張宇恒， 袁惠新， 付雙成， 周龍遠， 牟宇慧

(1.常州大學(xué) 機械工程學(xué)院，江蘇 常州 213016； 2.江蘇省綠色過程裝備重點實驗室， 江蘇 常州 213016；3.波士頓大學(xué)， 馬薩諸塞州 波士頓 02215； 4.江蘇巨能機械有限公司， 江蘇 宜興 214261)

碟式離心機作為分離高度分散非均相混合物的重要分離設(shè)備，與工業(yè)其它分離設(shè)備相比，具有分離效率高、占地面積小，自動化程度高等優(yōu)勢[1-3]，廣泛應(yīng)用于化工、石油、食品、醫(yī)藥等行業(yè)。國外碟式離心機的技術(shù)參數(shù)范圍較大，轉(zhuǎn)鼓內(nèi)徑150～1200 mm，轉(zhuǎn)速6000～12000 r/min，分離因數(shù)5000～15000，最大生產(chǎn)能力約300 m3/h。國內(nèi)的碟式離心機產(chǎn)品系列少、規(guī)格少、技術(shù)參數(shù)低[4]，長期以來，碟式離心機的開發(fā)過程多是基于經(jīng)驗判斷，嚴重影響了碟式離心機的發(fā)展和應(yīng)用，與國際先進水平差距很大[5-8]。國內(nèi)外對碟式離心機的研究主要是分析其動平衡、振動等問題，對設(shè)備分離性能的研究卻很少。近幾年國內(nèi)學(xué)者對碟式離心機的研究與開發(fā)正日益增長，趙志國等[9-10]采用CFD技術(shù)對碟式離心機內(nèi)部流場進行二維數(shù)值模擬，并對油滴的軌跡進行了追蹤，初步分析了油-水分離形成的分層界面；張總等[11-12]基于FLUENT軟件計算驗證，提出高分離效果的碟片模型，并針對碟式分離機內(nèi)流場流速進行了PIV測量。這些對離心流場的初步研究，均是基于二維模型的模擬，雖然減少了計算量，但是忽略了碟片結(jié)構(gòu)、轉(zhuǎn)速、物料特性等對流體流動的綜合影響，必然導(dǎo)致模擬結(jié)果與實際流場有偏差，無法探究出碟式離心機分離效率的影響規(guī)律。袁惠新等[13-14]通過建立轉(zhuǎn)鼓內(nèi)簡單三維物理模型，大致模擬出碟片間隙中微小區(qū)域的流動情況，但是研究中將碟片簡化為光滑物理模型，沒有考慮到碟片上筋條結(jié)構(gòu)對碟片間物料流動性的影響。因此，筆者對碟式離心機內(nèi)的流場及分離性能進行了系統(tǒng)的研究，綜合考慮筋條結(jié)構(gòu)對流體流動的影響，發(fā)現(xiàn)了碟片間物料存在旋轉(zhuǎn)滯后性，且各層進料流量及重相體積濃度不一致性等現(xiàn)象。這些現(xiàn)象嚴重影響到碟式離心機的分離性能。

在一些特定條件下，航空煤油中往往穩(wěn)定分布

極小粒度的水滴，當含水量大到一定程度，會嚴重影響航空發(fā)動機的性能[15]。因此，國際航空業(yè)對于航空煤油的含水量要求很高。這些水滴相對于其它固態(tài)雜質(zhì)更難以分離，目前國內(nèi)碟式離心機的工業(yè)技術(shù)水平尚無法實現(xiàn)航空煤油的油-水高精度分離。筆者主要通過碟式離心機內(nèi)碟片上螺旋型與徑向型筋條的對比研究，探討了碟片上螺旋型筋條對碟片間兩相流動及對航空煤油脫水性能的影響。

