進(jìn)液量對(duì)氣舉式同向出流旋流器分離特性影響

劉彩玉，鄭九洲，李 楓，張 勇

（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）

1 引言

水力旋流器由于結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本低廉、分離效率高等優(yōu)點(diǎn)被廣泛用于市政、環(huán)保、冶金、石油化工等諸多領(lǐng)域中，而旋流器的分離性能又受到操作參數(shù)、結(jié)構(gòu)參數(shù)、及介質(zhì)物性參數(shù)的影響。因此提高旋流器的分離效率始終是相關(guān)領(lǐng)域?qū)W者的研究方向。部分學(xué)者采用向旋流器內(nèi)中注入微型氣泡的方式提高旋流器的分離效率，由于在流場(chǎng)內(nèi)微型氣泡的粘度較大且密度較小，微型氣泡會(huì)帶著流場(chǎng)中散落的油滴向旋轉(zhuǎn)中心聚集，再由溢流排出，從而提高效率［1］。文獻(xiàn)［2］對(duì)注氣式油水分離水力分離旋流器進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，得出了在入口注氣條件下分流比、氣液比和進(jìn)液量等參數(shù)對(duì)注氣式油水分離旋流器分離特性的影響。文獻(xiàn)［3］研究了井下氣液比對(duì)旋流器的油相分布、分離效率和壓力損失的影響，得出隨著入口氣相體積分?jǐn)?shù)增大，旋流器溢流口處的油核不斷減小，旋流器的分離效率隨氣液比的增大而降低的結(jié)論。文獻(xiàn)［4］研究了氣泡直徑對(duì)旋流器氣液分離性能的影響，研究表明分離單一氣泡混合介質(zhì)時(shí)，隨氣泡的直徑的增大溢流口氣相體積分?jǐn)?shù)先增大后減小，分離多種氣泡直徑混合介質(zhì)時(shí)，隨著氣泡直徑的增大，溢流口氣相體積逐漸減小。文獻(xiàn)［5］采用先注氣后旋流的方法，讓空氣以氣泡的形式注入到旋流器的內(nèi)腔中，從而加速油滴的徑向運(yùn)動(dòng)速率，結(jié)果表明隨著氣液比的增加，分離效率先增加后減小。文獻(xiàn)［6］分別在注氣式水力旋流器入口及旋流腔位置注氣，研究了注氣量與溢流分流比對(duì)旋流器分離效率的影響，得出注氣量較小時(shí)小氣泡摻雜于小油滴中，可提高分離效率，注氣量較大時(shí)油滴在旋流腔中反復(fù)循環(huán)，很難從溢流口流出，因此效率會(huì)逐漸降低。文獻(xiàn)［7］提出了同向出流倒錐式旋流器結(jié)構(gòu)，在常規(guī)旋流器的基礎(chǔ)上將出水口與出油口放在同側(cè)，同時(shí)在旋流器頂端設(shè)計(jì)了一個(gè)錐形的頂針結(jié)構(gòu)，這種結(jié)構(gòu)可使油滴在頂錐處聚結(jié)，有利于油水兩相分離從而提高分離效率。

鑒于上述研究結(jié)果可知，在一定條件下注入氣泡可提高旋流器的分離效率，但對(duì)于由軸心向旋流器內(nèi)持續(xù)注氣以加速油核向溢流口排出速度的相關(guān)研究鮮有報(bào)道。以文獻(xiàn)［7］提出的同向出流水力旋流器為研究對(duì)象，在軸心內(nèi)錐處開(kāi)設(shè)注氣孔，通過(guò)注氣的方式將油核舉升至溢流口進(jìn)而強(qiáng)化旋流器的分離性能。通過(guò)改變旋流器進(jìn)液量，探討在不同進(jìn)液量條件下對(duì)氣舉式旋流內(nèi)部氣核形態(tài)、流場(chǎng)分布特性、分離性能的影響規(guī)律，為氣舉式同向出流水力旋流器的工程應(yīng)用提供指導(dǎo)及參考。

