軸流式兩級一體化水力旋流器結構參數優(yōu)選

張曉光，劉佳成，徐保蕊，趙立新，司書言，蔣明虎

（1.東北石油大學 機械科學與工程學院，黑龍江大慶 163318；2.黑龍江省石油石化多相介質處理及污染防治重點實驗室，黑龍江大慶 163318）

0 引言

當前水力旋流器廣泛應用于能源、化工、食品工程及廢水處理等行業(yè)領域［1-9］。研究者對油水分離用水力旋流器開展了大量的研究［10-16］。如PEREIRA 等［17］將旋流器應用于井下油水分離，處理后水可直接注入地層。程海鷹等［18］對水力旋流器油水分離技術開展了研究，并進行了現場實際應用測試。

在采油井筒井下等有限空間開展油水分離用水力旋流器設計方面，由于軸流式結構特有的軸向進液形式，已成為該領域研究熱點。在新型軸流式水力旋流器研究方面，研究者不斷改進和優(yōu)化結構設計，以適應特殊空間的應用和效率提升。丁旭明等［10］開發(fā)的新型軸流式旋流分離器有效地降低了入口處局部阻力損失。YOSHIDA等［19］通過試驗對比了傳統(tǒng)旋流器和螺旋進口旋流器的分離性能，發(fā)現螺旋進口旋流器分離效率較傳統(tǒng)型式有明顯提高。JI 等［20］研究發(fā)現螺旋線型進口既能抑制顆粒錯位，又能降低能量損耗。NIEUWSTADT 等［21］推導了軸流式分離器簡化分離效率理論公式，認為減小導向葉片之后的筒體直徑可提高分離效率。蔣明虎等［22］研究發(fā)現螺旋葉片入口較切向入口具有更高分離效率和較低壓損。潘威丞等［23］模擬了葉片個數對流場的影響，為旋流器結構設計提供了參考。VAUGHAN［24］也提出了一種基于螺旋葉片的入口結構，可滿足小處理量、細顆粒的分離需求。徐保蕊等［25-26］設計了一種螺旋油水分離器，進液結構亦采用螺旋葉片式軸流入口，研究發(fā)現該結構具有流量波動適應范圍寬、徑向尺寸小以及強螺旋流分離效率高等優(yōu)勢。

然而，軸流式入口結合螺旋結構的水力旋流器內部結構設計復雜，涉及的結構參數較多，因此有必要開展一體化設計及關鍵參數優(yōu)選研究?；诖?，本文提出一種軸流式兩級一體化水力旋流器，對其結構參數進行優(yōu)選，并重點探究其內部流場特性，確定具有更高分離效率的旋流器結構，研究可為旋流器進一步優(yōu)化設計與應用提供參考。

1 物理模型及分離原理

基于旋流分離原理設計出一種軸流式兩級一體化水力旋流器，如圖1 所示，主要包括一級螺旋流分離結構和二級螺旋內錐結構。一級螺旋流分離結構軸向距離短，以快速分離大粒徑油相為主；二級螺旋內錐結構，軸向長度較長，以強化難分離小粒徑油滴顆粒為主。旋流器整體流體域模型及分離原理如圖1（a）所示，油水兩相由軸向進入，經一級螺旋流分離結構中螺旋葉片將軸向流動轉為切向速度為主的螺旋流，螺旋流場中低密度油相向中心匯集形成油核，通過二級螺旋內錐結構中心的一級溢流管流出；一級預分離的剩余油水混合物繼續(xù)經過二級螺旋內錐結構進行強化分離，其中更多難分離的小粒徑油滴在離心力驅動下向中心方向匯集至內錐結構并聚結，最終與一級溢流管分離出的油相在總溢流管處匯合流出。水相由底流口流出，完成油水二級分離。

圖1 軸流式兩級一體化水力旋流器結構設計Fig.1 Structural design of axial-flow two-stage integrated hydrocyclone

本文研究模型主直徑D 為50 mm，初始結構各結構參數如圖1（b）所示，具體尺寸見表1。其中一級螺旋結構葉片數為4，二級螺旋葉片數為6。

表1 軸流式兩級一體化水力旋流器主要結構參數Tab.1 The main structural parameters of the axialflow two-stage integrated hydrocyclone

