軸入導(dǎo)錐式旋流器內(nèi)油滴聚并破碎特性

邢 雷, 蔣明虎, 張 勇, 熊 峰

(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)

水力旋流器因其結(jié)構(gòu)小型、操作簡(jiǎn)單、分離高效等諸多優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于石油、化工、環(huán)保等多重領(lǐng)域用來(lái)實(shí)現(xiàn)非均相物系間的分離[1-2]。液-液分離水力旋流器內(nèi)部流場(chǎng)是由強(qiáng)制渦及自由渦構(gòu)成的油水兩相組合渦流,遠(yuǎn)比單相平流復(fù)雜得多,而在分離過(guò)程中離散相油滴的粒度分布、聚并及破碎特性是影響旋流分離性能的主要因素,也是描述旋流場(chǎng)內(nèi)油水兩相流動(dòng)的核心內(nèi)容。部分學(xué)者采用歐拉-拉格朗日方法,借助離散相模型(discrete phase model,DPM)系統(tǒng)分析了油滴粒徑對(duì)運(yùn)移軌跡及旋流分離性能的影響[3-5]。但該方法無(wú)法描述旋流器內(nèi)油滴的聚并破碎行為及粒度分布情況。計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)中的混合物模型在與群體平衡模型(population balance model,PBM)耦合后,能夠預(yù)測(cè)出流場(chǎng)對(duì)離散相的影響得出粒徑分布,為理論上研究和分析離散相的聚并和破碎過(guò)程提供依據(jù)[6]。Schutz等[7]運(yùn)用PBM模型,以脫水型旋流器為研究對(duì)象,模擬分析了旋流器不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)旋流場(chǎng)內(nèi)油滴聚結(jié)破碎及分離性能的影響。Meyer等[8]通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析了在不同含油體積分?jǐn)?shù)條件下,離散相油滴聚結(jié)破碎及粒徑大小對(duì)脫油型水力旋流器分離性能的影響。Noroozi等[9]運(yùn)用數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法,分析了兩種不同旋流腔結(jié)構(gòu)的脫油型旋流器內(nèi)油滴的聚并破碎特性。Li等[10]采用修正的油滴破碎模型,針對(duì)脫油型水力旋流器進(jìn)行數(shù)值模擬分析,得出持續(xù)增加入口流量盡管會(huì)提升旋流腔內(nèi)的切向速度,但同時(shí)也增大了油滴的破碎機(jī)率,致使分離效率有所降低。李雪斌等[11-13]以切入式水力旋流器為研究對(duì)象,分別開(kāi)展了旋流場(chǎng)內(nèi)油滴聚結(jié)的理論分析、數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究,所得規(guī)律與文獻(xiàn)[9]中相一致。鄭建祥等[14]基于CFD-PBM耦合模型對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)顆粒團(tuán)聚情況進(jìn)行數(shù)值模擬分析,得出團(tuán)聚粒徑與粒級(jí)效率間的關(guān)系;Julio等[15]發(fā)現(xiàn)一定范圍內(nèi)的團(tuán)聚作用可提高旋風(fēng)分離器分離性能;王振波等[16]開(kāi)展流場(chǎng)測(cè)試實(shí)驗(yàn)對(duì)一種導(dǎo)葉式入口結(jié)構(gòu)旋流器內(nèi)油滴聚結(jié)破碎的影響因素進(jìn)行系統(tǒng)分析;舒朝暉等[17]運(yùn)用實(shí)驗(yàn)測(cè)量了除油旋流器中的油滴粒徑分布,并對(duì)影響粒徑大小的因素進(jìn)行分析。這些旋流器結(jié)構(gòu)均為切向進(jìn)液式水力旋流器,而旋流器按照進(jìn)液方向可分為切向進(jìn)液及軸向進(jìn)液兩種[18]。軸入式水力旋流器因增加了輔助的螺旋增壓元件,致使結(jié)構(gòu)相對(duì)復(fù)雜,對(duì)油滴聚并破碎行為也會(huì)產(chǎn)生不同的影響。目前關(guān)于軸向進(jìn)液水力旋流器內(nèi)油滴聚并破碎行為及其對(duì)旋流分離性能的影響鮮有報(bào)道。筆者運(yùn)用CFD-PBM耦合的方法,以軸入導(dǎo)錐式水力旋流器為研究對(duì)象,對(duì)其內(nèi)部油滴聚并破碎行為進(jìn)行表述,探索分流比及處理量等操作參數(shù)對(duì)旋流器內(nèi)油滴聚結(jié)破碎的影響規(guī)律。

