基于正交試驗的兩級串聯(lián)油氣旋流分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化

唐志國,宋安琪,李 杰,王守成

(合肥工業(yè)大學(xué) 機械工程學(xué)院,安徽 合肥 230009)

0 引 言

常規(guī)旋流分離器具有體積小、壽命長、效率高等特點,廣泛應(yīng)用于石油化工、汽車工業(yè)等領(lǐng)域[1-2]。在高處理量及惡劣環(huán)境條件下,兩級串聯(lián)旋流器在多相分離方面引起學(xué)者的關(guān)注,并分別在氣固、液固、液液分離方面獲得突破。

在氣固分離方面,文獻[3]對一種嵌套型兩級串聯(lián)旋流器仿真時,發(fā)現(xiàn)其分離效果顯著,并提出將離心導(dǎo)葉的進口形狀與流線保持一致,以減少湍流損失;文獻[4]在對“1+2”新型兩級旋流器實驗研究發(fā)現(xiàn)其總分離效率高于原設(shè)計的“1+1”旋流器,顆粒帶出率可減少40% 以上,且壓降滿足工藝要求。

在液固分離方面,文獻[5]對2個串聯(lián)的水力旋流器開展了研究,發(fā)現(xiàn)提高一級旋流器分流比有利于提高分離效率并減少能耗;文獻[6]基于對CFD模擬,驗證了由經(jīng)驗公式設(shè)計的二級水力旋流器對氯化鉀產(chǎn)物中硫酸鈣雜質(zhì)分離的可行性和有效性。

在液液分離方面,文獻[7]采用大渦模擬對井下雙級油水分離器研究時,發(fā)現(xiàn)一級分離器主要起分離作用,二級分離筒對于降低底流含油質(zhì)量分數(shù)具有重要影響。

然而,在氣液分離領(lǐng)域,串聯(lián)結(jié)構(gòu)旋流分離器的應(yīng)用相對較少,且目前研究應(yīng)用多為大型分離設(shè)備,而小型串聯(lián)旋流分離器的研究報道較為罕見?；诖?本文對一款應(yīng)用于發(fā)動機氣液分離的小型兩級串聯(lián)油氣旋流分離器進行研究,使用數(shù)值計算和正交試驗方法,得到其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計的最優(yōu)組合,并與試驗結(jié)果對比驗證其分離性能,為串聯(lián)旋流分離在小型氣液分離器的設(shè)計和應(yīng)用研究提供參考。

1 結(jié)構(gòu)及原理

兩級串聯(lián)油氣旋流分離器由2個串聯(lián)組組成,其模型如圖1所示。

圖1 兩級串聯(lián)油氣旋流分離器模型示意圖

含有油霧的氣體進入分離器入口,在切向入口的導(dǎo)流作用下進入分離筒,在分離筒中產(chǎn)生旋流,利用離心力將油霧甩向筒壁,聚集的油滴在重力作用下沿筒壁向下流動,氣體由上部溢流管排出進入二級分離筒,經(jīng)歷相同過程后油滴從底流口排出,氣體從分離器出口離開,實現(xiàn)油氣分離。

串聯(lián)組中各級分離筒的結(jié)構(gòu)參數(shù)及代碼表示方法如圖2所示。圖2中,Ac、D、De、L、S、D0分別表示單級分離筒入口面積、圓柱段直徑、溢流管直徑、圓柱段長度、溢流管插入深度及底流口直徑;代碼1、2分別表示一級和二級分離筒。

圖2 串聯(lián)組結(jié)構(gòu)參數(shù)

旋流分離器圓柱腔直徑為60 mm,入口及出口直徑均為16 mm。研究表明,分離筒入口最佳寬高比[8-9]為0.7,因此本文入口寬高比均采用0.7。具體分離筒尺寸見表1所列。

表1 分離筒尺寸

2 數(shù)值模擬及優(yōu)化分析

2.1 基本方程及模型選擇

數(shù)值模型作如下假設(shè):

(1)旋流分離器內(nèi)流場為氣液兩相等溫流動,不考慮相間熱量交換。

(2)液滴為球形,直徑保持常數(shù)。

(3)忽略液滴之間相互摩擦與碰撞及液滴聚結(jié)的影響。

(4)流場為充分發(fā)展流動。

根據(jù)以上假設(shè)可認為旋流分離器內(nèi)進行的是等溫、不可壓縮過程,因此氣體流動可由連續(xù)方程和N-S方程[10]來描述,方程分別為:

(1)

(2)

