氣液旋流分離器氣相體積分?jǐn)?shù)和壓力降數(shù)值模擬

吳允苗，朱朝鴻

（泉州師范學(xué)院化工與材料學(xué)院，福建 泉州 362000）

關(guān)于旋流分離技術(shù)的應(yīng)用歷史，最早可以追溯到一百多年前的工業(yè)革命時期。1886年，隨著世界上第一臺圓錐形旋風(fēng)分離器誕生，旋流分離技術(shù)便開始在工業(yè)生產(chǎn)領(lǐng)域嶄露頭角，發(fā)展至今已經(jīng)走過了三個階段。第一階段為19世紀(jì)末至20世紀(jì)60年代，此時煤炭、貴金屬等陸地礦產(chǎn)資源的開采與應(yīng)用影響并推動了旋流分離技術(shù)的發(fā)展，以液固旋流分離為主；第二階段為20世紀(jì)60年代至21世紀(jì)初，此時的發(fā)展受到國際海洋石油資源的開發(fā)以及人類環(huán)保意識的不斷增強(qiáng)的影響，以油水分離為主；第三階段的發(fā)展主要是在微觀領(lǐng)域，主要受到2000年以后的納米層級的離子和分子及其相關(guān)聚合體分離等相關(guān)技術(shù)發(fā)展的影響。關(guān)于旋流分離技術(shù)的研究，國內(nèi)外眾多的專家學(xué)者從旋流分離器的結(jié)構(gòu)尺寸、壓力降、分離效率等方面作了大量的深入實踐，并在此基礎(chǔ)上建立了較為完善的理論基礎(chǔ)和科研方法。旋流分離器在分離多相物質(zhì)時，內(nèi)部的流場常常需要涉及到十分復(fù)雜的湍流問題。對于這些問題的描述和處理，若單單依靠理論分析和實驗探究，是難以完成的。傳統(tǒng)的理論分析方法由于自身所帶有的局部抽象與簡化，因此在非線性情況并不完全適用。另外，實驗探究的方法，也受到了成本高、實驗周期長的因素的制約，而且實驗結(jié)果容易被流場干擾。CFD方法彌補(bǔ)了上述兩種方法的不足，此方法是通過在計算機(jī)上進(jìn)行特定的計算來模擬等同條件下的實驗，計算結(jié)果精確，同時也省去了大量的人力物力[1-7]。

1 氣液旋流分離器的建模

1.1 結(jié)構(gòu)尺寸

本文所模擬的是常規(guī)的氣液旋流分離器，幾何構(gòu)造包括兩相流體的旋流區(qū)域以及切向入口管，其中圓柱形區(qū)域稱為筒體，為混合物分離的主要場所；圓柱段上部分區(qū)域是溢流管，經(jīng)旋流分離之后的氣相物質(zhì)，便從溢流管離開操作體系；圓柱段向下接有一個錐部，錐部的末端連接底流管，經(jīng)旋流分離之后的液相物質(zhì)，便從底流管離開操作體系。

圖1為氣液旋流分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖和網(wǎng)格模型圖。結(jié)構(gòu)參數(shù)如下:圓柱筒體的高度為H1=70mm，直徑D=50mm；溢流管的直徑為d1=16mm，筒體外部的長度為L1=30mm，插入筒體內(nèi)長度L2=20mm；錐部的高度為H2=70mm；底流管直徑為d2=10mm，長度為H3=180mm；入口管的截面為矩形，大小為a=6mm，b=13mm，入口管的長度為L0=100mm。網(wǎng)格劃分是CFD仿真模擬中的關(guān)鍵步驟，網(wǎng)格劃分質(zhì)量對模擬所花費(fèi)的時間、模擬的效果以及數(shù)值的耗散產(chǎn)生直接影響。網(wǎng)格的劃分在Gambit軟件中進(jìn)行。Gambit里面常用的計算網(wǎng)格，主要類型有:三角形、六面體形、棱錐形和楔形網(wǎng)格。綜合考慮上述因素之后，本文采用了六面體網(wǎng)格，劃分的網(wǎng)格數(shù)量，總數(shù)大約在20～25萬（含有多組不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的模型的對比），網(wǎng)格整體質(zhì)量良好。

