李 騰 孫治謙 王朝磊 耿 坤 王振波

(中國石油大學(華東) 新能源學院)

0 引 言

天然氣開采和運輸過程中，容易混入水等液體雜質，雜質的存在會侵蝕管路，降低運輸能力，造成不必要的動力消耗[1]。用于分離氣體中液體雜質的氣液分離設備在眾多工業(yè)鏈的上游環(huán)節(jié)發(fā)揮著十分重要的作用。常見的氣液旋流分離器有管柱式、螺旋片導流式、軸流式和切流式等結構[2]，其中按照進口結構的不同切流式又分為直切式和蝸殼式。國內外學者針對單蝸殼式分離器的氣相流場[3-6]、兩相分離特性[7-8]和結構優(yōu)化[9]等方面進行過眾多研究。雙蝸式氣液旋流分離器是一種無導葉結構的小型設備，利用離心力分離氣液兩相，安裝方便、操作靈活、運行連續(xù)平穩(wěn)，采用雙向蝸殼進口很好地解決了單進口結構存在的偏心氣流、流場不對稱等問題。ZHAO B.等[10]通過數(shù)值模擬分析DN300螺旋雙進口旋流器氣流壓力、速度和湍流參數(shù)的差異，發(fā)現(xiàn)雙進口結構有效地改善了氣流的對稱性，提高了分離效率。趙佳[11]在雙蝸型旋流分離器的柱段開設直縫和加裝套筒，發(fā)現(xiàn)阻力系數(shù)隨開縫數(shù)量的遞增和套筒內徑的增大而變小，但并不是開縫數(shù)量越多，分離效率越高。王建軍等[12-13]對DN114雙蝸型旋風分離器進行了試驗研究，發(fā)現(xiàn)隨排氣管插入深度的增大，壓降略有增加，切向速度先減小后急劇增加。排氣管加錐結構使得分離器內旋轉增強，壓降增大約20%。王兆鳳[14]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)，雙蝸式旋風管的分離效率隨噴霧粒度和液滴濃度的增大而升高，并對旋風管進行了改進，得到逆流型芯管直徑48 mm，分離空間高度100 mm為效率最佳結構。王少平等[15]采用試驗與數(shù)值模擬相結合的研究方法，發(fā)現(xiàn)雙蝸殼式旋流分離器內的氣流旋轉強烈且穩(wěn)定，分離效率隨含液體積分數(shù)的升高而明顯上升。吳江華[16]對DN400雙蝸殼式分離器進行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)雙進口結構對不同粒徑顆粒的分離效率均有提高，但對于超細顆粒物的分離效率仍較低，粒度1 μm顆粒物的分離效率僅為20.6%。

目前工業(yè)應用的旋流分離器直徑多在100 mm以上，分離精度不高，操作彈性較差，本文研究的微型旋流器圓柱筒體內徑為50 mm，對細小液滴顆粒仍具有較高的分離效率，應用前景廣泛。但分離器內部呈現(xiàn)出復雜的三維和兩相強旋流運動[17]，流速較快、壓降較大，研究存在一定難度，相關成果中缺乏對微型旋流器流場分布的系統(tǒng)性描述和臨界粒度的預測分析[18]。為此，本文借助Fluent軟件對微型雙蝸式氣液旋流分離器進行數(shù)值模擬，在排氣管進口附近向下選取6個高度不同的截面，研究氣相流場的分布情況和液滴顆粒的運動軌跡，探究液滴粒度和進口速度對分離性能的影響規(guī)律，得到區(qū)別于眾多文獻中分離效率隨氣液進口速度增加而不斷增大的結論，并給出在本文研究的微型旋流分離器內能夠實現(xiàn)完全分離的臨界液滴粒度大小預測值。

1 分離器結構及網格劃分

微型雙蝸式氣液旋流分離器由雙蝸殼進口、圓柱筒體、錐形管、降液管和排氣管組成，結構如圖1所示。

圖1 分離器結構示意圖Fig.1 Structure of separator

排氣管內徑Do=25 mm，蝸殼進口高度h=70 mm，排氣管插入深度H=88 mm，圓柱筒體內徑Dh=50 mm，錐段角度θ=22°，降液管內徑Dc=25 mm。氣液兩相從蝸殼進口進入，密度小的氣相到達分離器底部后改變運動方向，向上通過排氣管排出，密度大的液相受較大離心力的作用，被甩到分離器邊壁，沿壁面向下流動而實現(xiàn)氣液兩相的分離。