2 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及工作原理

由于同向出流水力旋流器旋轉(zhuǎn)中心處油核軸向運(yùn)移速度較慢，致使部分油相沒(méi)能及時(shí)從溢流排出，分離性能有所降低。以此，提出一種氣舉式同向出流水力旋流器，其工作原理圖，如圖1所示。油水混合液以一定的壓力從進(jìn)液口注入到旋流器中，經(jīng)螺旋流道加速后在旋流器的錐段腔內(nèi)進(jìn)行旋流分離。由于油的密度比水小，沿螺旋流道的錐段軸心處會(huì)形成油核。此時(shí)再向注氣口注氣，注入的氣體會(huì)將聚集在旋流器軸心處的油核舉升至旋流器的溢流口，以此增大旋轉(zhuǎn)中心處油核的運(yùn)移速度，進(jìn)而提高旋流器的分離效率。

圖1 氣舉式同向出流旋流器原理圖Fig.1 Schematic Diagram of Gas-Lift Co-Directional Outflow Hydrocyclone

3 數(shù)值模擬

3.1 流體域模型建立與網(wǎng)格劃分

為了研究入口進(jìn)液量對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器的分離性能，構(gòu)建流體域模型，如圖2所示。以進(jìn)液口圓心為原點(diǎn)，截面S（1z=170mm）、S（2z=250mm）、S（3z=300mm）、S（4z=450mm）為選取的分析截面位置，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)，如表1所示。

圖2 氣舉式同向出流水力旋流器流體域模型圖Fig.2 Fluid Domain Model of Gas-Lift Co-Directional Outflow Hydrocyclone

網(wǎng)格劃分是數(shù)值計(jì)算的前處理過(guò)程，也是數(shù)值計(jì)算的關(guān)鍵部分，如果流體域模型的網(wǎng)格劃分質(zhì)量不好，不僅會(huì)影響數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，還有可能導(dǎo)致結(jié)果失真而發(fā)散［8-9］。采用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，最佳網(wǎng)格數(shù)是由流動(dòng)情況、分析類(lèi)型和幾何關(guān)系等多個(gè)因素共同決定的，如果網(wǎng)格過(guò)少可能會(huì)導(dǎo)致數(shù)值計(jì)算精度較低，如果網(wǎng)格數(shù)量過(guò)多，計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確度提高，但計(jì)算耗時(shí)也會(huì)增長(zhǎng)，因此有必要進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證。將該旋流器模型網(wǎng)格數(shù)量劃分為316196、405730、559482、610582 和703156 五個(gè)等級(jí)，隨著網(wǎng)格數(shù)增加到559482時(shí)，分離效率不隨著網(wǎng)格數(shù)量的變化而變化，因此選擇網(wǎng)格數(shù)為559482最為最終模型進(jìn)行后續(xù)計(jì)算，網(wǎng)格劃分結(jié)果，如圖3所示。

圖3 氣舉式同向出流水力旋流器網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of Gas-Lift Co-Directional Outflow Hydrocyclone

3.2 數(shù)學(xué)模型

氣舉式同向出流水力旋流器內(nèi)部流場(chǎng)處于油、氣、水三相流動(dòng)狀態(tài)，為了模擬該旋流器的流場(chǎng)特征及分離特性，采用多相流模型中的Mixture模型與RSM模型來(lái)模擬旋流器內(nèi)部流場(chǎng)情況。RSM模型實(shí)質(zhì)就是根據(jù)時(shí)均化法則，直接構(gòu)建表示雷諾應(yīng)力的輸運(yùn)方程，通過(guò)對(duì)輸運(yùn)方程中新產(chǎn)生的未知項(xiàng)分別進(jìn)行模化，從而構(gòu)成封閉方程組，對(duì)于不可壓縮流動(dòng)，時(shí)均化后的Navier－Stokes方程為［10］：

式中：xi，xj—坐標(biāo)分量；

ui，uj—時(shí)均速度分量；

p—時(shí)均壓力，Pa；

μ—流體動(dòng)力黏度，N·S/m2；

ρ—流體密度，kg/m3；

RSM 中，通過(guò)求解雷諾應(yīng)力各分量的輸運(yùn)方程來(lái)封閉以上基本方程：

式中：Dij—擴(kuò)散項(xiàng)；Pij—應(yīng)力產(chǎn)生項(xiàng)；φij—壓力應(yīng)變項(xiàng)；εij—粘性耗散項(xiàng)分別為：

