李 權(quán)王宗勇林茹亭李 航劉家棟

(沈陽化工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院,沈陽 110020)

在重力分離器中,入流構(gòu)件的作用是吸收進(jìn)入分離器內(nèi)高速液流的動(dòng)能,減小入流對設(shè)備內(nèi)流場的沖擊,同時(shí)具有促進(jìn)入流初步分離的作用。 常用的入流構(gòu)件有擋板式、碟式、離心式和孔箱式等。其中擋板式和蝶式主要利用碰撞原理使液流從擋板邊緣流向分離區(qū),防止入流直接沖擊分離區(qū)流場。 由于擋板后流場比較紊亂,流動(dòng)條件差,不利于油水分離過程的進(jìn)行,目前較少使用[1]。 離心式入流構(gòu)件是利用離心原理,強(qiáng)化入流構(gòu)件的預(yù)分離作用,因其處理量大、停留時(shí)間短、分離效率高、維護(hù)成本低而具有較大的應(yīng)用潛力[2]。 但離心式入流構(gòu)件存在動(dòng)力消耗大、入流不均勻等缺點(diǎn),在強(qiáng)調(diào)預(yù)分離作用的情況下,離心式入流構(gòu)件是一種不錯(cuò)的選擇。 孔箱式入流構(gòu)件具有較好的穩(wěn)流、整流作用,但該構(gòu)件結(jié)構(gòu)復(fù)雜、占據(jù)有效空間大,預(yù)分離作用沒有離心式入流構(gòu)件效果明顯。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的進(jìn)步,數(shù)值模擬(CFD)法已成為入流構(gòu)件設(shè)計(jì)的一種有力工具,可確定入流構(gòu)件的最佳幾何形狀和尺寸[3]。 CFD 能夠獲得兩相行為特征的流場細(xì)節(jié),這是實(shí)驗(yàn)方法難以提供的[4]。 Mahmood 等[5,6]采用Eulerian-Eulerian 模型,通過Fluent 軟件模擬研究了入口位置及入流方向?qū)Ψ蛛x器性能產(chǎn)生影響,發(fā)現(xiàn)改變?nèi)肓鞣较驅(qū)Ψ蛛x器性能影響較顯著,可使分離效率提高約8%;江朝陽等[7]利用Fluent 軟件的Realizablek-ε模型及響應(yīng)面分析法研究了一種改進(jìn)的圓孔分散式入口構(gòu)件與分離器不均勻度Mf的關(guān)系,結(jié)果表明:射流圓孔面積比(P1)、球面封頭面積比(P2)、側(cè)面孔口距離比(P3)對Mf的存在相互影響,最適宜組合為P1=0.030,P2= 0.100 和P3= 0.036;呂宇玲等[8]應(yīng)用Standardk-ε模型和混合物模型,以水和白油為工質(zhì)模擬了分離器內(nèi)倒T 形和耙形入口構(gòu)件,結(jié)果表明后者具有更好的油水分離特性;王曉靜等[9]利用Fluent 軟件的Standardk-ε模型和混合物模型分析了分離器內(nèi)具有不同開孔率的液盒式入口構(gòu)件,確定開孔率30%的入口構(gòu)件具有較好的油水分離特性;周曉君等[10]利用Fluent 軟件對比分析了分離器在3 種入口構(gòu)件工況下的流動(dòng)特性,得到結(jié)論為孔箱式入口構(gòu)件的流動(dòng)特性最好;王熙等[11]應(yīng)用Fluent 軟件的Standardk-ε模型和混合物模型對加入3種入流擋板的油水分離器進(jìn)行了模擬分析,表明下孔箱式入口結(jié)構(gòu)能夠有效降低流場出現(xiàn)渦旋及返混現(xiàn)象,進(jìn)而提高油水分離效率。