圖1 氣液旋流分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖和網(wǎng)格模型圖

1.2 計算模型的選取

模擬所用的湍流模型為RSM模型，多相流模型為Mixture模型。設(shè)定primary phase為氣相（連續(xù)相），secondary phase為液相（分散相），進(jìn)口物料中液相的體積分?jǐn)?shù)為20%。氣液兩相物質(zhì)的物性參數(shù)如表1所示。

表1 氣液兩相物質(zhì)的物性參數(shù)

1.3 邊界條件

1)進(jìn)口邊界:混合的兩相物質(zhì)從入口管切向進(jìn)入，進(jìn)口邊界設(shè)置為速度入口，混合物的速度大小設(shè)為6 m/s，重力加速度大小取-9.81 m/s2。

2)出口邊界:出口邊界包括氣相出口邊界（即溢流管口）和液相出口邊界（即底流管口）。兩個出口邊界均設(shè)置為充分發(fā)展模式，即outflow。

3)湍流模型采用RSM模型，多相流模型采用Mixture模型。

4)壓力--速度的耦合求算采用simple算法，壓力計算選用PRESTO!格式，離散計算選用First Order Upwind格式。

2 數(shù)值模擬分析

旋流分離器由于有兩個出口，所以有兩種不同的壓降。當(dāng)分離器入口處的壓力為Pin，出口處的壓力液相為Pl、氣相為Pg時，則氣相的出口處壓力降大小為△Pg=Pin-Pg。液相出口的壓力降大小為△Pl=Pin-Pl。根據(jù)經(jīng)驗，壓力降的大小通常作為旋流分離器運(yùn)行能耗的主要參考值。本文以盡可能地多分離氣相為目標(biāo)，以氣相出口的壓力降為重要參數(shù)?？紤]到旋流場使得旋流分離器的溢流管口附近壓強(qiáng)大小分布并不均勻，所以采用Surface Integrals中的Area-Weighted Average法進(jìn)行計算。在工況相同的情況下，壓力降是越小越好。

2.1 溢流管半徑變化模擬分析

溢流管作為氣相離開操作體系的導(dǎo)向通道，當(dāng)結(jié)構(gòu)發(fā)生變化時，對截面上氣相的出口通量將產(chǎn)生直接的影響。本文從半徑和插入深度兩方面對溢流管結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對旋流分離造成的影響進(jìn)行了研究。理論上，溢流管半徑的增加，則單位時間經(jīng)過截面積上氣體通量也會增加。但實際上，氣相體積分?jǐn)?shù)是先升后降的。如圖2所示，氣相體積分?jǐn)?shù)在半徑為8.5mm時到達(dá)峰值92.78%，當(dāng)管徑增加至9mm時，氣相體積分?jǐn)?shù)開始下降，至9.5mm時出現(xiàn)最低值；之后在10mm到10.5mm的范圍內(nèi)，氣相體積分?jǐn)?shù)基本不變。從分離更多氣相的目的出發(fā)，這里應(yīng)選擇管徑為8.5mm的溢流管。

圖2 氣相體積分?jǐn)?shù)隨溢流管半徑變化曲線圖

如圖3所示。當(dāng)溢流管的半徑逐漸增大時，而氣相出口壓力降先是下降，然后在5200～5300Pa的區(qū)間內(nèi)緩慢波動。氣相出口壓力降在半徑為8.5 mm時壓力降為5250Pa，半徑為10.5mm時出現(xiàn)最低值，為5220。綜上所述，從節(jié)能的角度出發(fā)，半徑為10.5mm的溢流管管徑是很好的選擇。但在兼顧最大限度分離氣相的目標(biāo)之后，半徑為8.5mm的溢流管管徑較符合要求。