1 研究方法

1.1 數(shù)值模擬

1.1.1 模型建立及網(wǎng)格劃分

采用的流體域模型結(jié)構(gòu)及主要參數(shù)如圖1所示,圖中截面S1、S2為選取的分析截面位置。其中螺旋流道條數(shù)為5,入口直徑D為60 mm,溢流口直徑Du為12 mm,入口腔長(zhǎng)度L1為30 mm,大錐段長(zhǎng)度L2為50 mm,小錐段長(zhǎng)度L3為535 mm,尾管段長(zhǎng)L4為500 mm,底流口直徑Dd為14,大錐角度α為20°,小錐角度θ為5°,旋流器總長(zhǎng)L為1 165 mm。主要結(jié)構(gòu)尺寸為:入口直徑60 mm,溢流口直徑12 mm,入口腔長(zhǎng)度30 mm,大錐段長(zhǎng)度50 mm,小錐段長(zhǎng)度535 mm,尾管段長(zhǎng)度500 mm,底流口直徑14 mm,大錐角度20°,小錐角度5°,旋流器總長(zhǎng)度1 165 mm。軸入導(dǎo)錐式旋流器的分離原理為:油水混合液由入口軸向進(jìn)入螺旋流道內(nèi),在螺旋流道的作用下液流逐漸由軸向運(yùn)動(dòng)變?yōu)榍邢蛐D(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),經(jīng)導(dǎo)流錐穩(wěn)流后進(jìn)入到分離腔內(nèi),在離心力作用下油相向軸心運(yùn)移由溢流管排出,水相沿邊壁向底部流動(dòng)由底流管排出。

利用Gambit軟件對(duì)軸入導(dǎo)錐式旋流器流體域進(jìn)行建模并劃分網(wǎng)格,為了保障計(jì)算精度模型整體采用六面體網(wǎng)格劃分。為了更好地捕獲邊界特征,采用分段網(wǎng)格劃分及局部加密方法,對(duì)入口腔、螺旋流道、溢流管及錐段進(jìn)行分段網(wǎng)格劃分,并對(duì)螺旋流道進(jìn)行網(wǎng)格加密處理。開(kāi)展網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn),首先對(duì)旋流器模型進(jìn)行不同疏密程度的網(wǎng)格劃分,在不同劃分水平下網(wǎng)格單元數(shù)分別為166 532、245 741、293 067、325 800、417 902。對(duì)不同劃分水平網(wǎng)格模型進(jìn)行數(shù)值模擬,并以底流出口壓力降(pd)為檢驗(yàn)指標(biāo),結(jié)果顯示網(wǎng)格數(shù)量較小時(shí),底流口壓力降與其他網(wǎng)格劃分水平相差較大,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)增大到325 800與417 902時(shí),底流出口壓力降基本一致,均處于32 580 Pa附近,兩者差值小于20 Pa,壓降基本不隨網(wǎng)格數(shù)變化而發(fā)生改變,說(shuō)明此時(shí)數(shù)值模擬結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)無(wú)關(guān)。為提高計(jì)算精度的同時(shí)節(jié)省模擬時(shí)間,選用網(wǎng)格數(shù)為325 800的模型進(jìn)行后續(xù)的模擬分析。網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖1 流體域模型Fig.1 Fluid domain model

圖2 流體域網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of fluid domain model