其中:i、j、k為常數(shù),分別為1、2、3;μg為氣體黏滯系數(shù);ρg為氣體密度;p為氣體壓力;τij為雷諾應(yīng)力項。

旋流器內(nèi)的強旋轉(zhuǎn)湍流各向異性明顯,而RSM湍流模型能準確地考察各向異性效應(yīng)[11]。DPM模型要求離散相體積分數(shù)少于10%～12%,而離散相體積分數(shù)取10%,可認為顆粒相的存在對連續(xù)相沒有影響,只考慮連續(xù)相對顆粒相的單相耦合影響。

由于僅考慮液滴在氣流中的曳力和重力作用,液滴運動方程[12-13]表示如下:

(3)

其中:Fd為氣流曳力;g為重力加速度;up為液滴速度。

2.2 網(wǎng)格劃分

本文采用前處理軟件Hypermesh對優(yōu)化前模型生成3種數(shù)目，分別為335 206、521 118、893 615個的六面體網(wǎng)格,并根據(jù)文獻[14]中的網(wǎng)格無關(guān)性分析方法,最終確定網(wǎng)格數(shù)為521 118個,如圖3所示。

圖3 兩級串聯(lián)油氣旋流分離器網(wǎng)格示意圖

2.3 邊界條件設(shè)置

采用商用軟件Fluent進行仿真分析,旋流分離器滿足對含油氣體30 L/min處理氣量要求[15],入口為速度入口,油滴面射源,速度為2.5 m/s,粒徑分布為0.35～10 μm,平均粒徑3 μm;底流口為固定壁面,油滴捕捉邊界;出口為自由出流,油滴逃逸邊界;剩余壁面均為無滑移反射壁面。

2.4 正交試驗設(shè)計

由于旋流分離器結(jié)構(gòu)因素相互作用,應(yīng)綜合考慮多因素組合對性能的影響,而正交試驗法是確定多因素組合關(guān)系最行之有效的方法。在此通過正交試驗法獲取結(jié)構(gòu)因素顯著性水平,并推演出最優(yōu)水平組合，因素水平見表2所列。本文選用的正交表為L27(313)正交表,正交試驗表見表3所列。

表2 正交試驗因素水平表

表3 正交試驗表L27(313)

續(xù)表

2.5 正交試驗結(jié)果極關(guān)分析

根據(jù)正交試驗原理,極差大小與因素變化對試驗結(jié)果影響程度呈正相關(guān)。不同結(jié)構(gòu)尺寸的正交試驗結(jié)果見表4、表5所列。

表4 不同結(jié)構(gòu)尺寸正交試驗結(jié)果

從表5可以看出影響壓降和分離效率指標因素主次,分別為De2>De1>D1>S1>Ac2>S2>L2>D2>Ac1>L1和De2>D1>Ac1>Ac2>L2>L1>S2>De1>S1>D2。De2增加導(dǎo)致軸向速度滯留程度增大,減小溢流管中的能耗占總能耗中的比例[16],但從正交試驗結(jié)果可以看出,分離效率也明顯下降;De2減小導(dǎo)致軸向速度和切向速度增大,使油滴易于發(fā)生破碎[17-18],不利于分離,因此選擇De22。綜上所述,得到最優(yōu)組合為Ac12-Ac21-D12-D22-De13-De22-L12-L21-S11-S22。

表5 正交試驗分析結(jié)果

2.6 分離機理分析

根據(jù)仿真結(jié)果,可將旋流分離器內(nèi)強旋轉(zhuǎn)流場分為2個理想旋流運動,即強制渦流和自由渦流,而實際渦流則介于以上兩者之間,因此可以將切向速度沿徑向分布由內(nèi)而外劃分為準強制渦區(qū)、過渡區(qū)以及準自由渦區(qū),如圖4所示。

圖4 切向速度分布及渦區(qū)示意圖

根據(jù)旋流聚結(jié)理論[19],流體顆粒的碰撞聚結(jié)主要發(fā)生在準自由渦區(qū),旋流場中油滴的主要受力如下:

F1+F2+FS≥πdσ

(4)

(5)

(6)

其中:F1為油滴獲得的向心作用力;F2為馬格納斯力;FS為Saffman力;d為油滴粒徑;σ為界面張力;ρc為連續(xù)相的密度;ρd為分散相的密度;vt為油滴的切向速度;τ為分散相受到的剪切破碎力;μc為連續(xù)相黏度;dvt/dr為切向速度在徑向上的梯度;dvr/dθ為徑向速度在周向上的梯度,值較小,對聚結(jié)影響也較小[19],本文可忽略此值。

