張曉光，劉佳成，徐保蕊，趙立新，司書言，蔣明虎

（1.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；2.黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江大慶 163318）

0 引言

當(dāng)前水力旋流器廣泛應(yīng)用于能源、化工、食品工程及廢水處理等行業(yè)領(lǐng)域［1-9］。研究者對(duì)油水分離用水力旋流器開展了大量的研究［10-16］。如PEREIRA 等［17］將旋流器應(yīng)用于井下油水分離，處理后水可直接注入地層。程海鷹等［18］對(duì)水力旋流器油水分離技術(shù)開展了研究，并進(jìn)行了現(xiàn)場實(shí)際應(yīng)用測試。

在采油井筒井下等有限空間開展油水分離用水力旋流器設(shè)計(jì)方面，由于軸流式結(jié)構(gòu)特有的軸向進(jìn)液形式，已成為該領(lǐng)域研究熱點(diǎn)。在新型軸流式水力旋流器研究方面，研究者不斷改進(jìn)和優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，以適應(yīng)特殊空間的應(yīng)用和效率提升。丁旭明等［10］開發(fā)的新型軸流式旋流分離器有效地降低了入口處局部阻力損失。YOSHIDA等［19］通過試驗(yàn)對(duì)比了傳統(tǒng)旋流器和螺旋進(jìn)口旋流器的分離性能，發(fā)現(xiàn)螺旋進(jìn)口旋流器分離效率較傳統(tǒng)型式有明顯提高。JI 等［20］研究發(fā)現(xiàn)螺旋線型進(jìn)口既能抑制顆粒錯(cuò)位，又能降低能量損耗。NIEUWSTADT 等［21］推導(dǎo)了軸流式分離器簡化分離效率理論公式，認(rèn)為減小導(dǎo)向葉片之后的筒體直徑可提高分離效率。蔣明虎等［22］研究發(fā)現(xiàn)螺旋葉片入口較切向入口具有更高分離效率和較低壓損。潘威丞等［23］模擬了葉片個(gè)數(shù)對(duì)流場的影響，為旋流器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了參考。VAUGHAN［24］也提出了一種基于螺旋葉片的入口結(jié)構(gòu)，可滿足小處理量、細(xì)顆粒的分離需求。徐保蕊等［25-26］設(shè)計(jì)了一種螺旋油水分離器，進(jìn)液結(jié)構(gòu)亦采用螺旋葉片式軸流入口，研究發(fā)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)具有流量波動(dòng)適應(yīng)范圍寬、徑向尺寸小以及強(qiáng)螺旋流分離效率高等優(yōu)勢。

然而，軸流式入口結(jié)合螺旋結(jié)構(gòu)的水力旋流器內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)復(fù)雜，涉及的結(jié)構(gòu)參數(shù)較多，因此有必要開展一體化設(shè)計(jì)及關(guān)鍵參數(shù)優(yōu)選研究?；诖?，本文提出一種軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器，對(duì)其結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選，并重點(diǎn)探究其內(nèi)部流場特性，確定具有更高分離效率的旋流器結(jié)構(gòu)，研究可為旋流器進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供參考。

1 物理模型及分離原理

基于旋流分離原理設(shè)計(jì)出一種軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器，如圖1 所示，主要包括一級(jí)螺旋流分離結(jié)構(gòu)和二級(jí)螺旋內(nèi)錐結(jié)構(gòu)。一級(jí)螺旋流分離結(jié)構(gòu)軸向距離短，以快速分離大粒徑油相為主；二級(jí)螺旋內(nèi)錐結(jié)構(gòu)，軸向長度較長，以強(qiáng)化難分離小粒徑油滴顆粒為主。旋流器整體流體域模型及分離原理如圖1（a）所示，油水兩相由軸向進(jìn)入，經(jīng)一級(jí)螺旋流分離結(jié)構(gòu)中螺旋葉片將軸向流動(dòng)轉(zhuǎn)為切向速度為主的螺旋流，螺旋流場中低密度油相向中心匯集形成油核，通過二級(jí)螺旋內(nèi)錐結(jié)構(gòu)中心的一級(jí)溢流管流出；一級(jí)預(yù)分離的剩余油水混合物繼續(xù)經(jīng)過二級(jí)螺旋內(nèi)錐結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)化分離，其中更多難分離的小粒徑油滴在離心力驅(qū)動(dòng)下向中心方向匯集至內(nèi)錐結(jié)構(gòu)并聚結(jié)，最終與一級(jí)溢流管分離出的油相在總溢流管處匯合流出。水相由底流口流出，完成油水二級(jí)分離。

