王 軍，戴海鵬，姜勝輝，陳 寧

(江蘇科技大學(xué)能源與動力工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212003)

水力旋流器結(jié)構(gòu)簡單，廣泛應(yīng)用于石油、化工、醫(yī)藥、環(huán)保等行業(yè)的雜質(zhì)分離、提純分級等，近年來也開始用于船舶艙底水的油水分離.水力旋流器工作時，其內(nèi)部流場是高雷諾數(shù)下的湍流流動，在切向進口處的雷諾數(shù)甚至可達105～108量級［1］.這種強湍流會造成被分離的介質(zhì)相隨湍流擴散，降低分離性能，同時增加其能量消耗，利用CFD數(shù)值模擬技術(shù)研究旋流器內(nèi)流場規(guī)律及預(yù)測性能已經(jīng)越來越受到研究者的重視.文獻［2］運用代數(shù)應(yīng)力模型(ASM)對除油型旋流器的分離流場進行了數(shù)值模擬和實驗，研究了湍流對分離效率的影響.文獻［3］對旋流器內(nèi)的各向異性湍流進行了研究，并指出在旋流器的進口處以及進口與旋流筒體相接部位湍流強度較大，剪切作用明顯，易造成油滴破碎，影響分離效率.文獻［4］證明了水力旋流器的錐度會影響旋流器的軸向速度、切向速度以及壓降等分離性能，從而對分離效率產(chǎn)生重要影響.國內(nèi)對油水分離型旋流器的研究工作始于上世紀八十年代，近年來，文獻［5］應(yīng)用RNG k－ε模型對油水分離型旋流器進行數(shù)值模擬研究，文獻［6］采用雷諾應(yīng)力模型(RSM)研究了油水混合物在旋流器內(nèi)部的流動情況.文獻［7］利用CFD數(shù)值模擬技術(shù)對旋流器入口結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化設(shè)計，得到理想入口結(jié)構(gòu).

文中采用計算機數(shù)值模擬手段對油水分離時旋流器內(nèi)湍流流動的特征參數(shù)進行分析，包括對湍動能及湍動能耗散率等的分析，為改善流場、減少能量消耗、提高分離率，進行結(jié)構(gòu)合理優(yōu)化提供理論依據(jù).基于商用軟件Fluent，應(yīng)用多相流湍流模型，對切向雙入口型旋流器的流場進行數(shù)值模擬，分析油水兩相分離的特性，估測分離效率，并對進口結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化.

1 湍流模型

旋流器內(nèi)的流場是一種強旋流，流動規(guī)律復(fù)雜，湍流粘性系數(shù)呈各向異性［8］.旋流器內(nèi)三維流場中的流線變化迅速，伴隨著彎曲、旋轉(zhuǎn)等，標準的k－ε模型假設(shè)湍流粘度為各項同性，已不能準確描述內(nèi)部高速旋轉(zhuǎn)湍流場特征，有較大的局限性.采用雷諾應(yīng)力模型(RSM)［9］，全面考慮到雷諾應(yīng)力變化的各種因素，并摒棄了粘度各向同性假設(shè)，建立各項均封閉的雷諾應(yīng)力微分方程，使復(fù)雜強旋流場的模擬結(jié)果具有更高的預(yù)測精度.

對不可壓縮介質(zhì)的RSM模型所對應(yīng)的方程包括:

連續(xù)性方程

動量方程

式中:Ui，Uj為時均速度;p 為壓力;μ 為粘度;xi，xj為笛卡爾坐標分量;ρ為密度;為由湍流模型確定的未知雷諾應(yīng)力分量.

雷諾應(yīng)力輸運方程

式(3)右端 Dij，pij，Φij，εij分別為:應(yīng)力擴散項、剪力產(chǎn)生項、壓力 －應(yīng)變項、湍能耗散項，其中:

應(yīng)力擴散項

剪力產(chǎn)生項

壓力－應(yīng)變項

湍能耗散項

式中:U為時均速度，δij為Kronecker符號，k為湍動能，ε為湍動能耗散率;pk為湍動能產(chǎn)生率;Cs，C1，C2為常數(shù).方程(1)～(9)構(gòu)成了水力旋流器內(nèi)雷諾應(yīng)力模型的基本方程.

2 三維模型及網(wǎng)格劃分

三維模型比例結(jié)構(gòu)為:總長度H=765 mm，圓柱腔長度H1=65mm，錐管段長度H2=500mm，名義內(nèi)直徑D=50 mm，入口直徑di=20 mm，溢流口直徑de=4mm，底流口直徑dc=20mm，如圖1.