1.1.2 邊界條件及計(jì)算模型

油水兩相間模擬計(jì)算采用多相流混合模型(mixture)。數(shù)值模擬時(shí)的油相密度、黏度及濃度值依據(jù)大慶油田某井場(chǎng)采取的油樣確定,通過(guò)質(zhì)量法測(cè)得油樣密度為880 kg/m3,運(yùn)用馬爾文流變儀測(cè)得25 ℃時(shí)油相黏度為112.2 mPa·s,水相黏度為1.003 mPa·s。同時(shí)測(cè)得油相體積分?jǐn)?shù)為2%,油水間界面張力為0.003 7 N/m。入口邊界條件為速度入口(velocity),出口邊界條件為自由出口(outflow),處理量變化范圍為0.96～5.35 m3/h,分流比變化范圍為10%～30%。選用雙精度壓力基準(zhǔn)算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解,湍流計(jì)算模型為Reynolds應(yīng)力方程模型(reynolds stress model,RSM),SIMPLEC算法用于進(jìn)行速度壓力耦合,壁面為無(wú)滑移邊界條件,動(dòng)量、湍動(dòng)能和湍流耗散率為二階迎風(fēng)離散格式,收斂精度設(shè)為10-6,壁面為不可滲漏,無(wú)滑移邊界條件。

1.1.3 群體平衡方程

油滴聚并和破碎是水力旋流器中油水分離的重要過(guò)程,它們不僅影響液滴尺寸分布,還直接影響分離性能。對(duì)于離散相油滴而言,粒徑變化主要與在流場(chǎng)中聚并及破碎有關(guān),因此在模擬粒徑變化時(shí)須添加群體平衡方程,對(duì)該過(guò)程進(jìn)行描述[10],其表達(dá)式為

(1)

其中

S(v,t)=Bc(v,t)-Dc(v,t)+Bb(v,t)-Db(v,t),

Db=g(v)n(v,t).

式中,Bc和Bb分別為聚并出生率和破碎出生率;Dc和Db分別為聚并死亡率和破碎死亡率;S(v,t)為液滴的聚并破碎源;a(v,v′)為體積在v和v′之間的液滴的聚并速率;g(v)是尺寸為V的氣泡的破碎速率;β(v,v′)為體積在v和v′之間液滴的概率密度函數(shù)。

同時(shí)在模擬計(jì)算時(shí)選用文獻(xiàn)[19]中提出的可用于描述液-液混合介質(zhì)的Luo破碎模型,聚并模型采用與文獻(xiàn)[20]相同的湍流聚并模型,該模型基于連續(xù)相的湍流耗散率將油滴聚并過(guò)程簡(jiǎn)化為截留、碰撞及匯合3個(gè)過(guò)程,對(duì)于模擬油水兩相流具有較高的精度。

1.2 實(shí) 驗(yàn)

1.2.1 實(shí)驗(yàn)裝置及工藝流程

實(shí)驗(yàn)流程如圖3所示。在混合罐內(nèi)配置油水混合液體積分?jǐn)?shù)為2%,混合罐內(nèi)可實(shí)現(xiàn)持續(xù)的攪拌及加熱,保證恒定的介質(zhì)溫度及油滴的粒度分布?；旌暇鶆虻囊毫显诼輻U泵的作用下被輸送至靜態(tài)混合器內(nèi),實(shí)現(xiàn)兩相介質(zhì)均勻混合,靜態(tài)混合器后端連有電磁流量計(jì)及壓力變送器,可實(shí)現(xiàn)入口處的壓力、流量實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè),被測(cè)量后的油水混合液進(jìn)入到旋流樣機(jī)內(nèi),實(shí)現(xiàn)油水兩相旋流分離,分離后的油相由溢流口流出,水相由底流口流出,油水兩相均循環(huán)至混合罐內(nèi)。安裝在入口及兩個(gè)出口管線上的截止閥用來(lái)完成分流比的調(diào)控。同時(shí)在連接入口、溢流口及底流口的管線上分別裝有A、B、C3個(gè)接樣點(diǎn),用來(lái)實(shí)現(xiàn)旋流分離前后樣液內(nèi)油相濃度分布的測(cè)量及旋流樣機(jī)分離性能的評(píng)估。根據(jù)相似參數(shù)準(zhǔn)則,加工試驗(yàn)樣機(jī)與模擬模型的參數(shù)保持一致,樣機(jī)材料為304不銹鋼,入口及出口與管線間均為法蘭連接。