2 網格劃分及無關性檢驗

利用Solidworks 軟件建立軸流式兩級一體化水力旋流器流體域模型，旋流器整體采用六面體網格劃分，如圖2 所示，在一級穩(wěn)流錐和導流錐局部采用四面體網格劃分。通過調整間隔尺寸控制流體域模型網格總數。對流體域進行不同水平網格劃分，各水平對應的間隔尺寸與網格數量見表2。

表2 不同水平網格劃分數量Tab. 2 Number of grid division at different levels

圖2 模型網格劃分Fig.2 Mesh division model

針對不同網格水平的模型施以相同邊界條件進行計算，待收斂后進行網格無關性檢驗。溢流壓降ΔP1是反映旋流器分離性能重要指標之一，為此以軸流式兩級一體化水力旋流器ΔP1為考核指標，分析網格數對ΔP1的影響，得出溢流壓降ΔP1隨著網格數變化的對比曲線如圖3 所示。可見，當間隔尺寸從1.90 到1.74 時，旋流器ΔP1呈上升趨勢，當間隔尺寸達到1.65 后，ΔP1趨于平緩，當間隔尺寸為1.60 時，相較于1.65 時ΔP1基本不變。為節(jié)約計算成本，最終選用1.65 間隔尺寸進行網格劃分。

圖3 不同網格劃分水平的旋流器溢流壓降Fig.3 Overflow pressure drop with different grid division levels

3 參數設置與模型驗證

3.1 模擬參數設置

模擬介質為油水兩相流，介質參數分別為連續(xù)相水相：密度為998 kg/m3、黏度為1 mPa·s；離散相油相：密度為859 kg/m3、黏度為1.03 mPa·s，體積分數為5%。

采用ANSYS-FLUENT 軟件進行數值模擬，入口邊界條件為速度入口（velocity），通過調整處理量控制入口速度。計算處理量為5 m3/h 時所對應的入口速度vi，計算式如下：

式中，Q 為入口流量，m3/h；A 為入口過流面積，m2。

溢流口和底流口均設置為自由出口（outflow）。溢流分流比是針對入口總進液量進行分流的，設置為30%。選用壓力基準算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計算模型為雷諾應力模型（Reynolds stress model，RSM），油水兩相間模擬計算采用多相流混合模型（Mixture）。SIMPLEC 算法用于進行速度壓力耦合，動量、湍動能和湍流耗散率為二階迎風離散格式，收斂精度設為10-7，壁面為不可滲漏無滑移邊界條件。

3.2 模型驗證

本文所設計結構以螺旋導流產生螺旋流分離流場為主，與文獻［22］設計的螺旋分離器結構核心近似，因此本文模擬湍流模型等設置也與該文獻一致，根據文獻中的PIV 試驗所得數據與模擬所得數據對比如圖4 所示（圖中徑向位置采用無量綱化處理，r*=2r/D），模擬與試驗結果吻合良好，驗證了本文模擬計算的可靠性。

圖4 入口管段軸向速度沿徑向位置分布對比Fig.4 Comparison of the distribution of va along the radial position of the inlet pipe section

4 結果分析

4.1 不同結構參數對質量效率的影響

分別對一級到二級距離L3、一級導流錐錐角θ2、一級溢流管內徑D4、一級螺距L2、二級螺距L5、二級導流內錐錐角θ4、總溢流管內徑D4、總溢流管伸入長度L7、二級穩(wěn)流錐錐角θ3等結構參數進行數值模擬，系統(tǒng)分析軸流式兩級一體化水力旋流器的質量效率隨結構參數的變化規(guī)律，如圖5 所示，其中質量效率Ez計算式為：