圖3 氣相出口壓力降隨溢流管半徑變化曲線圖

2.2 溢流管的插入深度變化模擬分析

溢流管插入深度的增加使管口下方易出現(xiàn)氣相“堆積”的情況，氣相分離出去的時間變長。如圖4所示，當(dāng)溢流管的插入深度在20mm時，溢流管口的氣相體積分?jǐn)?shù)值最大，之后便隨著溢流管的插入深度的增加持續(xù)地下降。為分離更多的氣相，這里溢流管的插入深度應(yīng)以20mm為宜。

由圖5可知，溢流管插入深度的增加使得氣相出口壓力降呈現(xiàn)先升再降趨勢。插入深度在35mm時達(dá)到峰值。插入深度在40mm時，氣相出口壓力降開始下降，插入深度繼續(xù)增大至45mm時，壓力降值基本不變。溢流管的插入深度以20mm為宜

圖4 溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)隨溢流管插入深度變化曲線圖

圖5 氣相出口壓力降隨溢流管插入深度變化曲線圖

2.3 變筒體半徑變化模擬分析

旋流分離過程主要發(fā)生在筒體，因此當(dāng)筒體的結(jié)構(gòu)發(fā)生改變時，對旋流分離器內(nèi)部的流場影響最為明顯。本文從半徑和高度兩方面對筒體結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變對旋流分離造成的影響進(jìn)行了研究。理論上，在同等的操作條件不變的情況下，筒體的半徑增加，意味著旋流分離器混合物分離處理量的增加。但最終分離出去的氣相體積占比卻并沒有上升。如圖6所示，當(dāng)筒體半徑在不斷擴(kuò)大時，溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)在不斷地減少，下降的趨勢也在逐漸放緩，至筒體半徑為35mm時出現(xiàn)最低值。從分離更多氣相的目的出發(fā)，這里筒體半徑應(yīng)以25mm為宜。

圖6 溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)隨筒體半徑變化曲線圖

在所有的操作條件保持不變的前提下，筒體半徑的增加表明旋流分離器混合物分離的處理量也在增加，而此時壓力降的變化卻是呈下降的趨勢。由圖7可知，隨著筒體半徑的不斷增加，氣相出口壓力降在不斷地減少。25～29mm區(qū)間下降最明顯，31～35mm區(qū)間次之，29～31mm區(qū)間最小，在筒體半徑為35mm時出現(xiàn)最低值。壓力降的減小，表明能耗在下降。從節(jié)能的角度出發(fā)，同時兼顧最大限度分離氣相的目標(biāo)之后，半徑取29mm較為合適。

從圖8看出，當(dāng)筒體的高度逐漸增大時，溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)隨筒體的高度總體上呈現(xiàn)下降的趨勢，在70 mm時有最大值。

在所有的操作條件保持不變的前提下，筒體高度的增加表明旋流分離區(qū)域得到了延長。從圖9看出，當(dāng)筒體的高度不斷地增大時，氣相出口壓力降的變化，大致上呈先升后降的趨勢。在76mm時達(dá)最大值。壓力降的大小與能耗成正比。從節(jié)能的角度出發(fā)，同時兼顧最大限度分離氣相的目標(biāo)之后，筒體的高度取70mm較為合適。

圖7 氣相出口壓力降隨筒體半徑變化曲線圖

圖8 溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)隨筒體高度變化曲線圖

3 結(jié)論

溢流管半徑的變化對溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)的影響更顯著，但并不能持續(xù)得到氣相體積分?jǐn)?shù)的高輸出。溢流管插入深度的變化，對氣相出口壓力降的作用更明顯。溢流管插入深度連續(xù)增大對氣液旋流分離非常不利。筒體半徑的變化，對二者的影響程度相近。壓力降的大小，隨筒體半徑的增加而逐漸下降，但溢流管口氣相體積分?jǐn)?shù)也在減少，氣液混合物的分離效果下降。兼顧最大限度分離氣相的目標(biāo)和節(jié)能環(huán)保的要求，溢流管管半徑取8.5mm、溢流管的插入深度取20mm、筒體的半徑應(yīng)取29mm為宜。

圖9 氣相出口壓力降隨筒體高度變化曲線圖