王學平， 彭 程， 禹言芳， 吳劍華

(沈陽化工大學 機械工程學院， 遼寧 沈陽 110142)

非均相液液物系的分離在石油化工、環(huán)保、輕工等領域都是非常重要的單元操作[1].臥式液液重力式分離器因其結(jié)構(gòu)簡單，制造費用低，占地面積小，分離范圍廣，處理量大，配置靈活，操作費用低，分離效率和處理能力高，且不使用化學藥劑，無二次污染等特點，被廣泛應用于化工、石油化工、醫(yī)藥、食品、紡織、廢水處理等工業(yè)部門[2].

對于液液分離器入口構(gòu)件的研究，陸耀軍等[3]1995年提出了幾種觀點后，各學者引用至今，但其僅通過查看單一條件下分離器內(nèi)部速度矢量圖后便定位擋板作用好壞，未對其他狀況進行詳細的對比研究；而國內(nèi)外其他學者都是在假定分離器內(nèi)部流場穩(wěn)定的條件下，研究影響液滴沉降、聚結(jié)、運動軌跡及斜板最小理論板長、層膜厚度的眾多因素，提高分離效率[4-7]；或是將入口沖擊射流速度通過面積比換算成整個分離器截面的速度，即直接忽視湍流沖擊，視進液為層流狀態(tài)，未見將分離器入口防沖擋板設置不同條件同三維湍流沖擊射流結(jié)合研究的報道.因此，本文采用數(shù)值模擬方法分析不同進液速度下，沖擊間距和擋板尺寸對分離器擋板前后流動狀態(tài)和擋板后穩(wěn)定性的影響，將沖擊射流理論應用到臥式液液分離器入口端防沖擋板對流場作用的分析中，并提出了擋板設置的改進方案，以期能夠促進臥式液液分離器入口端優(yōu)化設計的工作.

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

模型結(jié)構(gòu)與尺寸參數(shù)如圖1所示.水槽長×寬×高=1 350 mm×600 mm×250 mm(不包括進液管和排液管長度)，進液圓管建立在前壁面上，圓心高度為90 mm，直徑16 mm，溢液板高度為230 mm，進液管和排液管長度均為30 mm.流體由進液管進入分離器，由排液管流出.

1 進液圓管 2 防沖擋板 3 分離器箱體 4 溢流板 5 排液管

圖1 CFD模型尺寸

Fig.1 Stereogram of CFD model size

模擬數(shù)值設定：取v1=1 m/s、v2=2 m/s、v3=3 m/s三個沖擊射流速度；H取H1=16 mm、H2=32 mm、H3=48 mm、H4=64 mm和H5=96 mm五個沖擊間距，S取S1=50 mm×100 mm、S2=75 mm×150 mm、S3=100 mm×200 mm、S4=150 mm×300 mm、S5=175 mm×500 mm五個防沖擋板尺寸.模擬參數(shù)組合見表1.

表1 模擬數(shù)值設定

1.2 網(wǎng)格無關性驗證

利用Gambit軟件生成三維幾何模型，采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格進行網(wǎng)格劃分，并對分離器前部主要研究區(qū)域進行網(wǎng)格加密.為了保證計算精度，本文取參數(shù)為v2=2 m/s、H2=32 mm、S3=100 mm×200 mm時的網(wǎng)格疏密程度進行6套網(wǎng)格考核驗證，圖2為6套不同網(wǎng)格尺寸在擋板沖擊區(qū)取邊長為32 mm的方形區(qū)域，計算該平面上的平均壓強.由圖2可以看出：當網(wǎng)格尺寸為1 mm時計算結(jié)果最高，網(wǎng)格尺寸小于3 mm時，擋板面上的靜壓大小幾乎無變化；當網(wǎng)格尺寸大于3 mm時，擋板面上的壓強大小變化很大；綜合考慮計算精度和計算時間，選取網(wǎng)格尺寸3 mm對模型進行網(wǎng)格劃分.

