(lái)驗(yàn)證設(shè)計(jì)的合理性→實(shí)驗(yàn)研究→確定最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)。

3.2計(jì)算結(jié)果及分析

3.2.1結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)對(duì)流動(dòng)的影響超聲速旋流分離器噴管擴(kuò)張段內(nèi)軸線上的Mach數(shù)分布是反映噴管內(nèi)流場(chǎng)特性的一個(gè)重要因素?；诒疚慕⒌亩S軸對(duì)稱(chēng)模型，研究了不同排液口傾角、面積比及壓比下噴管內(nèi)Mach數(shù)沿軸向的分布情況。

圖6(a)是在壓比為1.4，排液通道外傾角為12°，噴管面積比分別為1.27、1.29、1.34和1.35時(shí)Mach數(shù)沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，不同面積比下的計(jì)算結(jié)果有著相同的變化趨勢(shì)，當(dāng)氣體運(yùn)動(dòng)到噴管喉部時(shí)達(dá)到聲速，在噴管漸擴(kuò)段內(nèi)，氣體繼續(xù)膨脹加速，產(chǎn)生低溫環(huán)境，使含濕氣體在噴管內(nèi)凝結(jié)；其后在排液口附近以及擴(kuò)壓段內(nèi)產(chǎn)生激波，氣體速度降低，靜壓升高。顯然，隨著面積比的增大，噴管漸擴(kuò)段內(nèi)相同位置處的Mach數(shù)也逐漸增大。

為了探究在排液口附近產(chǎn)生激波的原因，對(duì)排液通道外傾角以及壓比對(duì)流動(dòng)狀態(tài)的影響進(jìn)行研究，圖6(b)描述的是在壓比為1.4，面積比為1.27，排液通道外傾角分別為12°、16°、20°和24°時(shí)Mach數(shù)沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，隨著排液通道外傾角的增大，在排液口附近形成的激波逐漸向噴管上游移動(dòng)，當(dāng)外傾角為12°時(shí)，排液口對(duì)噴管內(nèi)的流動(dòng)特性的影響最小。

圖6　不同參數(shù)下Mach數(shù)沿軸向的變化曲線Fig.6　Curves of Mach number distribution along axis with different parameters

圖6(c)描述了面積比為1.27，排液通道外傾角為12°，壓比分別為1.2、1.3、1.4和1.5時(shí)Mach數(shù)沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，隨著壓比的增大，噴管內(nèi)激波產(chǎn)生的位置向下游移動(dòng)，但是當(dāng)壓比大于1.4，繼續(xù)增大壓比對(duì)激波所產(chǎn)生的位置影響不大；從圖中還可以明顯看出，隨著壓比的增大，擴(kuò)壓段內(nèi)激波前的Mach數(shù)越大，即總壓損失越大，所以在此面積比條件下，采用1.4的壓比即可。

3.2.2原因分析由以上的分析可知，結(jié)構(gòu)參數(shù)和操作參數(shù)的改變并不能避免排液口附近激波的產(chǎn)生，然而激波的存在會(huì)導(dǎo)致排液口附近溫度升高，凝結(jié)的液滴可能會(huì)再次揮發(fā)與干氣混合，降低分離效率。因此，本節(jié)以壓比1.4，面積比1.27，排液通道外傾角12°為例進(jìn)行分析。圖7為噴管出口與排液口附近靠近壁面處軸向速度沿軸向的分布曲線，從圖中可以看出，在x = 598 mm處，軸向速度由正向變?yōu)榉聪?，且隨著軸向距離的增加，軸線速度的大小也顯著增大，在x = 602 mm處，軸向速度恢復(fù)成向下游移動(dòng)，產(chǎn)生這種流動(dòng)現(xiàn)象的原因是排液口壓力邊界條件設(shè)置的壓力為0.10 MPa，噴管內(nèi)的高速低壓氣體撞擊排液腔內(nèi)的高壓氣體，形成一道反向壓縮波，并向上游移動(dòng)，引起返流現(xiàn)象。由于噴管內(nèi)是超聲速，反向壓縮波并不能向上游移動(dòng)，但是在靠近壁面處流速低且速度梯度較大，反向壓縮波的存在會(huì)對(duì)靠近壁面的流速產(chǎn)生較大的影響，使靠近壁面的流速降低，增加了邊界層的厚度，邊界層的存在使噴管出口附近實(shí)際截面積減小，從而使氣體不能繼續(xù)膨脹加速，流速降低。