圖3 實(shí)驗(yàn)工藝Fig.3 Experimental process

1.2.2 介質(zhì)配置

實(shí)驗(yàn)介質(zhì)為油水混合液,由于GL-580W-90車(chē)輛齒輪油黏度為0.108 Pa·s,密度為873 kg/m3,與現(xiàn)場(chǎng)油樣物性參數(shù)基本相同,因此選用該種油品為實(shí)驗(yàn)用油。按照油相體積濃度為2%配制油水混合液,加熱油水混合罐內(nèi)介質(zhì)溫度至25 ℃,開(kāi)啟攪拌電機(jī),通過(guò)設(shè)置不同攪拌轉(zhuǎn)速與攪拌時(shí)間的方法來(lái)控制介質(zhì)中油滴的粒度分布。本次實(shí)驗(yàn)設(shè)置電機(jī)轉(zhuǎn)速為120 r/min,攪拌時(shí)間為30 min,待介質(zhì)混合均勻后取樣3組,并利用MS2000激光粒度儀對(duì)油滴粒徑分布進(jìn)行濕法測(cè)量,最后選取3組的平均值作為最終結(jié)果,測(cè)得油滴顆粒面積平均粒徑(Sauter平均粒徑)ds為100 μm,由于在運(yùn)用PBM模型求解得出的即為顆粒面積平均粒徑分布,所以用ds值表征實(shí)驗(yàn)介質(zhì)粒度分布。

1.2.3 樣品分析

在不同操作參數(shù)下分別在接樣點(diǎn)A、B、C針對(duì)入口、溢流口及底流口接樣并進(jìn)行含油分析。利用射流萃取器(CQQ-1000×3)以國(guó)標(biāo)四氯化碳為萃取劑,對(duì)樣液進(jìn)行萃取,最后通過(guò)紅外分光測(cè)油儀(JLBG-126)測(cè)量樣液的含油體積分?jǐn)?shù)。

1.2.4 效率計(jì)算

水力旋流器的效率計(jì)算方法分為質(zhì)量效率、簡(jiǎn)化效率及綜合效率3種。其中綜合效率是由簡(jiǎn)化效率、分流比及入口含油體積分?jǐn)?shù)三者共同決定,修正了質(zhì)量效率及簡(jiǎn)化效率中的不足。本實(shí)驗(yàn)采用綜合效率作為旋流器分離性能的評(píng)價(jià)指標(biāo),其表達(dá)式[21]為

(2)

式中,E為旋流器綜合效率;Qd為底流口流量,m3/h;Qi為入口進(jìn)液量,m3/h;f為溢流分流比,即溢流口流量與入口流量之比;φd為底流口含油質(zhì)量濃度,mg/L;φi為入口含油質(zhì)量濃度,mg/L。

2 結(jié)果分析

2.1 湍動(dòng)能影響

圖4 油滴粒徑與湍動(dòng)能云圖對(duì)比Fig.4 Contour comparison of oil droplet size and turbulent kinetic energy