圖1 旋流器基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure schematic of hydrocyclone

入口段采用四面體網(wǎng)格，其他部分采用六面體網(wǎng)格，并進行網(wǎng)格疊加，劃分后總網(wǎng)格為152024個.

3 邊界條件及其他設(shè)置

1)入口邊界:采用速度入口velocty_inlet，速度方向為切向，入口流量為定值，設(shè)Qin=3m3/h.

3)溢流出口邊界:采用速度出口velocty_outlet2，符合質(zhì)量守恒.

4)固壁邊界:壁面無滲漏，采用無滑移邊界條件.

5)其他:設(shè)體積比，油相∶水相 =1∶9，水的密度為998.2 kg/m3，粘度為0.001 003 Pa·s;油密度為850kg/m3，粘度為 0.050Pa·s.

本算例中，取QUICK差分格式，采用SIMPLEC算法和PRESTO!格式作為壓力差補.運用雷諾應(yīng)力模型(RSM模型)先對單相、定常流動進行計算，待其結(jié)果收斂后，通過混合模型MIXTURE，將第二相加入進去，完成對油－水兩相流的計算.

4 計算結(jié)果與分析

4.1 入口結(jié)構(gòu)形式對流場的影響

旋流器是利用高速切向入流使得流體旋轉(zhuǎn)達到旋流分離的目的.入口結(jié)構(gòu)形式對切向旋流的產(chǎn)生和分布有很大的影響.圖2為旋流器單、雙切向入口截面處切向速度矢量分布.由圖2可見，流體從切向入口進入后，在離心力的作用下，沿筒壁作旋轉(zhuǎn)運動，產(chǎn)生強烈的旋流場，超越流體重力場后被甩向外壁面而得以分離.同時還可以看出流體從切向入口進入后，速度會逐漸降低，說明流體經(jīng)旋轉(zhuǎn)后動能減弱，并與連續(xù)進入的流體發(fā)生了碰撞、混合等能量損耗.在入口附近的切向速度矢量值要明顯大于分離筒體其他部位切向速度矢量值，速度場表現(xiàn)為偏心不均勻性.

圖2 單、雙入口截面切向速度矢量Fig.2 Single，double entrance section tangential velocity vector diagram

從圖2a)可見，切向單入口旋流器由于本身結(jié)構(gòu)的不對稱造成了內(nèi)部旋流場的不對稱.依據(jù)文獻［10］研究結(jié)果，將切向單入口改為切向雙入口結(jié)構(gòu)形式，其余結(jié)構(gòu)尺寸保持不變，形成了切向雙入口旋流器，如圖2b).顯然，切向雙入口結(jié)構(gòu)形式從空間上實現(xiàn)了內(nèi)部流場的對稱分布，大大減弱了速度場的偏心程度，提高了分離的穩(wěn)定性.

4.2 切向速度、軸向速度分布特點

選取溢流管出口截面為高度基準(z=0)，以底流口出口方向為高度正向方向，取錐段的中間位置截面(z=350mm)為研究截面.圖3為切向單、雙入口旋流器在z=350 mm處的切向速度、軸向速度分布規(guī)律.

從圖中可以看出，兩種結(jié)構(gòu)型式的旋流器的入口截面處切向速度和軸向速度的分布規(guī)律大致相同.在切向速度分布圖上，從壁面至旋流器中心，切向速度不斷增大，在距離中心半徑r=10 mm附近達到最大值，而后向中心區(qū)呈快速降低趨勢.此速度峰值位置將旋流場分為了強制渦和準自由渦兩個區(qū)域，表現(xiàn)為組合渦形式.

幀間編碼LT碼的編碼率RLT和鏈路丟包率Pe有關(guān).LT碼的發(fā)送端發(fā)送K個原始數(shù)據(jù)幀，首先要將K個原始數(shù)據(jù)幀異或成N個數(shù)據(jù)幀，再進行發(fā)送，因此編碼率可以表示為：

圖3 切向速度、軸向速度分布Fig.3 Tangential velocity and axial velocity distribution

從數(shù)值上看，切向雙入口結(jié)構(gòu)型式旋流器的切向速度峰值(10.1m/s)要高于單入口結(jié)構(gòu)型式切向速度的峰值(8.94 m/s)，這說明雙入口型式產(chǎn)生的離心力會更大，更有利于分離，且對稱性明顯要優(yōu)于單入口結(jié)構(gòu)型式.從圖3a)還可以看出，單入口結(jié)構(gòu)型式的旋流器切向速度場表現(xiàn)為非對稱性，其最小值偏離了旋流器中心，在r=1.29mm處取得.