圖2 網(wǎng)格無關性檢驗

1.3 方程求解與邊界條件

方程求解：流體的流動采用湍流模型的標準k-ε模型，湍流模型中近壁面采用標準的壁面函數(shù)；壓力和速度的耦合采用Simple算法，壓力的離散采用Standard形式，動量、湍動能、湍動能耗散率均采用Second Order Upwind形式離散.邊界條件：進口邊界條件為速度入口，出口邊界條件為壓力出口.固壁條件：固壁上滿足無滑移條件及無剪切應力[8].模擬的工質(zhì)為水，并假定流體不可壓縮及物性參數(shù)為常數(shù).

2 結(jié)果與分析

2.1 分離器內(nèi)流動狀態(tài)分析

對各組合條件下的擋板前、側(cè)、后部流場進行分析，并選取幾種典型組合流線圖，如圖3所示.圖3(a)～圖3(e)為S3/H1、S1/H2、S2/H3、S4/H4、S3/H5條件下?lián)醢迩爸休S線縱向截面流場的流線圖，圖3(f)、圖3(g)為S3/H1和S3/H5條件下防沖擋板側(cè)邊與分離器內(nèi)壁之間橫向截面的流場流線圖，圖3(h)～圖3(k)為S1/H1、S2/H2、S4/H4、S5/H5條件下?lián)醢搴髕=110 mm處分離器橫向截面的流場流線圖，圖3(l)、圖3(m)為S4/H4、S5/H5條件下?lián)醢搴笾休S線縱向截面的流場流線圖.

圖3(a)～圖3(e)流場均明顯符合經(jīng)典沖擊射流流動特征.如圖3(e)流體由進液圓管射入分離器后，在初始一段距離內(nèi)與非受限自由射流流動特性相同，該段區(qū)域稱自由射流區(qū).沖擊流體到達防沖擋板附近時射流經(jīng)歷了顯著的彎曲，存在很大的壓力梯度，并在該區(qū)末幾乎變成平行于壁面的流動，即為沖擊區(qū).在壁面射流區(qū)，流體在沖擊區(qū)壓力梯度的作用下沿壁面流動，格勞特[11]將壁面射流分成內(nèi)、外兩層，在內(nèi)層采用布拉修斯壁面率，在外層則用普朗特自由湍流理論分析.

通過圖3(a)～圖3(e)可以觀察到：流體沖擊擋板后在沖擊射流中軸線的上方形成一個逆時針的環(huán)形回流區(qū)，環(huán)形回流區(qū)的上方偏后位置處還有一順時針的渦流；在沖擊射流中軸線的下方形成一個順時針的環(huán)形回流區(qū)，環(huán)形回流區(qū)的下方偏后位置處有一逆時針的渦流，環(huán)形回流區(qū)現(xiàn)象已由Fitzgerald[9]通過激光多普勒測速實驗方法和焦磊[10]利用標準k-ε模型數(shù)值模擬方法驗證.Brown[11]最早在沖擊射流中應用統(tǒng)計理論證實了普朗特湍流理論的施里赫延解，利用頻閃觀測法觀測到了擬序結(jié)構(gòu)的渦旋結(jié)構(gòu).在小沖擊間距時，擋板前部的環(huán)形回流區(qū)發(fā)展不充分，渦流尺度較小，而環(huán)形回流區(qū)后上方的順時針渦流尺度較大，中軸線下方的逆時針渦流因受分離器底部的限制，渦流尺度較小.隨著沖擊間距H的增大，沖擊射流兩側(cè)的環(huán)形回流區(qū)渦流尺度不斷變大，中軸線上方環(huán)形回流區(qū)的中心向后上方移動，由x=0.01 m，y=0.12 m移至x=0.05 m，y=0.19 m處；中軸線下方環(huán)形回流區(qū)的中心向后下方移動，由x=0.01 m，y=0.065 m移至x=0.05 m，y=0.02 m處；同時可以觀察到在中軸線上方的順時針渦流尺度在不斷減小，渦心也向后上方移動，中軸線下方逆時針的渦心向后下方移動，并且很快在擋板前部“消失”.環(huán)形回流區(qū)的增大會卷吸周圍更多的流體，增大流場的紊亂程度，應當抑制環(huán)形回流區(qū)的發(fā)展和回流區(qū)中心向上、向下移動，減小沖擊間距.