上述研究表明性能優(yōu)良的入流構(gòu)件可有效改善分離器內(nèi)流場的分布狀況,減緩入流對分離器內(nèi)流體的沖擊,使分離器內(nèi)部流場更接近柱塞流動(dòng),更有利于油水兩相的分離[12,13]。 流速分布的均勻性不僅反映了入流構(gòu)件的性能,也表征了分離器的分離能力。

工程應(yīng)用結(jié)果表明反射式入流構(gòu)件具有結(jié)構(gòu)簡單、穩(wěn)流效果好、安裝方便、制造成本低等優(yōu)點(diǎn)。同時(shí)該入流構(gòu)件體積小,可顯著增大油水分離區(qū)域,特別適用于小直徑重力分離器。 盡管該種入流構(gòu)件在工程上常有應(yīng)用,但對其研究卻鮮有報(bào)導(dǎo),其安裝方式和結(jié)構(gòu)參數(shù)對流場的影響不是很清晰,影響了該種入流構(gòu)件進(jìn)一步的工業(yè)化應(yīng)用,因此有必要對其進(jìn)行深入研究。 本研究旨在通過流速均勻性這一與分離效果密切相關(guān)的參數(shù),對反射式入流構(gòu)件的各結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行評(píng)價(jià),并以其為目標(biāo)進(jìn)行響應(yīng)面優(yōu)化,得到該種類型入流構(gòu)件的優(yōu)化結(jié)構(gòu),為反射式入流構(gòu)件的設(shè)計(jì)提供技術(shù)支持。

1 模型和邊界條件

1.1 幾何結(jié)構(gòu)的建立

本研究對象為小直徑管式重力油水分離器,該分離器的幾何模型利用Solidworks 建立,為能夠準(zhǔn)確反映入流構(gòu)件自身對流動(dòng)特性的影響,分離器內(nèi)未設(shè)置整流構(gòu)件和聚結(jié)構(gòu)件,分離器幾何結(jié)構(gòu)如圖1 所示,其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1 所示。

表1 管式重力油水分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structural parameters of tubular gravity oil-water separator

本研究的入流構(gòu)件是一個(gè)“J”形彎管,根據(jù)彎管在垂直方向安裝方位的不同,可分為上裝和下裝2 種,其中,上裝方式指彎管的直段部分與分離器筒體頂部連接固定即圖1 中顯示方位,而下裝方式則是指彎管的直段部分與分離器筒體底部連接固定即圖1 中彎管垂直對稱方位(圖1 中未顯示)。 待分離流體流出彎管后沖擊到封頭壁面上,在封頭壁面的作用下反向流向分離器內(nèi)部。 表征入流構(gòu)件的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要包括3 個(gè),分別為射流距離(d)、入流角度(θ)和入流口垂直位置(h)。 本研究重點(diǎn)針對上述3 個(gè)參數(shù)分析其在上裝和下裝情況下對分離器流動(dòng)特性的影響規(guī)律。

圖1 管式重力油水分離器幾何結(jié)構(gòu)Fig.1 Geometric structure of tubular gravity oil-water separator

1.2 理論分析

本工作所研究的管式重力油水分離器內(nèi)流體的動(dòng)力學(xué)控制方程包括連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程。

連續(xù)性方程:

式(1)中:ρm為油水兩相混合液的密度,ρm=vm為混合液的質(zhì)量平均速度,vm=; 其中αf、ρf和vf分別是第f相的體積分?jǐn)?shù)、密度和速度。

動(dòng)量守恒方程:

式(2)中:F是質(zhì)量力;μm是混合流體的動(dòng)力黏度:為f相的漂移速度。

為準(zhǔn)確分析入流構(gòu)件對分離器內(nèi)流動(dòng)特性的影響,引入均勻性評(píng)價(jià)指標(biāo)Uh,該指標(biāo)可反映分離器整個(gè)通流截面的流體軸向速度分布特性,具有可比性強(qiáng)、使用范圍廣的特點(diǎn)。Uh越大,表示流體在截面處的速度均勻程度越好,流場差異性越小。Uh的計(jì)算公式為[14]:

式(4)中:Uh值域范圍為[0,1];ui和-u分別為測量截面上各點(diǎn)軸向速度和軸向平均速度。

1.3 計(jì)算模型的設(shè)置

本研究模擬工質(zhì)為油水混合液,其中連續(xù)相采用T=298 K 時(shí)的液態(tài)水(ρw=998.2 kg·m-3,μw=1.003×10-3Pa·s),分散相為相同溫度下的柴油(ρo=730 kg·m-3,μo=2.4×10-3Pa·s)作為分散相,油相的體積分?jǐn)?shù)為10%。

為了表征混合流體在入流管內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài),令其在入口管內(nèi)的雷諾數(shù)Rei=ρmuid1/μm,其中,ρm和μm為入流混合流體密度和黏度,ui為混合流體在入口管內(nèi)的平均流速,d1為入流管內(nèi)徑。 由油水分離器的結(jié)構(gòu)尺寸得分離器容積V=0.0575 m3,若入口流平均速度ui=0.265～0.440 m·s-1范圍內(nèi),則流體在油水分離器內(nèi)的停留時(shí)間約為4～7 min,相應(yīng)的入口管雷諾數(shù)Rei=5640～9359,故在模擬計(jì)算時(shí)采用Fluent 計(jì)算軟件,分離器進(jìn)口設(shè)為均勻速度進(jìn)口邊界條件(Velocity-inlet)。 流體在入口管及其出口附近為湍流狀態(tài),模擬計(jì)算時(shí)選擇湍流模型(Standardκ-ε)。 多相流模型采用混合物(Mixture)模型;油/水出口選擇自由出流(Outflow)邊界條件,出油口/出水口的流量加權(quán)(Flow Rate Weighting)分別設(shè)置為0.1 和0.9;求解方法選取SIMPLEC 算法,離散格式選擇二階迎風(fēng)。 呂玉玲[8]、王曉靜[9]、侯先瑞[15]等學(xué)者先后運(yùn)用Fluent 中的Standardκ-ε模型和Mixture 模型研究內(nèi)構(gòu)件對重力分離設(shè)備流動(dòng)特性的影響,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果吻合良好,說明所選擇的模型是合適的。

1.4 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

為驗(yàn)證模擬結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量的非相關(guān)性,本研究對各種結(jié)構(gòu)參數(shù)下的分離器進(jìn)行了不同網(wǎng)格數(shù)量的獨(dú)立性驗(yàn)證。 其中,以上裝入流構(gòu)件(h=0.3D,d=0.075D,θ=60°)的參數(shù)為例,對分離器采用ICEM CFD 工具分別進(jìn)行了8 組不同數(shù)量的網(wǎng)格劃分。 考察x=8/61L、x=40/183L截面處速度均勻度Uh隨網(wǎng)格數(shù)量變化情況,其變化規(guī)律如圖2所示。

圖2 軸向速度均勻度Uh 隨網(wǎng)格數(shù)量的變化Fig.2 The variation of axial velocity uniformity Uh with the number of grids

由圖2 可知,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過1.05×106時(shí),變化曲線趨于水平,x=8/61L、x=40/183L截面上速度均勻度Uh不再隨網(wǎng)格數(shù)量的增加而產(chǎn)生明顯變化,因此在進(jìn)行數(shù)值模擬過程中,采用不低于1.05×106的網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行模擬計(jì)算,在計(jì)算速度和計(jì)算精度之間得到良好的權(quán)衡。 適合的網(wǎng)格數(shù)量和良好的網(wǎng)格質(zhì)量將有助于快速收斂和提高計(jì)算結(jié)果的精確性[16]。