圖2為網格劃分示意圖。將分離器流域劃分為150 000、350 000、610 000、850 000和1 000 000等5種不同數(shù)量的非結構化四面體網格進行計算，通過對z=-0.03 m截面內切向速度的對比分析，綜合考慮數(shù)值模擬的準確性，同時減少計算量，選取數(shù)量為610 000的網格進行模擬計算。

圖2 網格劃分示意圖Fig.2 Mesh division

2 數(shù)學模型及邊界條件

旋流器內流場不均勻，流體運動呈現(xiàn)出各向異性并伴有旋轉狀態(tài)，本文選用的RNGk-ε湍流模型很大程度上能夠反映出復雜流場的變化情況，控制方程如下[19]：

(1)

(2)

(3)

方程中的常數(shù)借助標準公式計算得到：η0=4.28，β=0.015，Cμ=0.085，σk=σε=0.717 9，C2=1.68。

設置邊界條件：氣體設置為空氣；綜合考慮空氣的性質，將2個蝸殼進口設置為velocity-inlet，速度為2 m/s；排氣管出口按照充分發(fā)展處理，設置為收斂性較好的outflow；底部液體出口和其他壁面設置為無滑移的標準壁面函數(shù)wall。采用上述邊界條件研究氣相流場的分布規(guī)律。采用離散相DPM模型進行氣液兩相的模擬。設置空氣為連續(xù)相，水作為離散相以液滴顆粒的形式從兩側蝸殼進口噴入，通過跟蹤每一個液滴顆粒的運動軌跡研究其捕捉情況。DPM模型的控制方程如下[20-21]：

(4)

式中：up為顆粒速度，m/s；u為顆粒所在位置連續(xù)相的速度，m/s；ρp為顆粒密度，kg/m3；gi為重力加速度，m/s2；Fi為顆粒所受其他作用力，m/s2；FD(ui-up，i)為顆粒在i方向的單位質量曳力，m/s2。

(5)

式中：μ為流體黏度，Pa·s；dp為顆粒直徑，m；CD為液滴曳力系數(shù)；Rep為顆粒雷諾數(shù)。

(6)

3 模擬結果與分析

3.1 數(shù)值模擬準確性驗證

為驗證數(shù)值模擬的準確性，對文獻[13]中排氣管插入深度為300 mm的旋風分離器建模并進行模擬分析。在相同的流量范圍內，將模擬得到的溢流壓降與文獻中的試驗數(shù)據進行對比，如表1所示。可以發(fā)現(xiàn)兩組數(shù)據的變化趨勢基本一致，誤差較小，擬合度較高?？紤]到分離器內湍流流場的復雜和不穩(wěn)定性，認為模擬值與試驗值之間的誤差在可接受的范圍內，本文選用的模型合理，計算結果較為準確。

表1 數(shù)值模擬準確性驗證Table 1 Accuracy verification of numerical simulation

3.2 氣相流場的模擬

本文研究的微型雙蝸式氣液旋流分離器內部是復雜的兩相強旋流運動，氣體混合液滴顆粒在分離器中分離。液滴顆粒的運動主要依賴于氣相，研究氣相的運動規(guī)律是研究氣液分離的基礎。因此，首先對分離器內的氣相流場進行模擬分析，為后續(xù)研究氣液兩相運動奠定基礎。

圖3為氣相流場的跡線分布。從圖3可以看出，氣體進入分離器內做螺旋向下的運動，外旋流運動到底部錐形空間時流通面積減小，轉化為向上的內旋流。排氣管附近的氣體速度較大，內旋流整體速度大于外旋流。圖4為排氣管進口附近速度矢量圖。由圖4可以發(fā)現(xiàn)，在排氣管進口附近，部分氣體會形成短路流以較快的速度直接向上逃出。這種現(xiàn)象的存在，在氣液兩相運動過程中，會使一部分液滴顆粒混合在氣體中經排氣管排出而導致分離效率降低。