1 模擬研究方法及可靠性驗證

1.1 碟式離心機轉(zhuǎn)鼓模型

圖1為碟式離心機轉(zhuǎn)鼓結(jié)構(gòu)。其主要是利用超重力沉降和淺池原理設(shè)計，即在離心沉降分離懸浮液時，其生產(chǎn)能力正比于沉降槽的面積，而與沉降槽的高度無關(guān)。其優(yōu)勢是利用碟片將分離室劃分為若干分離區(qū)，用碟片來降低沉降高度，增加沉降面積，加速了離心沉降分離過程。

圖1 碟式離心機轉(zhuǎn)鼓三維爆炸視圖Fig.1 3D explosion view of disc centrifuge drum1—Drum; 2—Disc holder; 3—Disc; 4—Disc gland;5—Drum cover; 6—Lock ring

1.2 物理模型及網(wǎng)格劃分

筆者對碟式離心機采用CFD數(shù)值模擬，分離對象參考航空煤油。碟式離心機的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)及數(shù)值模擬中擬采用的物料參數(shù)和操作參數(shù)見表1。

表1 碟式離心機物理模型的模擬參數(shù)值Table 1 Simulation parameters of centrifuge physical model

由于碟式離心機內(nèi)物料的離心沉降分離主要發(fā)生在碟片間隙，且碟片間隙內(nèi)物料的沉降距離遠遠小于離心機轉(zhuǎn)鼓半徑，因此使用ANSYS 18.0前處理軟件ICEM建立5層碟片間兩相流動區(qū)域及轉(zhuǎn)鼓成渣腔的三維流動模型，進料口與定距筋條作網(wǎng)格局部加密處理，以提高結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格質(zhì)量。模型結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格如圖2所示，其中圖2(a)為傳統(tǒng)帶徑向型筋條的碟片，圖2(b)為筆者創(chuàng)新設(shè)計出的新型帶螺旋型筋條的碟片。

圖2 碟片間隙及轉(zhuǎn)鼓成渣腔的三維流動模型Fig.2 3D flow model of disk gap and drum slag cavity(a) Radial rib; (b) Spiral rib

1.3 模型計算及邊界條件

筆者研究碟式離心機碟片間兩相流動場，由于無需考慮渦黏性各項同性假設(shè)，湍流模型比雷諾應(yīng)力模型更加精準。在碟片間兩相流動場中，物料受離心作用處于高速旋轉(zhuǎn)運動。因此模擬中采用RSM湍流模型，其計算原理是質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程(Navier-Stokes，即N-S方程)、應(yīng)力運輸方程(Reynolds)[16-18]。模擬對轉(zhuǎn)鼓內(nèi)流場予以適當簡化，并作以下假設(shè)：(1)轉(zhuǎn)鼓內(nèi)充滿液體且流動穩(wěn)定；(2)液相為連續(xù)不可壓縮流體；(3)固相為密度均勻等粒徑球形顆粒，且運動過程中不發(fā)生絮凝、破碎和變形。計算模型對兩相間的相互作用，采取單流體計算方式，但計算模型中不僅包含了不同相間的相對運動，而且不同相間相對運動的速度大小不同，因此計算模型能夠比較全面地分析碟片間兩相流動過程。

入口邊界條件采用速度進口(Velocity-inlet)，碟片上端出口設(shè)置采用壓力出口(Pressure-outlet)；碟片下端出口設(shè)置與轉(zhuǎn)鼓內(nèi)流場相接，通過定義內(nèi)部面觀測碟片下端重相出口情況；流道內(nèi)與流體接觸的壁面均采用無滑移條件。

碟式離心機碟片間流場復(fù)雜，轉(zhuǎn)鼓內(nèi)流體旋轉(zhuǎn)占優(yōu)，因此通過RSM湍流模型模擬更加精準。碟片間兩相流動屬于多相流流動，采用Eulerian模型能夠精準地研究碟片間兩相流動性及其分離性能。