2 CFD 模擬結(jié)果與分析

2.1 入流構(gòu)件對分離器內(nèi)部流場的影響

為了更直觀地分析單因素結(jié)構(gòu)參數(shù)對分離器流場均勻性的影響,求出分離器輕重相分離核心區(qū)域[x0,x1] =[1/6L,5/6L]的均勻度平均值N,其可表示為公式(5)。

分離器前1/6L長度范圍為混合液入口段,兩相還沒有開始分離,僅是在為分離作準(zhǔn)備;而5/6L以后的長度范圍為油水兩相的出口段,到達(dá)該段的油水混合物經(jīng)過重力沉降等作用已經(jīng)達(dá)到分層狀態(tài)。而[1/6L,5/6L]區(qū)域通常為聚結(jié)構(gòu)件所處的范圍,為輕重兩相進(jìn)行重力沉降、油滴聚結(jié)、油層上浮并最終完成兩相分離的關(guān)鍵區(qū)域。 此范圍的N可以表征分離器的分離能力,為此選用該參量分析入流構(gòu)件結(jié)構(gòu)參數(shù)對流場的影響更有價(jià)值。

本研究選擇在混合液入口流速ui=0.39 m·s-1,入流管內(nèi)雷諾數(shù)Rei=8297 條件下,運(yùn)用控制變量法分析入流構(gòu)件對分離器流場的整體影響,探究不同安裝方式入流構(gòu)件結(jié)構(gòu)參數(shù)對流場的影響規(guī)律。

為分析入流口垂直位置h,射流距離d、入流角度θ對分離器流動(dòng)均勻性的影響。 取h=0.3D,d=0.075D為定值,改變?chǔ)鹊拇笮?計(jì)算不同安裝方式下N隨θ的變化情況,如圖3 所示;取h=0.3D,θ=60°為定值, 在d= 0.025D～ 0.150D范圍內(nèi)以0.025D為增量改變d的大小,計(jì)算不同安裝方式下N隨d的變化關(guān)系如圖5 所示;取d=0.075D,θ=60°為定值,改變h的大小(h= 0.175D、0.200D、0.225D、0.250D、0.275D和0.300D),計(jì)算不同安裝方式下N隨h的變化關(guān)系,如圖7 所示。 同時(shí),為清楚顯示分離器內(nèi)部流場渦旋變化情況,分別取h= 0.30D,d= 0.075D,θ= 90°;h= 0.30D,d=0.075D,θ=60°;h=0.25D,d=0.075D,θ=60°結(jié)構(gòu)參數(shù)下的上裝和下裝入流構(gòu)件入口段(0～1/3L)處的渦量云圖及流線進(jìn)行對比,如圖4、圖6 和圖8所示。

圖3 均勻度平均值N 隨θ 的變化Fig.3 Average value of axial velocity uniformity N with θ variation

由圖3 可知,入流構(gòu)件下裝和上裝結(jié)構(gòu)入流角度θ與N呈先增大后減小的變化規(guī)律,當(dāng)θ=90°時(shí),2 種結(jié)構(gòu)的N最大。 入流角度決定了入射流體經(jīng)過封頭壁面反射后,流體的流動(dòng)方向,比如上裝方式,當(dāng)θ<90°時(shí),反射流呈現(xiàn)斜向下流動(dòng)趨勢,如圖4 所示,致使分離器內(nèi)流體特別是靠近入流構(gòu)件附近流體產(chǎn)生一定大小的豎直方向速度分量,該速度分量隨θ的增加而減小,在θ=90°時(shí)到達(dá)最小,因此在該角度時(shí)分離器均勻度最好。 下裝方式入流構(gòu)件也會(huì)產(chǎn)生與上裝相似的流動(dòng)現(xiàn)象,不同之處主要在于當(dāng)θ<90°時(shí),反射流呈斜向上流動(dòng)趨勢,該流動(dòng)需克服自身重力和流體阻力相互作用,而上裝方式流體重力對向下流動(dòng)起促進(jìn)作用,所以入口流速相同的情況下,下裝方式的豎直速度分量要遠(yuǎn)小于上裝方式,因此在絕大多數(shù)角度范圍內(nèi)下裝N值要好于上裝方式。

