胡 大 鵬， 劉 利 民， 趙 一 鳴， 張 恒 瑞， 劉 鳳 霞， 穆 思 明

(1.大連理工大學 化工學院，遼寧 大連 116024；2.大連歐科膜技術工程有限公司，遼寧 大連 116041 )

0 引 言

氣液分離器是一種在石油化工廠、熱電廠和天然氣開采與輸送中使用十分廣泛的設備，其主要作用是將主氣流從夾帶液滴和霧滴的氣液兩相混合物中分離出來，以提高設備運行的經濟性與可靠性[1-2]．氣液分離的方法主要有重力沉降分離、過濾分離、慣性分離、離心分離等[3-5]．

國內外研究者對于各種分離器進行了大量的實驗與模擬研究．馬嘉棋[6]研究了帶疏水鉤結構的雙鉤型波紋板氣液分離器的分離效率．王文燕[7]提出加鈍體波紋板除霧器，能夠有效提高折流板分離效率．Ogawa[8]提出了角鋼式碰撞分離器，其是由一定角度的角鋼按照同一朝向多列組合而成．馬艷杰[9]提出了多管旋流板式結構，有效減小了旋流板式分離器的壓降．胡恒[10]提出一種含帽碰撞分離器，利用圓弧和槽鋼組合而成，具有分離效率高、壓降小、操作彈性大等優(yōu)點．但上述幾種氣液分離器在氣速較低時分離效率往往比較低，不適用于低氣速的操作工況．

針對上述問題，本文提出一種附壁分離元件，其依靠射流附壁形成的柯恩達效應[11]，在分離弧內形成旋轉流動，在入口氣速較低時，對于粒徑較小的液滴也有很高的分離效率．通過數值模擬的方法，研究入口氣速對于質量分離效率與粒徑分離效率的影響．通過實驗的方法，測量不同入口氣速條件下的分離效率與壓降．

1 附壁分離元件分離原理與數值計算模型

1.1 附壁分離元件分離原理

附壁分離元件的分離原理如圖1所示，其主要由槽和分離弧組成．氣液兩相混合物從下部進入分離元件，極小部分液滴能夠由慣性力作用直接撞上槽的下表面從而被分離，絕大部分液滴繼續(xù)跟隨氣流流動，氣流通過槽與分離弧的射流口加速運動，形成射流的附壁效應，部分液滴由于附壁效應跟隨氣流貼在壁面形成旋轉流動，產生一個很大的離心力，在附壁的過程中逐漸被分離弧表面所分離，分離出的液滴能夠通過重力作用排出分離元件．離開分離弧時由于氣流的速度是沿著分離弧內壁面切向方向，故在氣流出分離弧時還能產生離心力，這個離心力能夠再將一部分液滴甩到槽的上壁面，最后分離出液滴之后的氣流離開分離元件，完成氣液分離過程．

圖1 附壁分離元件分離原理示意圖Fig.1 Schematic diagram of the principle of the wall-attached separation component

1.2 數值計算模型的建立

根據上述基于柯恩達效應的附壁分離元件分離原理，建立的二維數值計算模型如圖2所示．附壁式分離器的核心結構參數是射流口的寬度B，B的大小決定了能否產生附壁效應；E為分離弧的內直徑；A為兩分離弧之間的距離；α為分離槽的角度．

圖2 附壁分離元件計算模型Fig.2 Calculation model of the wall-attached separation component

1.3 模型假設與計算設定

由于計算資源的限制，將三維結構簡化為二維結構，在可接受的誤差范圍內做出如下假設：(1)由于附壁分離元件內的最大氣速遠小于音速，氣流在分離器內的流動為不可壓縮的黏性流動；(2)液滴只要碰到壁面即為分離，到達出口處為逃逸；(3)由于氣速低，可不考慮液滴間的碰撞融合、氣流在流動過程中對液滴的剪切作用和氣流對液膜的再分離作用．

連續(xù)相介質為空氣，離散相介質為水，操作壓力為101 325 Pa，由于離散相的體積分數遠小于10%，離散相計算采用基于歐拉-拉格朗日方法的DPM模型．在穩(wěn)定工況下，處理量為定值，故采用Fluent軟件進行穩(wěn)態(tài)流場計算．由于分離元件內存在強旋流作用，而Realizablek-ε模型對于強流線彎曲和旋轉流動具有精確的預測結果，故湍流模型采用Realizablek-ε模型．使用Simple算法，采用二階迎風差分離散格式和壓力基求解．