對(duì)軸入導(dǎo)錐式旋流器內(nèi)部流場(chǎng)特性對(duì)油滴粒度分布的影響進(jìn)行分析,設(shè)置旋流器入口處油滴顆粒面積平均粒徑ds=100 μm,固定分流比f(wàn)=20%,設(shè)置處理量Q=3.62 m3/h。模擬得出該工況下油滴粒徑分布云圖與湍動(dòng)能分布云圖對(duì)比情況,如圖4所示。由圖4可以看出,較大粒徑油滴分布在旋流器溢流口下方的軸心區(qū)域,最大油滴粒徑約為600 μm,并且由軸心向器壁方向油滴粒徑逐漸減小,而較小粒徑油滴分布在底流口邊壁區(qū)域,繞軸心呈環(huán)形分布。同時(shí)在螺旋流道出口區(qū)域,靠近溢流管壁及旋流器邊壁位置湍動(dòng)能較高,在底流管尾端的近壁區(qū)域湍動(dòng)能達(dá)到最大值。通過(guò)云圖對(duì)比可以發(fā)現(xiàn),湍動(dòng)能決定著油滴的粒度分布,且呈現(xiàn)出一定的規(guī)律性。

為進(jìn)一步分析湍動(dòng)能與油滴粒徑分布間的規(guī)律,按圖1所示截面位置得出S1截面及S2截面粒徑與湍動(dòng)能分布對(duì)比曲線,如圖5所示。由圖5可以看出,在S1截面上,由旋流邊壁到溢流管壁的油滴粒徑先增大后減小,由溢流管壁到軸心粒徑逐漸增大。在溢流管壁附近湍動(dòng)能達(dá)到最大值,由邊壁到溢流管壁呈現(xiàn)出先減小后增加的趨勢(shì)。在截面S4位置由邊壁到軸心油滴粒徑逐漸升高,而湍動(dòng)能逐漸降低。在旋流器內(nèi)粒徑及湍動(dòng)能均沿軸心對(duì)稱分布,但呈現(xiàn)出相反的變化趨勢(shì),足以說(shuō)明湍動(dòng)能越大的區(qū)域油滴破碎現(xiàn)象越明顯,粒徑越小;而湍動(dòng)能較小區(qū)域,油滴聚結(jié)機(jī)率越高,粒徑越大。

圖5 S1和S2截面粒徑分布與湍動(dòng)能對(duì)比Fig.5 Comparison of oil droplet size and turbulent kinetic energy of sectionS1andS2

2.2 處理量影響

模擬時(shí)分別設(shè)置入口處混合液流量為0.96、2.69、3.62、4.86、5.35 m3/h,入口油相體積分?jǐn)?shù)為2%,油滴面積平均粒徑ds=100 μm,溢流分流比為20%。在該操作參數(shù)下,分析處理量對(duì)分離性能以及油滴聚并破碎影響,旋流器腔內(nèi)的切向速度是反映旋流分離性能的主要因素之一,模擬得出不同處理量時(shí)截面S1位置切向速度隨著處理量變化的分布曲線,如圖6所示?？梢钥闯鰺o(wú)論是在邊壁到溢流管區(qū)域還是在溢流管內(nèi),隨著入口進(jìn)液量增加,切向速度均逐漸增大,說(shuō)明增大入口進(jìn)液量可以增強(qiáng)旋流器的分離性能。

圖6 不同處理量時(shí)S1截面切向速度對(duì)比Fig.6 Tangential velocity comparison under different inlet flow rate of sectionS1

圖7 不同處理量時(shí)S1截面湍動(dòng)能對(duì)比Fig.7 Kinetic energy comparison under different inlet flow rate of sectionS1

通過(guò)進(jìn)一步分析截面S1位置的湍動(dòng)能隨處理量增加的變化曲線(圖7),可以發(fā)現(xiàn)隨著入口進(jìn)液量增加,湍動(dòng)能也隨之增強(qiáng)。說(shuō)明持續(xù)增加入口進(jìn)液量,會(huì)增大油滴破碎的機(jī)率。為了進(jìn)一步說(shuō)明處理量對(duì)油滴聚并破碎的影響,在入口含油體積分?jǐn)?shù)及油滴粒度分布均相同的前提下,統(tǒng)計(jì)不同處理量時(shí)溢流及底流兩出口處總的油滴粒度分布,并與入口油滴粒度分布對(duì)比,得出圖8所示對(duì)比曲線。由圖8可以看出,隨著入口進(jìn)液量增加,旋流器出口處的油滴粒徑逐漸減小,當(dāng)處理量在0.96～3.62 m3/h時(shí),出口處小于100 μm的較小粒徑油滴占比減小,大于100 μm的較大粒徑油滴占比增加,油滴在旋流器內(nèi)發(fā)生明顯的聚結(jié)現(xiàn)象。當(dāng)處理量在4.86～5.35 m3/h時(shí),旋流器出口處小粒徑油滴占比增大,油滴發(fā)生明顯的破碎。