圖4 h=0.30D,d=0.075D,θ=90°條件下的渦量云圖及流線Fig.4 Vorticity cloud diagram and streamlines when h=0.30D, d=0.075D, θ=90°

由圖5 和圖6 可知,入流構(gòu)件下裝和上裝結(jié)構(gòu)射流距離d與N均呈先增大后減小的趨勢,在d=0.075D時(shí),N取得極大值。d值大小反映封頭壁面對射流流動(dòng)的影響程度,當(dāng)該值較小時(shí),流體沖擊到壁面過程中流體黏性作用影響較小,流體在壁面作用下幾乎沿入流管徑方向流出,速度衰減較小,所以會(huì)產(chǎn)生較大的豎直方向速度分量,致使N值較小;隨著射流間距的增大,流體黏性作用增強(qiáng),速度均勻性變好;但當(dāng)射流間距增大到一定程度后,反射壁面附近的流速有所下降,同時(shí)由于速度方向改變消耗的能量也在逐漸減小,更多入流能量分布在分離器較長的長度范圍內(nèi),致使較大區(qū)域存在一定豎直分量,所以當(dāng)射流間距達(dá)到一定程度后,速度均勻性開始下降。

圖5 均勻度平均值N 隨d 的變化Fig.5 Variation of average value of axial velocity uniformity N with d

圖6 h=0.30D,d=0.075D,θ=60°條件下的渦量云圖及流線Fig.6 Vorticity cloud diagram and streamlines when h=0.30D, d=0.075D, θ=60°

入流口垂直位置h反映射流沖擊點(diǎn)位置,決定流體反射后分離器內(nèi)流速場高度,對于整體速度分布具有較大影響。 由圖7 和圖8 可看出對于上裝和下裝N值隨h值具有相同的變化規(guī)律,但下裝入流構(gòu)件的速度均勻度要明顯優(yōu)于上裝方式。 其主要原因是,在射流距離d和入射角度θ固定的情況下,改變h,會(huì)導(dǎo)致流體沖擊點(diǎn)處封頭壁面曲率產(chǎn)生變化,進(jìn)而會(huì)引起反射流體出流角度發(fā)生變化,在h較小時(shí),沖擊點(diǎn)會(huì)更加靠近橢圓封頭中心,封頭經(jīng)線曲率較小,反射后的流體更加靠近豎直方向,致使后方流體具有較大豎直速度分量,所以軸向速度均勻性較差;隨著h的增大,反射流體方向更加趨于水平,所以軸向速度均勻性逐漸變好;但與此同時(shí),隨著h的繼續(xù)增大,射流沖擊點(diǎn)更加遠(yuǎn)離分離器軸線,流體斜向上或斜向下流動(dòng)的區(qū)域變長,致使N值反而變差,所以當(dāng)h達(dá)到一定值時(shí),沖擊點(diǎn)速度方向和斜向流動(dòng)區(qū)域的影響達(dá)到一種平衡,產(chǎn)生了在單參數(shù)下的最適宜入流口位置,本模擬條件下的最適宜位置對于2 種安裝方式均為h=0.25D。

圖7 均勻度平均值N 隨h 的變化Fig.7 Variation of average value of axial velocity uniformity N with h

圖8 h=0.25D,d=0.075D,θ=60°條件下的渦量云圖及流線Fig.8 Vorticity cloud diagram and streamlines when h=0.25D, d=0.075D, θ=60°