圖3 按速度著色的氣相跡線圖Fig.3 Gas phase trace graph colored by velocity

圖4 排氣管進口附近速度矢量圖Fig.4 Velocity vector near the inlet of exhaust pipe

圖5為不同高度的橫截面內切向速度的徑向分布曲線。從圖5可以看出，切向速度由分離空間內部的準強制渦和外部的準自由渦組成，沿徑向大致呈“M”形分布。切向速度全部大于0，表明內外旋流旋轉方向相同。外旋流切向速度較大，有利于使液滴顆粒受到較大離心力的作用，未進入內旋流即可實現(xiàn)分離?？拷蛛x器中心位置，切向速度較小且變化平穩(wěn)，旋流作用減弱。圖6為切向速度云圖。從圖6可看出，排氣管進口附近切向速度較大，最高可達40 m/s，表明氣體受到短路作用運動劇烈，攜帶部分液滴顆粒直接通過排氣管排出，對分離效率的提高產生不利影響。

圖5 切向速度的徑向分布曲線Fig.5 Radial distribution of tangential velocity

圖6 切向速度云圖Fig.6 Cloud chart of tangential velocity

圖7 軸向速度的徑向分布曲線Fig.7 Radial distribution of axial velocity

圖7、圖8分別為軸向速度的徑向分布曲線和云圖。軸向速度沿分離器軸線左右對稱分布，各個截面的軸向速度在分離器中心處達到最大值。與進口設置的2 m/s的初速度相比，分離器內軸向速度的數(shù)值變化幅度較大，z=-0.01 m截面內，-20 m/s的下行流轉變?yōu)?0 m/s的上行流，氣體的運動方向發(fā)生改變。z=-0.06 m向上至z=-0.01 m的截面中，同一徑向位置的軸向速度絕對值逐漸增大，表明下行流減速向下、上行流加速向上運動。排氣進口附近存在軸向速度的波谷，氣流流動不穩(wěn)定，容易出現(xiàn)短路現(xiàn)象，導致分離效率降低。

圖8 軸向速度云圖Fig.8 Cloud chart of axial velocity

圖9為徑向速度的徑向分布曲線。在分離器內部流場中，徑向速度相比軸向和切向速度數(shù)量級較小且分布規(guī)律較為復雜，最大值不超過4 m/s?？拷艢夤苓M口的z=-0.01 m截面內，徑向速度幾乎全部為向心方向。圖10為徑向速度云圖。從圖10可看出，z=-0.01 m至z=-0.02 m截面之間，排氣管進口附近存在著明顯的向心方向數(shù)值較大的徑向速度區(qū)域，表明部分氣流快速向分離器中心運動并通過排氣管逃逸，短路現(xiàn)象嚴重。z=-0.04 m及以下截面內徑向速度變化平穩(wěn)，最大值不超過2 m/s，短路作用減弱，氣流徑向運動較為穩(wěn)定。徑向速度在分離器軸心處接近0，多數(shù)位置為向心方向，部分位置出現(xiàn)離心向外的流動，這是由分離器內部存在大小不同的渦流所導致的。

圖9 徑向速度的徑向分布曲線Fig.9 Radial distribution of radial velocity

圖10 徑向速度云圖Fig.10 Cloud chart of radial velocity

圖11為靜壓的徑向分布曲線。從圖11可以看出：靜壓總體呈“V”形分布，隨半徑的減小而減小，z=-0.01 m截面內，靜壓由2 kPa減小為0；隨著選取截面的自上向下，靜壓減小的幅度越來越小，z=-0.06 m截面內，靜壓由進口的2 kPa減小為分離器中心處1.4 kPa左右。氣體由外旋流以加速的方式流向內旋流，靜壓減小，動壓增大，流動過程符合動量矩守恒或角動量守恒原理。

圖11 靜壓的徑向分布曲線Fig.11 Radial distribution of static pressure

圖12為動壓的徑向分布曲線。動壓是帶動氣體前進的壓力，相比靜壓稍小，沿分離器軸線具有良好的對稱性。z=-0.01 m和z=-0.02 m截面內，動壓變化較大，氣體在排氣管附近受到短路作用影響，以較快的速度逃逸導致動壓增大。z=-0.05 m和z=-0.06 m截面內，動壓幾乎沒有變化，氣體受短路和渦流作用影響較小，流動狀態(tài)較為穩(wěn)定。