圖5 各結構參數對質量效率的影響Fig.5 Effect of various structural parameters on mass efficiency

式中，Mu，Mi為溢流口、入口油相質量，kg/s。

由圖中可知，優(yōu)選前初始模型的質量效率為57.38%，溢流壓降為31.18 kPa，經優(yōu)化后，旋流器最高效率可達到96.38%，溢流壓降為89.42 kPa。旋流器分離效率基本隨著各參數的變化呈現先增大后減小的趨勢。其中較為特殊的是，旋流器二級穩(wěn)流錐錐角結構參數的變化對效率影響規(guī)律呈先減小后增大然后再減小的趨勢，且二級穩(wěn)流錐錐角的變化對質量效率的影響也比其他參數更大，因此本文重點對二級穩(wěn)流錐錐角對旋流器流場的影響以及出口壓降與質量效率的關系做進一步分析。

4.2 二級穩(wěn)流錐錐角對流場的影響

在保持其他參數不變的情況下，分別改變二級穩(wěn)流錐錐角θ3為12°，18°，24°和30°，對不同參數建模和模擬，對比探討θ3對旋流內流場、壓降及效率的影響規(guī)律。

由圖6 可知，在不同二級穩(wěn)流錐錐角參數下，油相體積分數在腔體內分布區(qū)域基本相似，但分布的量值不同。在一級螺旋流分離結構區(qū)域，油相濃度分布程度基本一致；而在二級穩(wěn)流錐錐角為18°和30°時，二級穩(wěn)流錐錐角上端有油相的聚集，可推斷此處產生了不同程度的循環(huán)流。在二級穩(wěn)流錐錐角為12°～24°時，油相在二級螺旋內錐結構和總溢流口之間部分出現了較高體積分數油相的聚集，且二級穩(wěn)流錐錐角為12°和24°時更為明顯。取二級螺旋流道下方5 mm 處為截面一和總溢流口上方10 mm 處為截面二，對比不同錐角參數下，截面一和截面二上的油相分布變化，可見：（1）在二級穩(wěn)流錐錐角為12°和24°時，截面一處靠近二級導流內錐壁面的油相濃度明顯提高；（2）截面二處在旋流器徑向直徑為15～20 mm之間出現一油相濃度較高的環(huán)形條帶，當二級穩(wěn)流錐錐角為12°，24°和30°時，截面二靠近二級導流內錐壁面處油相濃度明顯升高，而二級穩(wěn)流錐角為12°和24°時，油相濃度集中的范圍更大。

圖6 不同二級穩(wěn)流錐錐角參數下油相體積分數分布云圖Fig.6 Cloud diagram of oil phase volume fraction distribution under different second-stage steady flow cone angle

選取截面一和截面二的切向速度進行對比，由圖7 可知，兩處切向速度沿徑向分布趨勢基本一致。在一級溢流管中旋流器的切向速度基本沒有變化，在二級導流內錐邊壁附近切向速度近似呈現自由渦-強制渦的組合渦特征，內外旋流分布明顯；切向速度在二級導流內錐邊壁附近處數值最小。其中二級穩(wěn)流錐角為12°和24°的旋流器兩截面切向速度基本相同，外旋區(qū)域的切向速度相對于二級穩(wěn)流錐角為18°和30°旋流器內的更高。而二級穩(wěn)流錐角為12°和24°旋流器的內旋區(qū)域切向速度則低于錐角為18°和30°旋流器內的切向速度。

圖7 截面處切向速度變化曲線Fig.7 Variation curve of tangential velocity at section

圖8 示出的軸向速度反應了兩截面的流體在2 個出口間的流動情況，軸心處的波峰表現了一級溢流管內流體做內旋運動，流體在向總溢流口處流動。在靠近旋流器壁面的地方，由于流體與壁面間的摩擦阻力，旋流器的軸向速度有明顯的降低趨勢。對比圖8（a）（b），可見在截面二處，徑向位置范圍為10～20 mm 之間，流體有明顯的回流或軸向速度減慢的現象，綜合圖6，更能說明流體的回流運動。而靠近旋流器外壁面處，二級穩(wěn)流錐角為12°和24°的旋流器，液體的軸向速度明顯高于另外兩種旋流器。