在以上單因素分析中分別得到各結(jié)構(gòu)參數(shù)的極值,將各極值組合分析分離器軸向方向速度變化規(guī)律。 本研究截取θ=90°,d=0.075D,h=0.25D條件下沿分離器軸向坐標(biāo)軸(x軸)3 個(gè)不同位置上的截面(x= 1/6L,1/3L,1/2L)速度云圖進(jìn)行對比分析,如圖9 所示。 由圖9 可知,入流構(gòu)件上裝和下裝結(jié)構(gòu)沿著軸向坐標(biāo)軸(x軸)方向的速度大小逐漸減小,但下裝方式減小的程度要優(yōu)于上裝方式。 在入射流沖擊封頭壁面之后,下裝結(jié)構(gòu)因流體流動(dòng)而產(chǎn)生的壓差較大,產(chǎn)生的混合流體高速區(qū)域較大。 當(dāng)入射流到達(dá)中心區(qū)域之前,入流構(gòu)件下裝結(jié)構(gòu)消除入射流高速區(qū)域的能力明顯優(yōu)于上裝結(jié)構(gòu),這一發(fā)現(xiàn)通過對比截面(x=1/2L)處的速度云圖可知。

圖9 2 種結(jié)構(gòu)不同截面處的速度云圖對比Fig.9 Comparison of velocity cloud diagrams at different cross-sections of two structures

綜上分析,對本研究的封頭反射式入流構(gòu)件而言,下裝和上裝方式對流場的影響各有不同之處,實(shí)際工程應(yīng)用中這2 種入流構(gòu)件結(jié)構(gòu)均可使用,但在考慮消除混合流體高速區(qū)域的能力方面,下裝方式優(yōu)于上裝方式。 對于輕重相分離起關(guān)鍵作用的軸向中心區(qū)域,在該區(qū)域范圍內(nèi)加設(shè)整流構(gòu)件也許可得到更適宜的速度均勻性。

2.2 入流雷諾數(shù)(Rei)對分離器內(nèi)部流場的影響

為探究入流構(gòu)件在不同雷諾數(shù)(Rei為入流管位置處)條件下對分離器內(nèi)部流場的影響,本研究選用下裝入流構(gòu)件(h= 0.25D、d= 0.075D和θ=90°)在Rei=5640～9359 范圍內(nèi)選擇8 種不同Rei,分析其對均勻度平均值N的影響,相應(yīng)關(guān)系如圖10所示。

圖10 均勻度平均值N 隨Rei 的變化Fig.10 Variation of average value of axial velocity uniformity N with Rei

由圖10 可知,在所研究的入口雷諾數(shù)范圍內(nèi),N隨著Rei增大整體呈現(xiàn)下降趨勢,即軸向速度均勻性在不斷下降。 形成這種規(guī)律的原因是,隨著Rei的增大,入流管內(nèi)流體流速增大,對壁面的沖擊作用在增強(qiáng),流體反射后的斜向速度分量也同步增大;同時(shí)Rei增大,代表進(jìn)入分離器的流體動(dòng)能增加,流體經(jīng)壁面反射后斜向流動(dòng)區(qū)域會(huì)更長,以上2方面因素最終導(dǎo)致速度均勻性隨雷諾數(shù)增大而變差。

2.3 與孔箱式入口構(gòu)件對比

為了橫向評(píng)價(jià)本研究的封頭反射式入流構(gòu)件的工作性能,本研究將該構(gòu)件下的流場均勻性與管箱式入口構(gòu)件進(jìn)行對比。

周曉君[10]利用Fluent 軟件對重力式油水分離器內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬,除油水兩相混合液入口速度為0.46 m·s-1不同之外,與本研究選擇的邊界條件設(shè)置類似。 本研究選取上裝入流構(gòu)件(h=0.3D,d=0.075D,θ=60°)的參數(shù)為例,改變油水兩相混合液入口速度為0.46 m·s-1與文獻(xiàn)[10]的下管箱式入流構(gòu)件在軸向速度分布的不均勻度M(M=1-Uh)與截面位置的曲線圖進(jìn)行對比,如圖11 所示。