圖8 不同處理量時(shí)出口粒度分布對(duì)比Fig.8 Comparison of outlet particle size distribution under different inlet flow rate

圖9 處理量對(duì)分離效率影響Fig.9 Effect of inlet flow rate on separation efficiency

為了得出油滴的聚并及破碎對(duì)旋流器分離效率的影響規(guī)律,對(duì)比相同操作參數(shù)下實(shí)驗(yàn)效率與數(shù)值模擬效率,得出圖9所示不同計(jì)算模型下實(shí)驗(yàn)與模擬效率對(duì)比曲線,其中實(shí)驗(yàn)效率按照式(4)方法計(jì)算。常規(guī)模型即在模擬時(shí)不引入油滴聚并破碎模型,忽略其對(duì)旋流器分離效率的影響。由圖9可以看出,當(dāng)入口進(jìn)液量在0.96～3.62 m3/h時(shí),分離效率實(shí)驗(yàn)值隨著進(jìn)液量增加由81%上升到98.4%,流量繼續(xù)增加時(shí)分離效率有所降低。常規(guī)模型模擬結(jié)果顯示,不考慮油滴聚并破碎的模擬效率隨著入口進(jìn)液量增加持續(xù)升高,在入口進(jìn)液量大于3.62 m3/h范圍內(nèi),與實(shí)驗(yàn)效率值呈現(xiàn)出了相反的變化趨勢(shì)。說(shuō)明油滴的聚并及破碎會(huì)對(duì)旋流器分離效率產(chǎn)生一定影響?？紤]油滴聚并破碎的PBM模型計(jì)算得出的效率變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合,在入口進(jìn)液量為3.62 m3/h時(shí)達(dá)到了分離效率的最大值。充分說(shuō)明,通過(guò)增大入口進(jìn)液量的方式來(lái)提高旋流器的分離效率具有一定的局限性,雖然可以通過(guò)增強(qiáng)旋流場(chǎng)的切向速度來(lái)提高旋流分離性能,但同時(shí)也會(huì)增大油滴的破碎機(jī)率從而使分離效率降低。

2.3 分流比影響

固定入口進(jìn)液量為3.62 m3/h,油滴面積平均粒徑為100 μm,調(diào)整溢流分流比在10%～30%內(nèi)變化,得出不同分流比時(shí)S1截面位置湍動(dòng)能變化曲線如圖10所示。由圖10可以看出隨著溢流分流比不斷升高,湍動(dòng)能逐漸增大。圖11為溢流分流比對(duì)S1截面油滴粒徑分布的影響。由圖11可見(jiàn),隨著分流比增大油滴粒徑逐漸減小。當(dāng)溢流分流比較小時(shí),溢流口排液量降低湍流作用減小,致使油滴聚結(jié)。隨著溢流分流比逐漸升高,溢流口的排液量隨之增大,增大了該區(qū)域內(nèi)油滴破碎機(jī)率。說(shuō)明適當(dāng)?shù)慕档鸵缌鞣至鞅瓤梢詼p小油滴破碎,防止溢流混合介質(zhì)的乳化,增強(qiáng)旋流分離性能。

圖10 不同分流比時(shí)S1截面湍動(dòng)能分布Fig.10 Comparison of turbulent kinetic energy of sectionS1under different split rate