1.4 網格無關性驗證

使用Gambit軟件對網格進行劃分，全局采用四邊形網格，全局尺寸為1 mm×1 mm，對于分離弧內表面和射流口進行局部加密處理．為排除網格對于分離效率和壓降的影響，進行網格無關性驗證．利用Gambit軟件分別將全局網格控制為0.80 mm×0.80 mm，1.00 mm×1.00 mm，1.25 mm×1.25 mm，1.50 mm×1.50 mm和2.00 mm×2.00 mm，全局網格尺寸越小，網格數越多．如圖3所示，當全局網格為1.00 mm×1.00 mm 時，網格數N為119 218，再減小網格尺寸壓降和分離效率變化很小，所以為了節(jié)省計算資源和保證數值模擬的準確性，全局采用1.00 mm×1.00 mm的網格．

圖3 網格無關性驗證Fig.3 Grid independence verification

2 數值模擬結果分析

圖4 不同大小粒徑質量分數Fig.4 Mass fraction of different sizes of particle

(1)

式中：Yd為比指定粒徑d大的液滴質量分數．

質量分離效率η1計算公式如下：

η1=1-mout/min

(2)

式中：min與mout分別為進出口質量流量．

粒徑分離效率η2計算公式如下：

η2=1-nout/nin

(3)

式中：nin與nout分別為一定大小粒徑液滴的入口數量與出口數量．

2.1 入口氣速對分離性能的影響

為更加直觀地顯現附壁分離元件的分離性能，選用分離弧內直徑E=35 mm的附壁分離元件進行數值模擬研究，設置的分離單元個數為5．在入口氣速為1 m/s時，附壁分離元件速度流線圖、速度云圖和總壓云圖如圖5～7所示．

圖5 入口氣速為1 m/s時附壁分離元件速度流線圖Fig.5 The velocity streamline diagram of the wall-attached separation component at the inlet gas velocity of 1 m/s

從圖6可以看出，氣流經過漸縮的作用到達射流口，射流口氣速大約為入口氣速的7倍，氣流在射流口形成射流附壁效應．從圖5可以看出流線能夠緊緊貼在分離弧內壁面．由圖7總壓云圖可以看出，氣流經過分離弧時，由于速度方向改變和兩股高速氣流碰撞，壓力損失最大．

圖6 入口氣速為1 m/s時附壁分離元件速度云圖Fig.6 The velocity cloud diagram of the wall-attached separation component at the inlet gas velocity of 1 m/s

圖7 入口氣速為1 m/s時附壁分離元件總壓云圖Fig.7 The total pressure cloud diagram of the wall-attached separation component at the inlet gas velocity of 1 m/s

圖8為不同入口氣速下粒徑分離效率圖，在氣速為0.5 m/s時，附壁分離元件對于20 μm及以上的液滴能夠100%分離，說明附壁分離元件即使在氣速很低時也能保持較高的分離效率．

圖8 不同入口氣速下粒徑分離效率Fig.8 Particle size separation efficiency at different inlet gas velocities

圖9為入口氣速為1 m/s時含帽碰撞分離器與附壁分離元件的粒徑分離效率對比，附壁分離元件對于10 μm液滴粒徑分離效率達到80%以上，而含帽碰撞分離器[10]對于10 μm液滴粒徑分離效率在5%以下．這說明附壁分離元件在低氣速下就能夠滿足絕大多數氣液分離場合的使用需求．

圖9 入口氣速為1 m/s時附壁分離元件與含帽碰撞分離器粒徑分離效率比較Fig.9 Comparison of the particle size separation efficiency of the wall-attached separation component and the collision separator with cap at inlet gas velocity of 1 m/s

在不同的入口氣速條件下，得到的質量分離效率和壓降如圖10所示．附壁分離元件壓降曲線隨著入口氣速的增大而增大，并且呈現二次方的變化關系．

圖10 附壁分離元件壓降與質量分離效率Fig.10 Pressure drop and mass separation efficiency of the wall-attached separation component

質量分離效率隨著入口氣速的增大而增大，在入口氣速達到2 m/s時，質量分離效率達到97.1%，壓降為315 Pa；再增大氣速質量分離效率幾乎不再增大，這是由于在氣速達到2 m/s時，如圖8所示，附壁分離元件已經將粒徑為10 μm及以上的液滴100%分離，由于粒徑小的液滴的隨流性更強，再增大氣速也不能將其完全分離出氣流．

2.2 分離弧內直徑對性能的影響

給定兩種分離弧內直徑E分別為35 mm和45 mm，其余尺寸與E等比例變化，考察分離弧內直徑對分離效率和壓降的影響．

壓降隨入口氣速變化曲線如圖11所示，其隨著入口氣速的增大而呈現二次方增大的變化關系，在相同的入口氣速下，E=45 mm分離元件的壓降略大于E=35 mm分離元件的．