圖11 模擬數(shù)據(jù)結(jié)果對比Fig.11 Comparison of simulation data results

由圖11 觀察可知:2 條曲線整體變化趨勢相似,但本研究的封頭反射式入流構(gòu)件相比于下管箱式入口構(gòu)件,具有十分明顯的速度均勻性,流場穩(wěn)定性更好。 通過對比可間接證明本研究模擬方法和模擬結(jié)果的有效性和可靠性。

2.4 均勻度平均值與油水分離效率的關(guān)系

分離效率η是衡量分離設(shè)備優(yōu)良的重要參數(shù),其定義如公式(6)所示[17]。 本研究選用下裝入流構(gòu)件d= 0.3D,θ= 60°為定值,在h= 0.175D～0.300D范圍內(nèi)以0.025D為增量計(jì)算油水分離效率η和均勻度平均值N隨h的變化關(guān)系,如圖12所示。

圖12 分離效率η 和均勻度平均值N 隨h 的變化Fig.12 Changes of separation efficiency η and uniformity average N with h

式(6)中:wout代表水出口含油率,min代表混合相進(jìn)口含油率。

由圖12 可知,隨著入流口垂直位置h的增大,均勻度平均值N曲線與油水分離效率η曲線均呈先增大后減小的變化規(guī)律。 表明分離效率和均勻度平均值存在對應(yīng)的關(guān)系,當(dāng)N最大時(shí),油水分離效率η也最大。

3 入流構(gòu)件優(yōu)化

響應(yīng)面分析法,即響應(yīng)曲面設(shè)計(jì)法(Response Surface Methodology,RSM),采用多元二次回歸方程來擬合因素與響應(yīng)值之間的函數(shù)關(guān)系,通過對回歸方程的分析來尋求最優(yōu)工藝參數(shù),RSM 是解決多變量問題的一種方法[18]。

通過第2 節(jié)內(nèi)容的分析,在單一參數(shù)為變量的情況下,無論是射流間距d、入流角度θ還是入流口垂直位置h,均能得到各自的最適宜參數(shù)。 但各自的最適宜參數(shù)綜合在一起,不一定代表會(huì)得到最好的速度均勻度。 為了對下裝入流構(gòu)件進(jìn)行綜合結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化,本研究運(yùn)用Design-Expert 軟件進(jìn)行響應(yīng)面試驗(yàn)設(shè)計(jì)分析。 分別以各因素在單因素試驗(yàn)中得到的適宜值為中心,圍繞最適宜值上下各取1個(gè)水平作為響應(yīng)面水平。 響應(yīng)面分析與多項(xiàng)式回歸能深入比較分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)(h,d,θ)之間的復(fù)雜關(guān)系[19]。 以均勻度平均值N為響應(yīng)值,根據(jù)Box-Behnken 中心組合試驗(yàn)設(shè)計(jì)法,以h,d,θ為影響因素,采用3 水平設(shè)定17 組響應(yīng)面試驗(yàn)點(diǎn)進(jìn)行分析,以得出N的最佳理論值,在此條件下該入流構(gòu)件的工作性能為最佳。

入流構(gòu)件響應(yīng)面分析因素與水平如表2 所示;響應(yīng)面分析方案與結(jié)果如表3 所示,編號(hào)1～12 是析因數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果,編號(hào)13～17 是中心數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果,通過增加網(wǎng)格數(shù)量重復(fù)5 次,以滿足對失擬項(xiàng)顯著程度的考察;回歸分析結(jié)果如表4 所示;Box-Behnken 響應(yīng)面分析各因素間的交互作用如圖13～圖15 所示。

表2 入流構(gòu)件響應(yīng)面分析法因素與水平Table 2 Inlet component of factors and levels for response surface method

表3 入流構(gòu)件響應(yīng)面分析方案與結(jié)果Table 3 Inlet component of program and results for response surface method