圖7　噴管出口與排液口入口附近靠近壁面處軸向速度沿軸向的分布曲線Fig.7　Curves of axial velocity close to wall along axis of nozzle outlet and liquid discharge inlet

圖8為噴管出口、排液口和漸擴(kuò)器入口相接處的速度等值線分布云圖，從圖中可以看出在x = 587 mm處壁面邊界層逐漸變厚，對(duì)噴管內(nèi)流速的影響也越來(lái)越明顯，使噴管出口附近流速由400 m·s?1降低至300 m·s?1。因此，為了避免回流對(duì)分離效率的影響，在實(shí)驗(yàn)的過(guò)程中可通過(guò)調(diào)節(jié)干氣出口閥門(mén)控制干氣出口背壓，在保證壓比的條件下提高噴管內(nèi)的靜壓，使?jié)駳獬隹谟袣怏w流出。

圖8　噴管出口、排液口和漸擴(kuò)器入口相接處的速度等值線分布云圖Fig.8　Velocity counter map of nozzle outlet, inlet of liquid discharge and diffuser

4　實(shí)驗(yàn)研究

4.1SGS實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)

導(dǎo)流式超聲速冷凝旋流分離器作為整個(gè)實(shí)驗(yàn)流程的核心部件，其整體結(jié)構(gòu)如圖9所示，噴管和排液腔的結(jié)構(gòu)尺寸與前文用于二維數(shù)值計(jì)算的尺寸一致。采用軸流式旋流器起旋，混合氣體沿著軸線方向進(jìn)入旋流器中，沿著葉片流道流動(dòng)而形成強(qiáng)旋流。葉片的成型原理[23]是一條直線與一個(gè)圓柱面相交成一定的角度，直線沿著圓柱面上的某條圓弧線移動(dòng)所形成的曲面即葉片型面。圖10為旋流發(fā)生器的結(jié)構(gòu)示意圖，本文實(shí)驗(yàn)研究采用的旋流發(fā)生器高度為160 mm，葉片出口角為55°。

圖9　SGS整體結(jié)構(gòu)Fig.9　Whole structural diagram of SGS

圖10　旋流發(fā)生器的結(jié)構(gòu)Fig.10　Structural diagram of swirling generator

4.2實(shí)驗(yàn)流程

圖11為超聲速旋流分離裝置分離性能研究的實(shí)驗(yàn)流程。穩(wěn)壓罐出來(lái)的高壓空氣與蒸氣發(fā)生裝置提供的酒精蒸氣混合，經(jīng)過(guò)立式氣液旋流分離器進(jìn)行預(yù)分離。經(jīng)過(guò)預(yù)分離后的混合氣體進(jìn)入過(guò)濾裝置進(jìn)行再次分離，得到的空氣和乙醇蒸氣的混合氣體作為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)?；旌蠚怏w進(jìn)入導(dǎo)流式超聲速旋流分離器，氣流經(jīng)設(shè)備處理后被分為兩股氣流，濕度較小的稱(chēng)為干氣從干氣出口6排出，另一股稱(chēng)為濕氣，從排液口7排出。

圖11　超聲速旋流分離裝置性能實(shí)驗(yàn)研究流程Fig.11　Schematic diagram of experimental process of supersonic gas separator1—low pressure air; 2—high pressure air; 3—liquid water (or ethanol); 4—vapor(water or ethanol); 5—mixture of air and vapor; 6—dry gas; 7—wet gas