圖1 軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig.1 Structural design of axial-flow two-stage integrated hydrocyclone

本文研究模型主直徑D 為50 mm，初始結(jié)構(gòu)各結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖1（b）所示，具體尺寸見表1。其中一級(jí)螺旋結(jié)構(gòu)葉片數(shù)為4，二級(jí)螺旋葉片數(shù)為6。

表1 軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 The main structural parameters of the axialflow two-stage integrated hydrocyclone

2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗(yàn)

利用Solidworks 軟件建立軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器流體域模型，旋流器整體采用六面體網(wǎng)格劃分，如圖2 所示，在一級(jí)穩(wěn)流錐和導(dǎo)流錐局部采用四面體網(wǎng)格劃分。通過調(diào)整間隔尺寸控制流體域模型網(wǎng)格總數(shù)。對(duì)流體域進(jìn)行不同水平網(wǎng)格劃分，各水平對(duì)應(yīng)的間隔尺寸與網(wǎng)格數(shù)量見表2。

表2 不同水平網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量Tab. 2 Number of grid division at different levels

圖2 模型網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh division model

針對(duì)不同網(wǎng)格水平的模型施以相同邊界條件進(jìn)行計(jì)算，待收斂后進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)。溢流壓降ΔP1是反映旋流器分離性能重要指標(biāo)之一，為此以軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器ΔP1為考核指標(biāo)，分析網(wǎng)格數(shù)對(duì)ΔP1的影響，得出溢流壓降ΔP1隨著網(wǎng)格數(shù)變化的對(duì)比曲線如圖3 所示?？梢?，當(dāng)間隔尺寸從1.90 到1.74 時(shí)，旋流器ΔP1呈上升趨勢，當(dāng)間隔尺寸達(dá)到1.65 后，ΔP1趨于平緩，當(dāng)間隔尺寸為1.60 時(shí)，相較于1.65 時(shí)ΔP1基本不變。為節(jié)約計(jì)算成本，最終選用1.65 間隔尺寸進(jìn)行網(wǎng)格劃分。

圖3 不同網(wǎng)格劃分水平的旋流器溢流壓降Fig.3 Overflow pressure drop with different grid division levels

3 參數(shù)設(shè)置與模型驗(yàn)證

3.1 模擬參數(shù)設(shè)置

模擬介質(zhì)為油水兩相流，介質(zhì)參數(shù)分別為連續(xù)相水相：密度為998 kg/m3、黏度為1 mPa·s；離散相油相：密度為859 kg/m3、黏度為1.03 mPa·s，體積分?jǐn)?shù)為5%。

采用ANSYS-FLUENT 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，入口邊界條件為速度入口（velocity），通過調(diào)整處理量控制入口速度。計(jì)算處理量為5 m3/h 時(shí)所對(duì)應(yīng)的入口速度vi，計(jì)算式如下：

式中，Q 為入口流量，m3/h；A 為入口過流面積，m2。

溢流口和底流口均設(shè)置為自由出口（outflow）。溢流分流比是針對(duì)入口總進(jìn)液量進(jìn)行分流的，設(shè)置為30%。選用壓力基準(zhǔn)算法隱式求解器穩(wěn)態(tài)求解，湍流計(jì)算模型為雷諾應(yīng)力模型（Reynolds stress model，RSM），油水兩相間模擬計(jì)算采用多相流混合模型（Mixture）。SIMPLEC 算法用于進(jìn)行速度壓力耦合，動(dòng)量、湍動(dòng)能和湍流耗散率為二階迎風(fēng)離散格式，收斂精度設(shè)為10-7，壁面為不可滲漏無滑移邊界條件。