表4 入流構(gòu)件回歸分析結(jié)果Table 4 Regression analysis of inlet component

利用Design-Expert 軟件對A,B,C進(jìn)行二次多項(xiàng)式擬合,結(jié)果如式(7)。

由表4 可知,回歸模型的決定系數(shù)為B、C、AC和BC,它們的P>F對均勻度平均值N影響顯著,說明該模型擬合度好。 從圖13～圖15 可以看出,結(jié)構(gòu)參數(shù)(h,d,θ)對N的影響存在交互作用,在式(7)中體現(xiàn)為二次交叉項(xiàng)系數(shù)不等于0。 通過比較3 組圖曲線的彎曲程度也可看出,結(jié)構(gòu)參數(shù)(h,d,θ)對N值的影響相差不大。 通過優(yōu)化發(fā)現(xiàn)當(dāng)N理論最大值為0.354 時(shí),A= 50.028 mm(h/D≈0.25D),B=14.034 mm(d/D≈0.07D),C=89.121°(≈90°),與入流構(gòu)件下裝結(jié)構(gòu)在單因素模擬中得到的最優(yōu)值基本吻合,說明對比研究對象單因素與綜合優(yōu)化分析差別不大。 本研究響應(yīng)面分析結(jié)果和單因素結(jié)果相似,說明入流口垂直位置(h),射流距離(d)以及入流角度(θ)對于流動(dòng)均勻性影響的相互關(guān)聯(lián)度很低。 形成這種結(jié)果的根本原因是由“J”形彎管和封頭結(jié)構(gòu)決定的,即改變h,d,θ中的某一參數(shù),另外2 個(gè)參數(shù)變化微小,進(jìn)而使流體特性變化取決于主動(dòng)改變的參數(shù)。 比如,當(dāng)改變?chǔ)葧r(shí),由于入流管出口直段部分較短(D/32),致使其出口端面的垂直變化距離較小(<0.030D),致使h變化很小(最大的相對變化值小于15%);同時(shí)由于封頭壁面是1 個(gè)弧面,θ變化對于入口管出口端面與封頭壁面之間的距離d也影響很小。 分別改變其他2 個(gè)參數(shù)也會(huì)得到類似的結(jié)果。 所以2 種分析方法所得的結(jié)論差別不大。

圖13 N=F(A,B)的響應(yīng)面Fig.13 Responsive surface of N=F(A,B)

圖14 N=F(A,C)的響應(yīng)面Fig.14 Responsive surface of N=F(A,C)

圖15 N=F(B,C)的響應(yīng)面Fig.15 Responsive surface of N=F(B,C)

4 結(jié)論

1)上裝與下裝反射式入流構(gòu)件對于分離器內(nèi)速度均勻性隨著射流距離d、入流角度θ和入流口垂直位置h變化呈現(xiàn)先增大后減小的變化規(guī)律,2種結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)分別在d= 0.075D、θ= 90°、h=0.25D處均勻度平均值N取得極大值,且下裝入流構(gòu)件的流場均勻性明顯優(yōu)于上裝構(gòu)件;2)反射式入流構(gòu)件隨著入流雷諾數(shù)(Rei)的增大,分離器流場均勻性逐漸變差,若要保證良好的分離性,需使Rei<7234,即增大油水混合物停留時(shí)間;3)下裝反射式入流構(gòu)件的流場均勻性好于文獻(xiàn)公認(rèn)的性能優(yōu)良的下管箱式入流構(gòu)件,下裝結(jié)構(gòu)的穩(wěn)流效果更顯著,分離器流場均勻性更好;4)對于反射式入流構(gòu)件單參數(shù)下的優(yōu)化結(jié)果與響應(yīng)面分析法結(jié)果差別不大,通過響應(yīng)面分析得出,A(h)、B(d)、C(θ)的取值對N的影響存在交互作用,優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)分別為h= 0.25D,d= 0.07D,θ= 90°時(shí),N理論最大值為0.354。