從圖3b)可見軸向速度沿近壁面速度向下，為負值;中心區(qū)域速度向上，為正值，在中心處達到最大，在近壁面又存在最小值.在r=8.2 mm處存在速度零點.兩種型式旋流器的軸向速度數(shù)值差異不大，雙入口型式具有更好的軸向速度對稱分布，單入口型式的軸向速度的最小值分布位置出現(xiàn)了較為明顯的偏離和波動.在r=－14 mm處，軸向速度最小值為－2.44 m/s;r=13.9 mm處，軸向速度最小值為－1.22m/s，呈現(xiàn)明顯的速度分布不對稱現(xiàn)象.

4.3 湍動能和湍能耗散率分布特點

圖4為兩種結(jié)構(gòu)型式旋流器在z=350 mm截面處的湍動能及湍能耗散率的分布規(guī)律.由圖4a)可見，兩種旋流器的湍動能均在近壁面處達到最大值，向中心區(qū)發(fā)展時，隨著半徑的減小而快速降低.總體上，切向雙入口旋流器的湍動能要大于單入口型式旋流器.從圖4a)中可見，雙入口型式的湍動能在r=16mm處取得最大值1.38m2/s2，隨后沿著徑向方向迅速降低，在中心附近r=1.35 mm處達到最小值0.45m2/s2，這是由于湍動能的能量主要是由雷諾剪切力做功所提供的，也說明了湍流在近壁面處獲得的能量最多.由湍動能公式k=1.5(I)2可見，湍動能k取決于時均速度u和湍能強度I，與兩者乘積的平方成正比，由于雙入口旋流器的時均速度和湍能強度均大于單入口型式，因而切向雙入口旋流器的湍動能總體上比單入口型式旋流器湍動能要大一些.

對比圖4b)與圖4a)可見，湍動能耗散率與湍動能分布存在著一定的關(guān)聯(lián)性.湍動能大的區(qū)域，其湍動能耗散率也大，反之，遠離壁面較遠的中心區(qū)域，湍動能小，其湍動能耗散率也小.在近壁面處，湍動能和湍能耗散率均表現(xiàn)為最大值，這一區(qū)域?qū)儆谛郎u劇烈的強湍流區(qū)域，能量損失較大，流場變化復(fù)雜，這說明流體狀態(tài)的變化情況與湍動能和耗散程度有密切的聯(lián)系.在近壁面處，切向雙入口旋流器的湍能耗散率要大于單入口型式旋流器，在中心區(qū)域，兩種結(jié)構(gòu)型式的數(shù)值差異不大.

圖4 湍動能和湍能耗散率分布Fig.4 Distribution of kinetic energy and turbulent dissipation rate

4.4 油－水兩相濃度分布規(guī)律

為了能夠分析旋流器對油－水兩相分離性能，運用MIXTURE混合模型，在以水為單相流場的基礎(chǔ)之上，將第二相為油相的流體加入，進行兩相流模擬.油水混合液中，油相的體積分數(shù)占總體積的10%，混合均勻.圖5為z=350 mm截面處，兩種不同入口結(jié)構(gòu)型式旋流器油相、水相體積分數(shù)分布.

圖5 油－水兩相體積分數(shù)分布Fig.5 Volume fraction of oil-water two phases

從圖中可以看出，油－水兩相混合液進入旋流器后，在強大的離心力作用下旋流分離，油－水兩相的體積分數(shù)(體積濃度)分布規(guī)律呈相反的變化趨勢.沿著徑向方向向著中心區(qū)，油相的體積分數(shù)隨半徑的減小而增加，表現(xiàn)為濃度富集，水相的體積分數(shù)(體積濃度)則隨半徑的減小而減小，這表明了混合液旋流時油相向中心區(qū)集中，水相則富集于旋流器壁面處.從圖5a)可見，切向雙入口旋流器的油相體積濃度在中心附近要高于單入口型式，而壁面處的水相體積濃度又低于單入口型式的.這表明，切向雙入口型式的油相體積分數(shù)沿徑向方向的變化率更大，油相更容易從壁面區(qū)域向中心區(qū)域集中，分離效果更好，圖5b)中的水相體積分數(shù)呈相反變化規(guī)律.這也與前文分析的單相流時切向雙入口型旋流器更有利于分離這一結(jié)論是一致的.

4.5 分離性能比較

分離效率ET是評價旋流器分離性能的重要參數(shù).根據(jù)旋流器分離效率定義有:

式中:Q為流量;μ為油相體積分數(shù)，下腳標i表示入口，o表示溢流口出口，w表示底流口出口.