圖12 動壓的徑向分布曲線Fig.12 Radial distribution of dynamic pressure

3.3 氣液兩相運動的模擬

氣液兩相運動模擬過程中，設置液相質量流率0.3 kg/s，轉化為體積流量1.08 m3/h，計算出液體體積分數(shù)遠小于10%，滿足DPM模型的適用范圍[22]，也與實際的試驗參數(shù)設置相符合。設置液滴粒度0.3 μm，進口速度3 m/s，得到12個液滴顆粒的運動軌跡,如圖13所示。從圖13可以看出，由于雙蝸殼進口結構，液滴顆粒進入分離器內螺旋向下運動，大部分液滴在分離器內壁面得到捕捉；部分液滴在排氣管進口附近受到短路作用影響向上逃逸；小部分液滴顆粒在分離器內停留時間較長，到達分離器底部后返混在氣體中向上經排氣管排出。

圖13 12個液滴顆粒軌跡追蹤圖Fig.13 Trajectory tracing diagram of 12 droplets

通過DPM模型統(tǒng)計液滴顆粒的追蹤和捕捉情況，則分離效率λ的計算式為：

(7)

式中：n1為捕捉的液滴顆粒個數(shù)，n2為追蹤的液滴顆粒個數(shù)。

統(tǒng)一設定0.3 kg/s的質量流率，改變液滴粒度和氣液進口速度大小，追蹤液滴顆粒的捕捉情況，計算得到如圖14所示的分離效率曲線。

從圖14可以看出，在本文研究的范圍內，進口速度和液滴粒度對分離效率存在不同程度的影響。在進口速度相同的情況下，分離效率隨液滴粒度的增大而增大。進口速度為5 m/s時，粒度0.1和0.7 μm的液滴顆粒對應的分離效率分別為77.1%和85.5%，粒度3.0和5.0 μm的液滴顆粒分離效率則達到100%。液滴粒度增大，液滴在旋轉過程中受到的離心力增大，更容易被甩到分離器邊壁而提高分離效率。粒度較小的液滴不易與氣體分離，且在分離器底部容易返混在氣體中隨排氣管排出，也容易受到短路作用影響直接進入排氣管逃逸。

液滴粒度≥1.0 μm時，隨著進口速度的增加，液滴受到更大離心力的作用而被甩到分離器邊壁，分離效率隨之提高；液滴粒度小于1.0 μm時，分離效率隨進口速度的增加存在最大值。粒度0.1 μm的液滴顆粒在8 m/s時達到分離效率的最大值78.26%，速度超過8 m/s，分離效率略有降低。粒度0.3和0.7 μm的液滴顆粒分別在進口速度8和15 m/s時取得分離效率的最大值83.04%和96.79%。進口速度為0～5 m/s的范圍內，分離效率隨速度的增加而增大較快，在圖14中則表現(xiàn)為曲線的斜率較大。本文研究的微型雙蝸式氣液旋流分離器對粒度≥1.0 μm的液滴顆粒分離效果良好，選擇合適的操作范圍可實現(xiàn)100%的分離；對粒度較小的液滴，設置合適的氣液進口速度，可達到分離效率的最大值。

圖14 分離效率曲線Fig.14 Separation efficiency curve

4 結 論

(1)氣體在分離器內的流動包括上行流和下行流。排氣管進口附近形成明顯的短路流，導致部分氣體直接通過排氣管向上排出。切向速度和軸向速度沿徑向均勻分布，徑向速度數(shù)量級較小且分布規(guī)律較為復雜；本文研究的微型旋流器尺寸較小，與大尺寸結構相比，分離器內部速度數(shù)值較大且變化更為劇烈。靜壓和動壓分布對稱性良好。

(2)大部分液滴顆粒受到離心力的作用被甩到分離器邊壁向下流進排液管而實現(xiàn)分離，小部分液滴顆粒由于返混和短路作用混合在氣體中向上經排氣管排出。

(3)在本文的研究范圍內，分離效率隨液滴粒度的增大而增大。分離器對應的臨界液滴粒度為1.0 μm，對粒度較大(≥1.0 μm)的液滴，分離效率隨進口速度的增加而增大，最高可達到100%的分離效果；對于粒度較小(<1.0 μm)的液滴顆粒，分離效率隨進口速度的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的現(xiàn)象，符合實際分離情況，區(qū)別于其他文獻中分離效率不斷增加的結論。選擇合適的氣液進口速度，可實現(xiàn)分離效率的最大值。