由圖3(f)和圖3(g)可知：流體沖擊擋板后在沖擊區(qū)壓力梯度的作用下沿擋板向四周形成壁面射流，沿兩側(cè)方向的流體沖擊分離器內(nèi)壁后再次返回，當與壁面射流相遇后出現(xiàn)逆壓力梯度，形成旋轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)[12]，向分離器后部運動，此結(jié)構(gòu)符合格勞特[11]壁面射流理論.S3/H1和S3/H5條件的擋板尺寸相同而沖擊距離不同，S3/H1為小沖擊間距在z= 0.25 m處形成旋轉(zhuǎn)流動，S3/H5為大沖擊間距，在z= 0.14 m處形成旋轉(zhuǎn)流動.圖3(g)所示情況優(yōu)于圖3(f)所示情況，因為在靠近分離器側(cè)壁面形成旋向流動易在側(cè)壁面上形成貼壁流動，使流體在斜板組內(nèi)沒有足夠的分離空間，因此應合理設置沖擊間距H，不能過小.

從圖3(h)～圖3(k)可發(fā)現(xiàn)，防沖擋板后部橫截面上會出現(xiàn)多種流動狀況.圖3(h)中流體在橫截面上由分離器左側(cè)向右側(cè)流動，沖擊到左側(cè)內(nèi)壁上；圖3(i)中流體由分離器底部向上運動，并在橫截面的上部和中部兩側(cè)共出現(xiàn)4個渦流，可知流體穩(wěn)定極差；圖3(j)中流體也是由分離器左側(cè)向右側(cè)流動，所不同的是流體沖擊左側(cè)內(nèi)壁后再次流向分離器中軸面處，并在分離器底部的中軸面附近旋轉(zhuǎn)后向分離器后部分離區(qū)的運動，具有較高的利用價值.圖3(k)的流動狀況最為無序，流體在同一橫截面內(nèi)出現(xiàn)部分流體沖擊右側(cè)內(nèi)壁，在緊貼內(nèi)壁面的上下方各形成一個渦流，部分流體沖擊左側(cè)內(nèi)壁后在上下方也形成2個渦流，上側(cè)渦流位置較靠近分離器中軸面，優(yōu)化設計時應避免該種情況的出現(xiàn).

結(jié)合圖3(l)和圖3(d)可知：擋板前底部的逆時針渦流并沒有“消失”，而是由于前部環(huán)形回流區(qū)的增大，迫使其移到防沖擋板后側(cè)，擋板前沖擊射流中軸線上方的順時針渦流的主要范圍也轉(zhuǎn)移到擋板之后.回流區(qū)之后的順、逆時針渦流的后移，其在擋板之后會卷吸大量流體，造成流場紊亂，因此沖擊間距設置不宜過大.在特定條件如圖3(m)所示的S5/H5條件下，擋板后的渦流情況非常嚴重，流場不穩(wěn)定，說明防沖擋板不適合設置此等狀況.