4.3性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

為了評(píng)價(jià)裝置的分離性能，研究排液裝置結(jié)構(gòu)的影響，以重組分脫除率、露點(diǎn)降和干氣率作為裝置分離性能評(píng)價(jià)指標(biāo)。

重組分脫除率δsteam的計(jì)算公式為

式中，xsteam,in和xsteam,dry分別為超聲速分離設(shè)備進(jìn)口和干氣出口混合氣體所含乙醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)，由色譜分析儀測(cè)得。

露點(diǎn)降ΔTd的計(jì)算公式如下

式中，Td,in和Td,dry分別為超聲速分離設(shè)備進(jìn)口和干氣出口混合氣體的露點(diǎn)，可以由露點(diǎn)儀直接測(cè)得。

4.4實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

在實(shí)驗(yàn)中，通過(guò)激光筆照射透明玻璃管內(nèi)，可以看到垂直光柱（圖12），這一典型的丁達(dá)爾現(xiàn)象說(shuō)明噴管旋流氣內(nèi)含有冷凝液滴。通過(guò)肉眼也可以觀測(cè)到整個(gè)透明管內(nèi)液滴的跡線（圖13），混合氣體以與水平方向成固定角度的螺旋線軌跡運(yùn)動(dòng)?；旌蠚怏w通過(guò)旋流器獲得切向速度，在進(jìn)氣與出氣壓差的作用下產(chǎn)生軸向運(yùn)動(dòng)速度，因此混合氣體以螺旋線的軌跡運(yùn)動(dòng)。在透明有機(jī)玻璃管壁面處可觀測(cè)到液體沿壁面螺旋線運(yùn)動(dòng)，即冷凝的液滴在離心力作用下已到達(dá)壁面處，可以從排液口處分離。

圖12　激光照射圖Fig.12　Picture of laser irradiating nozzle

圖13　液相跡線圖Fig.13　Track diagram of liquid phase

圖14為壓比1.4時(shí)，不同面積比下混合氣體的露點(diǎn)降和乙醇脫除率隨面積比的變化曲線，顯然，不同面積比條件下，乙醇脫除率與露點(diǎn)降的變化趨勢(shì)基本相同，均隨著面積比的增大而減小；當(dāng)面積比為1.27時(shí)，乙醇脫除率和干氣露點(diǎn)降均達(dá)到最大值，分別為20.5%和4.2 K。

圖14　乙醇露點(diǎn)降和脫除率隨面積比的變化Fig.14　Variation of ΔTdand δsteamwith AR

根據(jù)前面模擬結(jié)果可知，當(dāng)壓比為1.4，排液腔外傾角為12°時(shí)，不同面積比下，噴管內(nèi)均能達(dá)到超聲速流動(dòng)狀態(tài)，且隨著面積比的增大，噴管內(nèi)Mach數(shù)逐漸增大，然而分離效率卻呈現(xiàn)降低的趨勢(shì)，其原因是Mach數(shù)增大，即軸向速度增加，液滴在噴管內(nèi)的停留時(shí)間降低，已經(jīng)凝結(jié)的液滴未甩到壁面上就已經(jīng)從干氣出口排出，乙醇脫除率和干氣露點(diǎn)降表現(xiàn)出下降的趨勢(shì)，因此，在設(shè)計(jì)超聲速?lài)姽軙r(shí)應(yīng)該選擇合適的面積比，在保證噴管內(nèi)的低溫環(huán)境足以實(shí)現(xiàn)可凝蒸氣的凝結(jié)，且保證液滴在噴管內(nèi)的停留時(shí)間。

5　結(jié)　論

通過(guò)對(duì)導(dǎo)流錐式超聲速旋流分離器進(jìn)行數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究，得出如下結(jié)論。