根據(jù)模擬結(jié)果得到的油－水兩相體積分數(shù)分布，可估算旋流器的分離性能［11］.為了進一步驗證數(shù)值模擬結(jié)果的正確性，對單、雙切向入口型式旋流器分別進行實驗測試，實驗系統(tǒng)如圖6，實驗流量為3m3/h，溢流率為10%.

圖6 實驗系統(tǒng)Fig.6 Diagram of experimental system

試驗臺架包括離心泵、旋流器、管系、支架、切向進口壓力表及流量計、溢流口壓力表及流量計、底流口壓力表及流量計、循環(huán)水箱及閥門.管系流向如圖.試驗調(diào)節(jié)參數(shù)通過閥門的開度調(diào)節(jié)，改變進口、溢流口和底流口的流量，測定不同工況下流量變化及壓力變化并分析.

兩種結(jié)構(gòu)型式旋流器的實驗測試值與模擬計算值結(jié)果如圖7.從圖7可見，實驗測試結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果接近，分離效率變化規(guī)律基本相同:隨著流量的增大，入口速度不斷提升，切向速度和旋轉(zhuǎn)時的離心力都增大，從而分離效率亦呈增加趨勢，但當(dāng)流量超過3 m3/h時，實驗值測得的分離效率呈下降變化，而模擬計算結(jié)果卻顯示分離效率曲線較為平坦.

圖7 分離效率曲線對比Fig.7 Comparison of the separation efficiency curve

液滴在湍流場中的變形及狀態(tài)與液滴的振動動能Ek和表面能Es有關(guān)，其比值的大小決定液滴是否破碎，液滴的振動動能Ek與ρcu2(d)d3成正比，表面能Es與σd2成正比，根據(jù)液滴的Weber數(shù)(Wep)定義有:Wep=Cρcu2(d)d3/σd2= ρcu2(d)d/σ.式中:ρc為密度，σ為表面張力，d為液滴直徑，u2(d)為在具有與液滴直徑d尺寸相當(dāng)?shù)臏u流中，速度平方的均值.由于流量的增加，導(dǎo)致速度平方均值u2(d)增加，從而使得Weber數(shù)增大，文獻顯示當(dāng)Weber數(shù)超過12時，油滴的破碎可能發(fā)生［12］.

實驗過程中隨著流量的加大，入口壓力提高，旋流器的切向速度越大，離心力也增大，加劇了對油相的剪切作用，使得油滴大量破碎，油粒直徑更為細小，形成了油水兩相密度差更小的乳濁液，不利于兩相分離所致.模擬計算時，假定油水兩相混合均勻，并沒有考慮到油滴破碎的發(fā)生，因此隨著流量的增大，模擬計算值總體上要比實驗測試值略高.從圖7還可以看出，切向雙入口旋流器的分離效率均高于單入口旋流器的分離效率.但是，也要注意到盡管旋流器的分離效率也會隨流量增加而增加，特別是雙入口型式的旋流器由于入口流速的提高，導(dǎo)致雷諾數(shù)增加，加劇了摩擦損耗，從而也增加了能量消耗，因此流量不宜太大，為保持較高的分離效率，需將流量控制在合適的范圍內(nèi)，本實驗中，流量控制在3m3/h是較為合適，分離效率為90%.

5 結(jié)論

運用雷諾應(yīng)力模型對兩種不同入口結(jié)構(gòu)型式水力旋流器流場進行模擬計算，分析了流場中三維速度分布的特點及其不對稱性，得到了如下的結(jié)論:

1)單入口旋流器流場呈現(xiàn)不對稱性，無論是切向速度、軸向速度，還是湍動能和湍動能耗散率，均表現(xiàn)為偏心分布，這是由于旋流器入口結(jié)構(gòu)不對稱造成的.而切向雙入口型式的旋流器的流場分布情況要優(yōu)于單入口型式的，呈現(xiàn)良好的軸對稱分布特點.

2)旋流器內(nèi)切向速度呈組合渦分布，表現(xiàn)為軸線附近的強制渦區(qū)和在近壁面處的準自由渦區(qū).

3)在油－水兩相分離時，切向雙入口旋流器中的油相更易于向中心區(qū)富集，有利于從溢流管溢出，分離效率要高于單入口旋流器，同時也會增大能量消耗，實驗測試結(jié)果顯示，流量為3 m3/h時的實際分離效率為90%，模擬結(jié)果的分離效率平均為95%，其誤差為5%，當(dāng)處理流量相同時，采用切向雙入口旋流器更能提高油－水分離效率.

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