通過上述分析，分離器內(nèi)液體入口端設置不同條件的防沖擋板，可以顯著改變內(nèi)部流場流動狀態(tài)，一些設置條件時分離區(qū)流場渦流嚴重，如圖3(i)、圖3(k)和圖3(m)所示的流場穩(wěn)定性差，圖3(g)、圖3(j)和圖3(l)等所示情況的流場具有很高的利用價值.設置擋板時應考慮抑制擋板前環(huán)形回流區(qū)的發(fā)展，防止環(huán)形回流區(qū)上、下方的順、逆時針渦流移向擋板之后；同時使流體在遠離分離器側(cè)壁處形成旋轉(zhuǎn)向后的流動，故沖擊間距的設置不可過大或過小，可結(jié)合流場流動狀態(tài)分析和平均速度、平均湍流強度衰減情況確定防沖擋板設置的改進方案.

圖3 分離器內(nèi)防沖擋板前、側(cè)、后部流線圖

2.2 沖擊間距H對分離器內(nèi)部流場影響的定量分析

圖4 不同沖擊間距H時橫截面x=110 mm上的平均速度和平均湍流強度

2.3 擋板尺寸S對分離器內(nèi)部流場影響的定量分析

圖5 不同防沖擋板尺寸S時橫截面x=110 mm上的平均速度和平均湍流強度

通過定量分析可知，設置不同條件的沖擊間距H和擋板尺寸S對分離器內(nèi)流體速度和湍流強度的衰減有非常大的影響.隨著條件的改變，二者均有“拐點”出現(xiàn)，因此可以通過實驗測量或數(shù)值模擬等方法確定出“拐點”，結(jié)合流動狀態(tài)分析和速度、湍流強度衰減情況，最終確定出分離器防沖擋板最佳的尺寸S和沖擊間距H設置，亦可在擋板后加裝穩(wěn)流構(gòu)件等，進一步約束流體流動路徑，降低流體速度和湍流強度，提高分離效率.

3 結(jié) 論

(1) 分離器入口進液速度越大，內(nèi)部流場穩(wěn)定性越差.

(2) 過小的沖擊間距使流體在防沖擋板前部沒有充足的空間進行速度和動量衰減，高速流體沖擊擋板后在分離器前壁與擋板間的狹縫中形成狹縫沖擊射流，進而將動量傳遞給后部流場，降低流場穩(wěn)定性，不利于分離的進行.隨著沖擊間距的增大，沖擊射流中軸線兩側(cè)的環(huán)形回流區(qū)渦流尺度不斷變大，且中軸線上方的環(huán)形回流區(qū)的中心向后上方移動，中軸線下方環(huán)形回流區(qū)的中心向后下方移動，迫使環(huán)形回流區(qū)上、下方的順、逆時針渦流移向防沖擋板之后，在設置防沖擋板時應盡可能設置較小的沖擊間距.本文分離器結(jié)構(gòu)的擋板設置沖擊間距的“拐點”出現(xiàn)在H2=32 mm時，此間距下防沖擋板的穩(wěn)流效果較理想.

(3) 隨著防沖擋板尺寸的增大，分離器內(nèi)部流場穩(wěn)定性變好，但當擋板尺寸過大時，擋板與分離器內(nèi)壁間形成狹縫射流，使擋板后流體具有較大的速度和動量，對分離區(qū)造成嚴重的擾動，影響分離效果，在設置擋板尺寸時應盡可能設置較大的防沖擋板.本文所選結(jié)構(gòu)參數(shù)中，在各種沖擊間距下?lián)醢宄叽鐚Ψ蛛x器影響的“拐點”為S4=150 mm×300 mm，此尺寸擋板能最大程度地衰減流體速度和湍流強度，使流體盡快達到分離的要求.

(4) 流體在分離器內(nèi)并不是單一的向后運動，而是經(jīng)過擋板繞流后使得流體具有從左往右或由右往左的橫向旋轉(zhuǎn)流動，可以通過在擋板后設置穩(wěn)流構(gòu)件將旋轉(zhuǎn)的流體加以引導，使其流向分離器中軸面，由斜板組的中間部位進入斜板組進行沉降分離，并且可以進一步降低流體的速度和湍流強度，使流體更加穩(wěn)定，提高分離效率.

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