圖11 不同分流比時(shí)S1截面油滴粒徑分布Fig.11 Particle size distribution of section S1under different split rate

圖12為不同分流比時(shí)底流管S2截面油滴粒徑分布。由圖12可知,在底流管邊壁區(qū)域隨著溢流分流比逐漸升高油滴粒徑逐漸升高,而在軸心區(qū)域隨著溢流分流比上升,油滴粒徑逐漸降低。即在旋流器底流管內(nèi)由邊壁到軸心,分流比對(duì)油滴粒徑分布的影響呈現(xiàn)出了不同規(guī)律。圖13為不同分流比時(shí)S2截面油相體積分?jǐn)?shù)分布對(duì)比曲線?？梢钥闯鲭S著溢流分流比的逐漸增大,底流含油體積分?jǐn)?shù)逐漸降低,軸心處油相含量降低致使油滴粒度分布減小。而對(duì)于近壁區(qū)域而言,隨著溢流分流比逐漸升高流經(jīng)溢流管的排液量逐漸增大,底流管的液流量逐漸減小導(dǎo)致底流管近壁處的湍動(dòng)能降低,增強(qiáng)了油滴間的聚結(jié),致使近壁處油滴粒徑逐漸增大。

分流比在10%～30%內(nèi)變化時(shí)旋流器實(shí)驗(yàn)效率與模擬效率對(duì)比曲線見(jiàn)圖14。由圖14可知,分離效率隨著分流比增大呈現(xiàn)出先升高后降低的趨勢(shì),并在分流比為20%時(shí)達(dá)到了效率最大值98.4%,模擬值與實(shí)驗(yàn)值呈現(xiàn)出了相同的變化規(guī)律。說(shuō)明通過(guò)降低分流比的方式,雖然可以增大旋流器內(nèi)油滴間的聚結(jié),但同時(shí)也會(huì)增大底流口的含油體積分?jǐn)?shù)致使分離效率有所下降。而增大分流比時(shí),雖然可以降低底流口含油體積分?jǐn)?shù),但同時(shí)也會(huì)升高溢流口附近油滴的碰撞機(jī)率,使油滴破碎成更小的油滴,致使分離難度增大而降低分離效率。充分說(shuō)明對(duì)于旋流器而言存在使其內(nèi)部油滴的破碎及聚并處易于分離粒徑的最佳分流比,而本文研究的旋流結(jié)構(gòu)最佳分流比為20%。

3 結(jié) 論

(1)入口進(jìn)液量在0.96～3.62 m3/h內(nèi)時(shí),油滴在旋流器內(nèi)發(fā)生明顯的聚并現(xiàn)象。當(dāng)入口進(jìn)液量大于3.62 m3/h時(shí),油滴在旋流器內(nèi)破碎現(xiàn)象明顯。增加入口進(jìn)液量可以提高旋流腔內(nèi)的切向速度,增強(qiáng)分離性能,但同時(shí)也會(huì)增大流場(chǎng)湍動(dòng)能使大粒徑油滴破碎成小油滴,增大分離難度從而降低分離效率。對(duì)于本文研究的對(duì)入口流速要求較低的軸入式旋流器結(jié)構(gòu)而言,研究范圍內(nèi)入口進(jìn)液量為3.62 m3/h時(shí)旋流器分離效率處于最佳狀態(tài)。

(2)增大溢流分流比可以降低底流口含油體積分?jǐn)?shù),但同時(shí)也會(huì)增大溢流口油滴破碎機(jī)率,致使分離效率降低。研究范圍內(nèi),當(dāng)分流比為20%時(shí),旋流器實(shí)驗(yàn)效率及模擬效率均達(dá)到最高,為本結(jié)構(gòu)最佳分流比。

(3)相比單一的Euler-Euler模型,采用CFD-PBM耦合模型的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果呈現(xiàn)出了相同的規(guī)律,可以更準(zhǔn)確地描述出分流比及處理量等操作參數(shù)對(duì)旋流器分離效率的影響。