通過ANSYS 18.0進行數(shù)值模擬，采用壓力-速度耦合方式(SIMPLE算法)、壓力方式(PRESTO!格式)和其余項差(QUICK精度)。非穩(wěn)態(tài)模擬流場在50000步后，出口監(jiān)測面上的水相體積分數(shù)基本穩(wěn)定，殘差曲線也已經(jīng)穩(wěn)定，表明流場已經(jīng)穩(wěn)定。

1.4 模擬可靠性驗證

針對實驗物料航空煤油，采用DRS 230型碟式離心機進行實驗(如圖3)：(1)將物料裝入進料罐中使物料通過并充滿管路，通過離心泵灌泵口進行灌泵；(2)打開電源，啟動碟片式離心機的同時啟動離心泵(空載啟動)，使物料在整個管路中循環(huán)；(3)調(diào)節(jié)變頻器以調(diào)節(jié)入口流量及轉(zhuǎn)鼓轉(zhuǎn)速，待溢流穩(wěn)定后取樣；(4)采用濁度儀分析樣品的濁度，通過標定的濁度和體積濃度，可得對應(yīng)水相的體積分數(shù)。

當?shù)诫x心機的轉(zhuǎn)速n=3000 r/min，流量Q=1 m3/h時，離心機穩(wěn)定后測得樣品中油相的體積分數(shù)為99.2%，而通過數(shù)值模擬計算的體積分數(shù)為98.7%，模擬所得的體積分數(shù)比實驗測得樣品的體積分數(shù)低。這是因為在數(shù)值模擬中的粒徑模型均為等粒徑，油相的體積分數(shù)理論上不超過74%，而實際物料中的水相粒徑大小不同，且水滴在油相中有聚合、破碎現(xiàn)象，因此在同樣條件下，模擬得到的水滴體積分數(shù)自然會低一些。

2 碟片間兩相流場分析

2.1 壓力場

碟片間兩相流場內(nèi)離心液壓的理論計算公式[19]為：

(1)

圖3 碟式離心機實驗流程圖Fig.3 Dish centrifuge experiment flow chart

式(1)中p為離心液壓，Pa；ρ為密度，g/mm3；ω為轉(zhuǎn)速，r/min；r為徑向位置，mm。由式(1)可知，離心液壓與碟片間流場的徑向位置成正比，與軸向位置無關(guān)，選取第3層碟片間流場壓力云圖作對比，結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，流場內(nèi)壓力呈中心對稱均勻分布，并且其值與徑向位置成正比，由內(nèi)向外逐步增大。模擬得到徑向型筋條的碟片間兩相流場在徑向位置最大處(碟片大端)的壓力最大值為1.46 MPa，在徑向位置最小處(碟片小端)的壓力最小值為0.12 MPa；螺旋型筋條的碟片間兩相流場在徑向位置最大處(碟片大端)的壓力最大值為 1.49 MPa，在徑向位置最小處(碟片小端)的壓力最小值為0.12 MPa。

圖5為碟片間兩相流場內(nèi)的離心液壓理論值和模擬值。由圖5可知，模擬值與理論值相差約8%，表明研究結(jié)果具有較好的可靠性。模擬結(jié)果表明，徑向型筋條與螺旋型筋條在碟片間兩相流場中的壓力分布規(guī)律基本一致，但與離心液壓理論值相比要小。這是因為流體靠近碟片表面流層的運動相對于碟片轉(zhuǎn)速具有滯后性，碟片間兩相流場內(nèi)的轉(zhuǎn)速(ω)比離心機轉(zhuǎn)鼓轉(zhuǎn)速小，因此碟式離心機碟片間兩相流場內(nèi)離心液壓理論值一般大于實際流場。模擬研究還發(fā)現(xiàn)，新型螺旋型筋條與徑向型筋條的碟片間兩相流場壓力相比，更接近于離心液壓理論值，這說明新型螺旋型筋條能夠較好地改善碟片間兩相流場的滯后性。