優(yōu)化前后壓降及分離效率仿真結(jié)果見表6所列,由表6可知,優(yōu)化后壓降減少54 Pa,且分離效率提升17.5%。

表6 優(yōu)化前后仿真結(jié)果對比

優(yōu)化前后各截面速度分布如圖5～圖7所示,由圖5～圖7可知,De1由5 mm增加到6 mm,內(nèi)旋流面積增大,降低了中心上行的切向速度和軸向速度,從而降低了溢流管內(nèi)能耗,減小壓力損失[16],而滯留區(qū)徑向范圍并未隨De1增大而明顯增大,減少底流口處油滴返混,提高分離效率。同時S1由10 mm縮短為5 mm,減小了旋流氣體在中心溢流管內(nèi)外表面的摩擦等引起的靜壓損失[17]。由于尺寸變化導(dǎo)致切向速度略降,且準自由渦區(qū)切向速度在徑向上的梯度值略減,根據(jù)(6)式可知,氣液間相互作用減弱,使油滴受到的剪切破碎力減弱,有利于提高分離效率。Ac2由32 mm2縮小為28 mm2,且L2由30 mm縮減為20 mm,使切向速度和壓降均增大[9],由(4)式、(5)式可知,準自由渦區(qū)切向速度增大,帶動油滴作高速旋轉(zhuǎn)運動,促使油滴容易聚結(jié),提高了分離效率。

圖5 優(yōu)化前速度分布

圖6 優(yōu)化后速度分布

圖7 不同水平截面切向速度分布

此外優(yōu)化后徑向速度分布更為對稱;二級溢流管入口附近滯留區(qū)域擴大[17],下行流區(qū)域無明顯變化,但依然存在偏心現(xiàn)象,二級入口附近上行流和下行流交匯,出現(xiàn)二次渦;二級分離筒準自由渦區(qū)切向速度在徑向上的梯度值增大,根據(jù)(6)式可知,油滴受到的剪切破碎力增強,影響效率提升。

3 實驗流程及結(jié)果分析

3.1 實驗儀器及實驗流程

實驗儀器及實驗流程如圖8所示[20]。在旋流分離器后端連接一個可將剩余油霧完全分離的空濾分離器,旋流分離器進出口連接U型壓差計,用于測量分離器的總壓差。壓縮機容積流量為1.8 m3/h,環(huán)境溫度為25 ℃。為得到較為準確的實驗結(jié)果,對該系統(tǒng)的測量值為壓縮機穩(wěn)定運行10 h后的累計值。

1.儲油罐 2.油氣發(fā)生器 3.換熱器 4.溫度計 5.壓縮機 6.流量計 7.兩級串聯(lián)油氣旋流分離器 8.壓差計 9.空濾分離器 10.儲氣罐 11.噴嘴 12.閥1 13.閥2

集油瓶1增加的油量記為m1,集油瓶2增加的油量記為m2,旋流分離器與空濾分離器的接管中增加的油量記為m3,旋流分離器增重記為m4,空濾分離器增重記為m5,因此旋流分離器的總效率表示如下:

(7)

3.2 實驗結(jié)果分析

優(yōu)化前后壓降和分離效率實驗結(jié)果見表7所列,由表7可知,優(yōu)化后壓力損失下降了76 Pa,而分離效率提高了12.1%,驗證了仿真模型的可行性,因此可以得到本案例中的最優(yōu)組合：Ac1為32 mm2,Ac2為28 mm2,D1為22 mm,D2為22 mm,De1為6mm,De2為5 mm,L1為24 mm,L2為20 mm,S1為5 mm,S2為20 mm。

表7 優(yōu)化前后實驗結(jié)果

4 結(jié) 論

(1) 本文通過數(shù)值模擬與正交試驗方法,對汽車發(fā)動機油氣分離用小型兩級串聯(lián)旋流分離器結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化仿真分析,獲得其最優(yōu)水平組合為Ac12-Ac21-D12-D22-De13-De22-L12-L21-S11-S22。

(2) 對優(yōu)化前后仿真結(jié)果進行對比分析,優(yōu)化后切向速度分布總體呈M形,且二級分離筒切向速度顯著提高;二級徑向速度分布更為對稱;二級溢流管入口附近滯留區(qū)域擴大,偏心現(xiàn)象明顯,且二級入口處上行流和下行流交匯,導(dǎo)致出現(xiàn)二次渦。對比發(fā)現(xiàn),在一定范圍內(nèi),De1增大、S1縮小,有利于減小壓力損失并提高分離效率;Ac2、L2縮小,導(dǎo)致壓降增大,且切向速度增大促使油滴容易聚結(jié),有利于提高分離效率;然而二級分離筒油滴受到的剪切破碎力增強,影響效率繼續(xù)提升。

(3) 通過實驗研究,優(yōu)化后壓力損失下降了76 Pa,而分離效率提高了12.1%,驗證了仿真方法的可靠性,對汽車發(fā)動機油氣分離用小型兩級串聯(lián)旋流分離器研究和設(shè)計工作提供參考依據(jù)。