式中：μt—湍動(dòng)黏度；σk—0.82；C1—1.8；k—湍動(dòng)能；ε—耗散率；σij—Kronecker delta函數(shù)，Pkk=2P。

3.3 邊界條件

設(shè)置旋流器內(nèi)的介質(zhì)為三相，分別為水相、油相與氣相，其中水相密度為998.2kg/m3；油相為離散相，油滴粒徑設(shè)置為300μm，密度為883kg/m3，體積分?jǐn)?shù)為1%；氣相為離散相，氣相粒徑為100μm，氣相密度為1.225kg/m3。入口邊界為速度入口（Velocity Inlet），注氣速度為2m/s，溢流出口與底流出口均為自由出口（Out‐flow），溢流分流比為30%，底流分流比為70%。離散后的控制方程組求解的算法為SIMPLE算法，收斂精度設(shè)置為10-6。為了研究入口進(jìn)液量對(duì)氣舉式同向出流旋流器分離性能的影響，分別對(duì)入口進(jìn)液量3.6m3/h至8.4m3/h進(jìn)行數(shù)值模擬。

4 結(jié)果分析

4.1 進(jìn)液量對(duì)氣核形態(tài)的影響

對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器油水進(jìn)液量對(duì)氣核形態(tài)的影響進(jìn)行分析，設(shè)置進(jìn)液量分別為Q=3.6m3/h、Q=4.8m3/h、Q=6m3/h、Q=7.3m3/h、Q=8.4 m3/h，氣相分布云圖，如圖4所示。當(dāng)Q=3.6m3/h時(shí)，該種情況較其他4 種情況有較長(zhǎng)的氣流，而當(dāng)流量變化至4.8m3/h 時(shí)氣流長(zhǎng)度明顯變短。截面S2動(dòng)壓分布曲線，如圖5 所示。由圖5 可知S2截面處的壓力也明顯升高，這說(shuō)明進(jìn)液量增加，出氣口處壓力增大，在進(jìn)液量較小時(shí)，進(jìn)液量對(duì)氣核形態(tài)影響較大。當(dāng)進(jìn)液量由7.3m3/h變化至8.4m3/h時(shí)進(jìn)液量對(duì)氣流長(zhǎng)度已無(wú)明顯影響，但隨著進(jìn)液量的增加，S2截面處的壓力不斷增大。這說(shuō)明在注氣速度不變的情況下，增加進(jìn)液量，出氣口處壓力逐漸增大，與氣相出口達(dá)到壓力平衡，阻礙了氣體進(jìn)入。

圖4 氣相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.4 Contours of Gas Volume Fraction Distribution

圖5 截面S2動(dòng)壓分布曲線Fig.5 Dynamic Pressure Distribution Curves of Cross-Section S2

4.2 進(jìn)液量對(duì)速度場(chǎng)的影響

4.2.1 進(jìn)液量對(duì)軸向速度的影響

同向出流水力旋流器的軸向速度反映的是油相在旋流器旋轉(zhuǎn)中心向溢流口的運(yùn)移速度，軸向速度越高，油相在流器旋轉(zhuǎn)中心向溢流口運(yùn)動(dòng)越快。不同進(jìn)液量下軸心位置與油相軸向速度分布曲線，如圖6所示。

圖6 軸心位置軸向速度分布曲線Fig.6 Axial Velocity Distribution in the Axis Position of Hydrocyclone

在出氣口位置z=310mm，不同進(jìn)液量條件下軸向速度均可達(dá)到0.4m/s。軸心位置z=310mm至z=440mm處為錐段旋流分離腔位置，該處隨著軸心位置的增加軸向速度逐漸提高，這是由于數(shù)值模擬時(shí)溢流出口與底流出口均設(shè)置為自由出口，出口處壓力為零，軸心位置越靠近出口處壓力越小，壓降越大，因此軸向速度逐漸提高。由圖中也可以看出，在軸心位置z=310mm 至z=460mm處，隨著進(jìn)液量的增加，軸向速度明顯提高，這說(shuō)明在注氣速度不變的情況下，增大進(jìn)液量有助于提高油核向溢流口的運(yùn)移速度。