圖4 碟片間兩相流場壓力對比云圖Fig.4 Comparison of cloud charts of disc pressure between the two phase flow fields(a) Radial rib; (b) Spiral rib

圖5 離心液壓理論值和模擬值Fig.5 Centrifugal hydraulic theoretical and analog values

2.2 速度場

物料在碟式離心機的碟片間兩相流場做旋轉(zhuǎn)運動，其離心力的大小與轉(zhuǎn)鼓的轉(zhuǎn)速成正比，碟片間兩相流場內(nèi)物料相對周向速度(v，m/s)的理論計算

公式為[20]：

(2)

式(2)中λ為無因次數(shù)；q為流量，m3/s；r為徑向位置，m；h為碟片間隙，m。

由式(2)可知，碟片間流場周向速度與碟片軸向位置無關(guān)，取第3層碟片間流場周向速度云圖作對比，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，碟片間兩相流場內(nèi)速度呈中心對稱均勻分布，并且由內(nèi)向外逐步增大。模擬得到徑向型筋條的碟片間兩相流場在徑向位置最大處(碟片大端)的速度最大值為62.2 m/s，在徑向位置最小處(碟片小端)的速度最小值為 24.5 m/s；螺旋型筋條的碟片間兩相流場在徑向位置最大處(碟片大端)的速度最大值為 62.2 m/s，在徑向位置最小處(碟片小端)的速度最小值為23.2 m/s。

圖6 碟片間周向速度云圖Fig.6 Peripheral speed between disc clouds(a) Radial rib; (b) Spiral rib

圖7是周向速度理論值(即碟片的周向速度)和模擬值。在碟片徑向位置60 mm處物料的周向速度理論值為47.124 m/s，模擬值與理論值相差約1%，得以判斷流場模擬具有較好的可靠性。模擬結(jié)果表明，徑向型筋條與螺旋型筋條在碟片間兩相流場中的周向速度分布規(guī)律基本一致，速度分布和一般的拋物線類似。由圖7可知，螺旋型筋條的周向速度更接近于理論值，且近壁處達到最小值，碟片間隙中間區(qū)域達到最大值。這是因為當液流的無因次準數(shù)λ值大時，碟片間液流分成兩層近壁處的液流，液體質(zhì)點周向速度由近壁面向著碟片間隙的中心增加，在間隙中心處周向速度約為母線方向平均速度的λ-1 倍[21]，使碟片間隙內(nèi)液流速度分布類似于一般的拋物線。

圖7 周向速度隨軸向位置變化的模擬值與理論值Fig.7 Analogue and theoretical values of circumferentialvelocity at different axial positions

2.3 兩相分布

圖8為第3層碟片間水相體積分數(shù)(φw)分布云圖。由圖8可知，在中性進料孔定距筋條附近有水相濃集現(xiàn)象。這是因為當物料由中性進料孔進入碟片間后，隨著碟片旋轉(zhuǎn)做離心旋轉(zhuǎn)運動，而物料在碟片間的周向速度大，導(dǎo)致水相無法在中性進料孔及定距筋條附近流場區(qū)域均勻擴散，從而引起在中性進料孔附近區(qū)域水相體積分數(shù)偏高的現(xiàn)象。由圖8還可知，帶螺旋型筋條的碟片間，水相分布較為均勻，說明螺旋型筋條能夠較好地改善碟片間水相分布的不均勻性。

圖8 碟片間兩相流場水相體積分數(shù)分布云圖Fig.8 Volume fraction distribution cloud diagram of the two-phase flow field between discs(a) Radial rib; (b) Spiral rib