圖8 截面處軸向速度變化曲線Fig. 8 Axial velocity change curve at section

由圖9（a）可見，截面一處流體基本都向中心匯聚，且二級穩(wěn)流錐角為12°和24°的旋流器，匯聚的速度更快。而在截面二處，如圖9（b）所示，中心處流體都有向外擴散的趨勢，可見此時油核也基本穩(wěn)定。圖10 示出溢流壓降ΔP1與底流壓降ΔP2隨二級穩(wěn)流錐角θ3變化曲線，可見，ΔP1和ΔP2變化趨勢基本一致，且并不隨θ3變化而單調變化。旋流器效率提高時，壓降也隨之增大，且ΔP1比ΔP2增長更多，可見ΔP1更有利于中間油核從溢流口的排出，進而增大效率。

圖9 截面處徑向速度變化曲線圖Fig.9 Radial velocity change curve at the section

圖10 溢流與底流壓降隨二級穩(wěn)流錐角變化曲線Fig.10 Pressure drop curve with θ3

由油相體積分數、速度場和壓力降隨θ3的變化規(guī)律可見，特定的二級穩(wěn)流錐角（θ3=12°）下，在二級穩(wěn)流錐角的外壁面不會產生循環(huán)流，且在總溢流口上方會產生回流現象，從而提高旋流器效率。

5 試驗驗證

加工軸流式兩級一體化水力旋流器試驗樣機，研究分流比對油水分離效果的影響，試驗工藝流程如圖11 所示。基于數值模擬，調節(jié)與溢流口、底流口連接的閥門控制分流比分別為25%，27.5%，30%，32.5%和35%。為減少操作誤差對結果造成的影響，每個操作參數下取樣3 組，通過測油儀對入口及底流樣液的含油濃度分別進行測量，取3 組的平均值作為最終含油濃度，分離效率計算式為：

圖11 驗證試驗工藝流程示意Fig.11 Schematic diagram of validation test process flow

式中，F 為分流比；Ci，Cd分別為入口和底流口含油濃度，mg/L。

試驗得出分流比與分離效率間的關系曲線如圖12 所示。

圖12 分離效率Ez 隨分流比F 變化曲線Fig.12 Curve of Ez versus F

對比可見，試驗與模擬的效率隨分流比變化均成二次曲線關系（二次多項式擬合度R2均高于0.95），基本在分流比為32.5%時效率值最高；分離效率的試驗值整體比模擬值低，但試驗值與模擬值整體變化趨勢一致，僅在分流比較低（低于27.5%）時二者誤差較大，在較高的分流比（高于35%）時二者的誤差有進一步增大的趨勢；在分流比為27.5%～35%范圍內試驗值與模擬值擬合較好。試驗驗證結果表明：旋流器系統(tǒng)試驗值與模擬值的變化規(guī)律基本一致，在設計分流比分布范圍內二者相差不大，基本在誤差要求范圍內，一定程度上驗證了數值模擬結果的可靠性。

6 結論

（1）通過對9 種結構參數的數值模擬優(yōu)選，初始模型的質量效率為57.38%，溢流壓降為31.18 kPa，經優(yōu)化后，旋流器最高效率可達到96.38%，溢流壓降為89.42 kPa。

（2）系統(tǒng)對比各結構參數對旋流器分離效率的影響，確定了最佳結構參數，具體為一級到二級距離L3=45 mm、一級導流錐錐角θ2=60°、一級溢流管內徑D4=10 mm、一級螺距L2=90 mm、二級螺距L5=40 mm、二級導流內錐錐角θ4=30°、總溢流管內徑D4=20 mm、總溢流管伸入長度L7=120 mm、二級穩(wěn)流錐錐角θ3=12°。

（3）旋流器二級穩(wěn)流錐角結構參數變化對分離效率的影響最為明顯，影響規(guī)律為先減小后增大然后再減小的趨勢，其中二級穩(wěn)流錐角為18°和30°時，二級穩(wěn)流錐角上部會形成不同程度的循環(huán)流，從而影響二級螺旋分離的流場，旋流器質量效率降低；二級穩(wěn)流錐錐角為12°和24°時，總溢流管入口外壁處會產生部分液體的回流，從而可提升旋流器的質量效率，旋流器質量效率相對更高，其中最高為12°錐角時的96.38%。