4.2.2 進(jìn)液量對(duì)徑向速度的影響

對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器截面S3處的徑向速度進(jìn)行分析。旋流器S3位置的徑向位置與速度曲線，如圖7所示。由圖7可知截面S3的徑向速度呈對(duì)稱(chēng)分布，靠近壁面速度接近于0，這是由于在數(shù)值模擬時(shí)壁面采用了無(wú)滑移壁面，其意義是靠近壁面的流體與壁面速度相同且無(wú)相對(duì)速度，壁面速度為零，因此接近于壁面的流體速度也為0，由圖也可以看出隨著進(jìn)液量的增加，該截面的徑向速度也明顯增大，這說(shuō)明增大進(jìn)液量可提高旋流器內(nèi)部流場(chǎng)的轉(zhuǎn)速，使混合液內(nèi)不同的介質(zhì)獲得更大的離心力。

4.3 進(jìn)液量對(duì)分離性能的影響

由于所提出的旋流器結(jié)構(gòu)主要用于油水兩相分離，因此對(duì)旋流器的分離性能最直觀的體現(xiàn)是油相分布云圖與各個(gè)位置的油相體積分?jǐn)?shù)，通過(guò)數(shù)值模擬得到截面S1、S3、S4的油相分布云圖，如圖8所示。從云圖中可以直觀的看出，隨著處理量的增大，更多的油相向旋流器的旋轉(zhuǎn)中心聚集，這說(shuō)明增大處理量有助于提高旋流器的分離性能。截面S4油相體積分?jǐn)?shù)分布曲線，如圖9 所示。由圖9可知，增大進(jìn)液量使溢流口處的油相體積分?jǐn)?shù)由小變大，而底流口處的油相體積分?jǐn)?shù)由大變小，這說(shuō)明增大進(jìn)液量使更多的油相從溢流口排出，更多的水相從底流口排出，更進(jìn)一步的驗(yàn)證了所提出結(jié)構(gòu)的準(zhǔn)確性。

圖8 不同進(jìn)液量下油相分布云圖Fig.8 Contours of Oil Phase Distribution at Different Inlet Flow Rate

圖9 S4截面油相體積分?jǐn)?shù)分布曲線Fig.9 Oil Phase Volume Fraction Distribution Curves of Cross-Section S4

為了定量分析入口進(jìn)液量對(duì)氣舉式同向出流水力旋流器分離性能影響，分離效率由溢流口的油相質(zhì)量流率和入口油相質(zhì)量流率來(lái)計(jì)算，其計(jì)算公式為：

式中：Ez—分離效率；Mog—溢流油相質(zhì)量流率，kg/s；Mig—入口油相質(zhì)量流率，kg/s。

根據(jù)式（8）得到不同處理量條件下旋流器的分離效率曲線圖，如圖10所示。由圖10可知進(jìn)液量由3.6m3/h增至8.4m3/h時(shí)，分離效率由64%增至77.9%，這說(shuō)明隨著處理量的增大旋流器的分離效率也明顯變高。

圖10 進(jìn)液量對(duì)分離效率的影響Fig.10 Effect of Inlet Flow Rate on Separation Efficiency

5 結(jié)論

通過(guò)數(shù)值模擬研究了在不同進(jìn)液量條件下氣舉式同向出流旋流器的流場(chǎng)特性及分離性能，主要分析了進(jìn)液量對(duì)氣核形態(tài)、速度場(chǎng)及分離性能的影響，研究過(guò)程中得出結(jié)論如下：（1）在注氣速度不變的情況下，增加進(jìn)液量，注氣口處壓力逐漸增大，在進(jìn)液量（3.6～4.8）m3/h時(shí)進(jìn)液量對(duì)氣核形態(tài)影響較大，在進(jìn)液量（4.8～8.4）m3/h時(shí)進(jìn)液量對(duì)氣核形態(tài)影響較小。（2）隨著進(jìn)液量的增加，軸向速度與徑向速度均明顯增大，提高了旋流器軸心處的油相體積分?jǐn)?shù)，通過(guò)注氣的方式可加速旋轉(zhuǎn)中心的油核向溢流口的運(yùn)移速度，進(jìn)一步驗(yàn)證了該旋流器結(jié)構(gòu)的可行性。（3）增大進(jìn)液量會(huì)提高旋流器的分離性能，更多的油相從溢流口排出，更多的水相從底流口排出，當(dāng)進(jìn)液量由（3.6～8.4）m3/h時(shí)分離效率由（64～77.9）%。