圖11 兩種E下壓降隨入口氣速變化Fig.11 Pressure drop of two E varing with the inlet gas velocity

E對粒徑分離效率的影響如圖12所示．在入口氣速相同時，對于所有大小的粒徑，E=35 mm的分離效率明顯大于E=45 mm的分離效率，說明E越小對于粒徑較小的液滴的分離性能越好；速度增大對于1 μm大小的液滴影響不大，這是因為小液滴的隨流性更強，不容易被分離．

對比兩種E的分離效率結果，E越小，產生的離心力越大，分離效率越高，與旋風分離器[12]的放大效應類似，尺寸越大，分離效率越低．

(a)E=35 mm

3 實驗平臺與實驗結果分析

3.1 實驗平臺介紹

圖13與圖14分別為附壁分離元件實驗平臺和實驗系統(tǒng)簡圖．實驗平臺主要由離心風機、擴流段、穩(wěn)流段、分離段、分離段積液槽、分流板、霧化噴嘴、水泵、壓縮機、壓力表、電子秤以及流量計等組成．實驗氣流由離心風機提供，氣速通過變頻器調節(jié)風機的轉速來調節(jié)，并且通過熱線風速儀測量．霧化系統(tǒng)采用的壓力式二流體霧化噴嘴，可通過調節(jié)氣壓和液壓大小調節(jié)霧化顆粒的粒徑，在氣壓0.4 MPa，水壓0.35 MPa時，霧化顆粒粒徑在1～20 μm，質量平均粒徑為10 μm．附壁式分離元件的壓降性能通過壓力表測量；分離性能通過稱重法測量，分離效率計算公式如下：

圖13 附壁分離元件實驗平臺Fig.13 Experimental platform for the wall-attached separation component

圖14 實驗系統(tǒng)簡圖Fig.14 Experimental system simplified diagram

(4)

式中：m1為入口水槽減少質量，m2為穩(wěn)流段收集到的回流液質量，m3為分離段積液槽收集到的分離液質量．

3.2 入口氣速對壓降的影響

壓降與入口氣速的關系曲線如圖15所示，兩種尺寸分離元件的壓降與入口氣速的關系近似于二次方關系．壓降實驗值均比模擬值略小，主要原因為模擬的二維流動與實際流動存在差異，壓力表的精度有限，但模擬值與實驗值的誤差在10%以內，屬于可接受范圍，這驗證了模擬的準確性．

圖15 壓降與入口氣速關系Fig.15 Relationship between the pressure drop and the inlet gas velocity

3.3 入口氣速對分離效率的影響

稱重法測得的分離效率如圖16所示，分離效率先隨著入口氣速的增大而增大，這是因為液滴的慣性力和離心力隨著入口氣速的增大而增大．當入口氣速為2.5 m/s左右時，再增大氣速，分離效率會略有下降．這是因為在入口氣速達到臨界氣速時，射流口氣速為入口氣速的7倍，氣流對液滴的破碎作用和液膜的剪切作用增大，將已經被分離的液滴再次夾帶，導致分離效率在臨界氣速之后反而呈現下降趨勢．但是由于夾帶的液滴均為大液滴，可以通過簡單的方法將其再次分離回收，仍然能保證附壁分離元件優(yōu)越的分離性能．由于實驗采用的霧化顆粒平均粒徑小于模擬所給的，故實驗測量得到的實際分離效率小于模擬得到的分離效率．附壁分離元件在氣速相同時，E=35 mm時分離效率高于E=45 mm時的分離效率，這驗證了模擬的準確性．

圖16 分離效率與入口氣速關系Fig.16 Separation efficiency varing with the inlet gas velocity

4 結 論

(1)數值模擬結果表明，附壁分離元件在入口氣速高于1 m/s之后，對于10 μm的液滴能夠達到80%的分離效率，對于15 μm及以上的液滴可以100%分離，說明在低氣速下附壁分離元件具有十分優(yōu)越的分離性能，對于小液滴的粒徑分離效率極高．

(2)在給定的入口液滴粒徑分布以及氣相介質為空氣的條件下，模擬得到附壁分離元件到達極限分離效率時的入口氣速為2 m/s，此時模擬的質量分離效率達到97.1%，壓降為315 Pa．

(3)在實驗研究中，隨著入口氣速增大，壓降隨之呈現近似二次方關系增大，但分離效率隨著入口氣速先增大后略有減小，在臨界氣速2.5 m/s時分離效率最高．

(4)對于附壁分離元件，分離弧內直徑越小，產生的離心力越大，分離效率越高．