3.2 模型驗(yàn)證

本文所設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)以螺旋導(dǎo)流產(chǎn)生螺旋流分離流場為主，與文獻(xiàn)［22］設(shè)計(jì)的螺旋分離器結(jié)構(gòu)核心近似，因此本文模擬湍流模型等設(shè)置也與該文獻(xiàn)一致，根據(jù)文獻(xiàn)中的PIV 試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)與模擬所得數(shù)據(jù)對(duì)比如圖4 所示（圖中徑向位置采用無量綱化處理，r*=2r/D），模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，驗(yàn)證了本文模擬計(jì)算的可靠性。

圖4 入口管段軸向速度沿徑向位置分布對(duì)比Fig.4 Comparison of the distribution of va along the radial position of the inlet pipe section

4 結(jié)果分析

4.1 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)質(zhì)量效率的影響

分別對(duì)一級(jí)到二級(jí)距離L3、一級(jí)導(dǎo)流錐錐角θ2、一級(jí)溢流管內(nèi)徑D4、一級(jí)螺距L2、二級(jí)螺距L5、二級(jí)導(dǎo)流內(nèi)錐錐角θ4、總溢流管內(nèi)徑D4、總溢流管伸入長度L7、二級(jí)穩(wěn)流錐錐角θ3等結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬，系統(tǒng)分析軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器的質(zhì)量效率隨結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律，如圖5 所示，其中質(zhì)量效率Ez計(jì)算式為：

圖5 各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)質(zhì)量效率的影響Fig.5 Effect of various structural parameters on mass efficiency

式中，Mu，Mi為溢流口、入口油相質(zhì)量，kg/s。

由圖中可知，優(yōu)選前初始模型的質(zhì)量效率為57.38%，溢流壓降為31.18 kPa，經(jīng)優(yōu)化后，旋流器最高效率可達(dá)到96.38%，溢流壓降為89.42 kPa。旋流器分離效率基本隨著各參數(shù)的變化呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。其中較為特殊的是，旋流器二級(jí)穩(wěn)流錐錐角結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化對(duì)效率影響規(guī)律呈先減小后增大然后再減小的趨勢，且二級(jí)穩(wěn)流錐錐角的變化對(duì)質(zhì)量效率的影響也比其他參數(shù)更大，因此本文重點(diǎn)對(duì)二級(jí)穩(wěn)流錐錐角對(duì)旋流器流場的影響以及出口壓降與質(zhì)量效率的關(guān)系做進(jìn)一步分析。

4.2 二級(jí)穩(wěn)流錐錐角對(duì)流場的影響

在保持其他參數(shù)不變的情況下，分別改變二級(jí)穩(wěn)流錐錐角θ3為12°，18°，24°和30°，對(duì)不同參數(shù)建模和模擬，對(duì)比探討θ3對(duì)旋流內(nèi)流場、壓降及效率的影響規(guī)律。

由圖6 可知，在不同二級(jí)穩(wěn)流錐錐角參數(shù)下，油相體積分?jǐn)?shù)在腔體內(nèi)分布區(qū)域基本相似，但分布的量值不同。在一級(jí)螺旋流分離結(jié)構(gòu)區(qū)域，油相濃度分布程度基本一致；而在二級(jí)穩(wěn)流錐錐角為18°和30°時(shí)，二級(jí)穩(wěn)流錐錐角上端有油相的聚集，可推斷此處產(chǎn)生了不同程度的循環(huán)流。在二級(jí)穩(wěn)流錐錐角為12°～24°時(shí)，油相在二級(jí)螺旋內(nèi)錐結(jié)構(gòu)和總溢流口之間部分出現(xiàn)了較高體積分?jǐn)?shù)油相的聚集，且二級(jí)穩(wěn)流錐錐角為12°和24°時(shí)更為明顯。取二級(jí)螺旋流道下方5 mm 處為截面一和總溢流口上方10 mm 處為截面二，對(duì)比不同錐角參數(shù)下，截面一和截面二上的油相分布變化，可見：（1）在二級(jí)穩(wěn)流錐錐角為12°和24°時(shí)，截面一處靠近二級(jí)導(dǎo)流內(nèi)錐壁面的油相濃度明顯提高；（2）截面二處在旋流器徑向直徑為15～20 mm之間出現(xiàn)一油相濃度較高的環(huán)形條帶，當(dāng)二級(jí)穩(wěn)流錐錐角為12°，24°和30°時(shí)，截面二靠近二級(jí)導(dǎo)流內(nèi)錐壁面處油相濃度明顯升高，而二級(jí)穩(wěn)流錐角為12°和24°時(shí)，油相濃度集中的范圍更大。