（1）減小排液通道的外傾角可以有效改善返流的影響，避免激波在噴管內(nèi)產(chǎn)生，但是適當(dāng)增加面積比和壓比并不能消除回流現(xiàn)象，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)調(diào)節(jié)裝置干氣出口閥，在保證壓比的前提下，提高背壓使?jié)駳饽軓呐乓呵慌懦觥?/p>

（2）搭建了超聲速旋流分離器的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，可通過(guò)加工透明玻璃管和激光照射的方法判斷噴管內(nèi)可凝組分是否已經(jīng)開(kāi)始凝結(jié)。

（3）在壓比一定條件下，適當(dāng)?shù)卦龃竺娣e比即是為含濕氣體的凝結(jié)提供了更低溫的環(huán)境，但是在面積比為1.27時(shí)，噴管內(nèi)的低溫環(huán)境已可以保證含濕氣體的凝結(jié)，繼續(xù)增大面積比即加大了氣體在噴管內(nèi)膨脹的力度使軸向速度增大縮短液滴沉降時(shí)間從而影響分離效率。在壓比為1.4，面積比為1.27時(shí)，乙醇脫除率達(dá)到20.5%。

符號(hào)說(shuō)明

A1, A2——分別為噴管喉部截面積、出口截面積，mm2

cp——流體的比定壓熱容，J·kg?1·K?1

L1, L2——分別為噴管漸縮段和漸擴(kuò)段的長(zhǎng)度，mm

PRC——壓力恢復(fù)系數(shù)

pin, pdry, pwet——分別為噴管進(jìn)口、干氣出口和濕氣出口的壓力，MPa

Td,in, Td,dry——分別為超聲速分離設(shè)備進(jìn)口和干氣出口混合氣體的露點(diǎn)，K

ΔTd——混合氣體露點(diǎn)降，K

Tin, Tdry, Twet——分別為噴管進(jìn)口、干氣出口和濕氣出口的溫度，K

u1, u2——分別為流場(chǎng)x、y方向的速度，m· s?1

x——噴管任一截面與進(jìn)口的軸向距離，mm

xsteam,in, xsteam,dry——分別為超聲速分離設(shè)備進(jìn)口和干氣出口混合氣體所含乙醇的質(zhì)量分?jǐn)?shù)

δsteam——混合氣體重組分脫除率

κ——流體的傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1

ρ——流體密度，kg·m?3

ρgi——i方向上的重力體積力，N·m?3

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Flow characteristic of supersonic gas separator with diversion cone

HU Dapeng, WANG Yingguang, REN Wenwen, ZHAO Jianhua, LIU Peiqi
(School of Chemical Machinery, Dalian University of Technology, Dalian 116023, Liaoning, China)

Abstract:The two-dimensional axial model is adopted to study the flow characteristic in supersonic nozzle using ideal gas as medium. Experimental platform is set up to study the influence of structural and operating parameters on flow field and separation efficiency under low pressure ratio. The numerical results indicate that there is no shock wave in the nozzle divergent section when pressure ratio is 1.4, outer angles of liquid discharge chamber is less than 12° and area ratio is 1.27. Meanwhile, the analysis of the leading shock waves indicates that the reverse compression waves appear in the liquid discharge chamber and move to nozzle upstream. The experimental results show that the highest separation efficiency of the supersonic gas separator (SGS) can reach 20.5% when the pressure ratio and area ratio are set to 1.4 and 1.27, respectively.

Key words:supersonic flow; hydrodynamics; numerical simulation; shock wave; centrifugation; Mach number

中圖分類(lèi)號(hào)：TQ 051.8

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：0438—1157（2016）06—2417—09

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151817

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21206013，21476036）；遼寧省教育廳重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室基礎(chǔ)研究項(xiàng)目（LZ2015019）。

Corresponding author:Prof. LIU Peiqi, lpq21cn@dlut.edu.cn