圖9為x=0截面上各層碟片間兩相流場內(nèi)水相體積分數(shù)分布云圖。由圖9可知，碟片間兩相流場內(nèi)水相體積分數(shù)分布規(guī)律基本一致，碟片下表面水相體積分數(shù)高且與碟片徑向位置呈正比。這是因為物料在碟式離心機轉(zhuǎn)鼓內(nèi)做離心旋轉(zhuǎn)運動，水相受離心力的作用集中分布在碟片下表面，油相相對于水相流往碟片上端口，因此碟片間兩相體積分數(shù)分布規(guī)律較為明顯。但各層碟片間的水相體積分數(shù)不一，由圖9可知，入料方向的第1層碟片間水相體積分數(shù)最高，因此對5層碟片中性進料孔做x=0的截面，即碟片進料孔及周邊流動區(qū)域的水相體積分數(shù)分布云圖，如圖10所示。由圖10可知，各層碟片間的水相體積分數(shù)不一，第1層與最后1層附近水相體積分數(shù)最高，中間層較少；水相體積分數(shù)自下往上遞增，最上層的水相體積分數(shù)最高，油相體積分數(shù)最低。

圖9 x=0截面上各層水相體積分數(shù)分布云圖Fig.9 Distribution of volume fraction of water phase ineach layer at x=0 cross section

圖10 進料孔及周邊區(qū)域的水相體積分數(shù)分布云圖Fig.10 Distribution curve of volume distribution ofwater phase in the feed hole and surrounding area

3 碟式離心機的分離性能分析

圖11為各層碟片間兩相中水相體積分數(shù)。由圖11 可知，各層碟片間兩相中水相體積分數(shù)分布不均，第1層與最后1層碟片間兩相的水滴體積分數(shù)相對較大，徑向型筋條在最后1層碟片間兩相中水相體積分數(shù)最大，可達1.87×10-4；螺旋型筋條在第1層碟片間兩相中水相體積分數(shù)最大，可達9.54×10-5。中間各層相對較小且分布不均，徑向型筋條在第4層碟片間兩相中水相體積分數(shù)最小，為5.11×10-5；螺旋型筋條在第4層碟片間兩相中水相體積分數(shù)最小，為2.11×10-5。模擬結(jié)果表明，新型螺旋型筋條的各層碟片間水相體積分數(shù)，比徑向型筋條要更小且分布更均勻，說明新型螺旋型筋條能夠較好地改善各層碟片間兩相的均勻性且水相體積分數(shù)更低，能夠有效地提高碟式離心機的分離性能。

圖11 各層碟片間水相體積分數(shù)Fig.11 Volume fraction of water between discs in each layer

4 結(jié) 論

(1)徑向型筋條與螺旋型筋條在碟片間兩相流場中的壓力分布規(guī)律基本一致，壓力值由碟片內(nèi)端向外端逐步增大，模擬值與離心液壓理論值相比要小，但很接近，說明模擬的可靠性較好。

(2)流體靠近碟片表面的流層運動相對于碟片轉(zhuǎn)速具有滯后性，螺旋型筋條能夠較好地改善碟片間流動的滯后性。

(3)同一徑向位置上，液流的周向速度在平行于轉(zhuǎn)軸的面內(nèi)呈拋物線分布，近壁處達到最小值且貼近理論值，而在中間區(qū)域達到最大值。

(4)在碟片間兩相流場內(nèi)，螺旋型筋條比徑向型筋條的周向速度要更貼近于理論值，螺旋型筋條能夠較好地減小湍流，改善碟片間兩相流場的穩(wěn)定性。

(5)碟片間兩相中水相的體積分數(shù)分布不均，其在中性進料孔、定距筋條附近較高，螺旋型筋條能夠較好地改善碟片間水相體積分數(shù)分布的不均勻性。

(6)各層碟片間的水相體積分數(shù)不一致，第1層與最后1層碟片間的水相體積分數(shù)相對較大，中間各層相對較小且分布不均。螺旋型筋條能夠較好地改善各層碟片間兩相均勻性且水相體積分數(shù)更低，能夠有效地提高碟式離心機的分離性能。