圖6 不同二級(jí)穩(wěn)流錐錐角參數(shù)下油相體積分?jǐn)?shù)分布云圖Fig.6 Cloud diagram of oil phase volume fraction distribution under different second-stage steady flow cone angle

選取截面一和截面二的切向速度進(jìn)行對(duì)比，由圖7 可知，兩處切向速度沿徑向分布趨勢基本一致。在一級(jí)溢流管中旋流器的切向速度基本沒有變化，在二級(jí)導(dǎo)流內(nèi)錐邊壁附近切向速度近似呈現(xiàn)自由渦-強(qiáng)制渦的組合渦特征，內(nèi)外旋流分布明顯；切向速度在二級(jí)導(dǎo)流內(nèi)錐邊壁附近處數(shù)值最小。其中二級(jí)穩(wěn)流錐角為12°和24°的旋流器兩截面切向速度基本相同，外旋區(qū)域的切向速度相對(duì)于二級(jí)穩(wěn)流錐角為18°和30°旋流器內(nèi)的更高。而二級(jí)穩(wěn)流錐角為12°和24°旋流器的內(nèi)旋區(qū)域切向速度則低于錐角為18°和30°旋流器內(nèi)的切向速度。

圖7 截面處切向速度變化曲線Fig.7 Variation curve of tangential velocity at section

圖8 示出的軸向速度反應(yīng)了兩截面的流體在2 個(gè)出口間的流動(dòng)情況，軸心處的波峰表現(xiàn)了一級(jí)溢流管內(nèi)流體做內(nèi)旋運(yùn)動(dòng)，流體在向總溢流口處流動(dòng)。在靠近旋流器壁面的地方，由于流體與壁面間的摩擦阻力，旋流器的軸向速度有明顯的降低趨勢。對(duì)比圖8（a）（b），可見在截面二處，徑向位置范圍為10～20 mm 之間，流體有明顯的回流或軸向速度減慢的現(xiàn)象，綜合圖6，更能說明流體的回流運(yùn)動(dòng)。而靠近旋流器外壁面處，二級(jí)穩(wěn)流錐角為12°和24°的旋流器，液體的軸向速度明顯高于另外兩種旋流器。

圖8 截面處軸向速度變化曲線Fig. 8 Axial velocity change curve at section

由圖9（a）可見，截面一處流體基本都向中心匯聚，且二級(jí)穩(wěn)流錐角為12°和24°的旋流器，匯聚的速度更快。而在截面二處，如圖9（b）所示，中心處流體都有向外擴(kuò)散的趨勢，可見此時(shí)油核也基本穩(wěn)定。圖10 示出溢流壓降ΔP1與底流壓降ΔP2隨二級(jí)穩(wěn)流錐角θ3變化曲線，可見，ΔP1和ΔP2變化趨勢基本一致，且并不隨θ3變化而單調(diào)變化。旋流器效率提高時(shí)，壓降也隨之增大，且ΔP1比ΔP2增長更多，可見ΔP1更有利于中間油核從溢流口的排出，進(jìn)而增大效率。

圖9 截面處徑向速度變化曲線圖Fig.9 Radial velocity change curve at the section

圖10 溢流與底流壓降隨二級(jí)穩(wěn)流錐角變化曲線Fig.10 Pressure drop curve with θ3

由油相體積分?jǐn)?shù)、速度場和壓力降隨θ3的變化規(guī)律可見，特定的二級(jí)穩(wěn)流錐角（θ3=12°）下，在二級(jí)穩(wěn)流錐角的外壁面不會(huì)產(chǎn)生循環(huán)流，且在總溢流口上方會(huì)產(chǎn)生回流現(xiàn)象，從而提高旋流器效率。

5 試驗(yàn)驗(yàn)證

加工軸流式兩級(jí)一體化水力旋流器試驗(yàn)樣機(jī)，研究分流比對(duì)油水分離效果的影響，試驗(yàn)工藝流程如圖11 所示?；跀?shù)值模擬，調(diào)節(jié)與溢流口、底流口連接的閥門控制分流比分別為25%，27.5%，30%，32.5%和35%。為減少操作誤差對(duì)結(jié)果造成的影響，每個(gè)操作參數(shù)下取樣3 組，通過測油儀對(duì)入口及底流樣液的含油濃度分別進(jìn)行測量，取3 組的平均值作為最終含油濃度，分離效率計(jì)算式為：

圖11 驗(yàn)證試驗(yàn)工藝流程示意Fig.11 Schematic diagram of validation test process flow

式中，F(xiàn) 為分流比；Ci，Cd分別為入口和底流口含油濃度，mg/L。

試驗(yàn)得出分流比與分離效率間的關(guān)系曲線如圖12 所示。

圖12 分離效率Ez 隨分流比F 變化曲線Fig.12 Curve of Ez versus F

對(duì)比可見，試驗(yàn)與模擬的效率隨分流比變化均成二次曲線關(guān)系（二次多項(xiàng)式擬合度R2均高于0.95），基本在分流比為32.5%時(shí)效率值最高；分離效率的試驗(yàn)值整體比模擬值低，但試驗(yàn)值與模擬值整體變化趨勢一致，僅在分流比較低（低于27.5%）時(shí)二者誤差較大，在較高的分流比（高于35%）時(shí)二者的誤差有進(jìn)一步增大的趨勢；在分流比為27.5%～35%范圍內(nèi)試驗(yàn)值與模擬值擬合較好。試驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果表明：旋流器系統(tǒng)試驗(yàn)值與模擬值的變化規(guī)律基本一致，在設(shè)計(jì)分流比分布范圍內(nèi)二者相差不大，基本在誤差要求范圍內(nèi)，一定程度上驗(yàn)證了數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性。

6 結(jié)論

（1）通過對(duì)9 種結(jié)構(gòu)參數(shù)的數(shù)值模擬優(yōu)選，初始模型的質(zhì)量效率為57.38%，溢流壓降為31.18 kPa，經(jīng)優(yōu)化后，旋流器最高效率可達(dá)到96.38%，溢流壓降為89.42 kPa。

（2）系統(tǒng)對(duì)比各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)旋流器分離效率的影響，確定了最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)，具體為一級(jí)到二級(jí)距離L3=45 mm、一級(jí)導(dǎo)流錐錐角θ2=60°、一級(jí)溢流管內(nèi)徑D4=10 mm、一級(jí)螺距L2=90 mm、二級(jí)螺距L5=40 mm、二級(jí)導(dǎo)流內(nèi)錐錐角θ4=30°、總溢流管內(nèi)徑D4=20 mm、總溢流管伸入長度L7=120 mm、二級(jí)穩(wěn)流錐錐角θ3=12°。

（3）旋流器二級(jí)穩(wěn)流錐角結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)分離效率的影響最為明顯，影響規(guī)律為先減小后增大然后再減小的趨勢，其中二級(jí)穩(wěn)流錐角為18°和30°時(shí)，二級(jí)穩(wěn)流錐角上部會(huì)形成不同程度的循環(huán)流，從而影響二級(jí)螺旋分離的流場，旋流器質(zhì)量效率降低；二級(jí)穩(wěn)流錐錐角為12°和24°時(shí)，總溢流管入口外壁處會(huì)產(chǎn)生部分液體的回流，從而可提升旋流器的質(zhì)量效率，旋流器質(zhì)量效率相對(duì)更高，其中最高為12°錐角時(shí)的96.38%。