無節流器軸流旋風氣液分離器性能研究

欒一剛, 王 松, 孫海鷗, 王忠義

(哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院,哈爾濱150001)

符號說明:

τij——黏性應力張量,kg/(m·s2)

ρ—— 密度,kg/m3

ui—— 速度分量,m/s

p—— 壓力,Pa

e——單位質量的內能,J

K——導熱系數,W/(m·℃)

T—— 溫度,K

μ—— 動力黏性系數,Pa·s

μT—— 渦旋黏性系數,Pa·s

k—— 湍動能,m2/s2

ε——湍流耗散率,m2/s3

L——進口段的特征長度,周期性邊界條件

下標

i,j=1、2、3

新型軸流旋風氣液分離器是在傳統工業用旋風分離器基礎上經改良而來的.圖1為常見旋風分離器的幾種結構.旋風分離器結構形式多種多樣,但分離原理卻是一樣的,氣流受到邊界影響強制改變方向產生旋渦運動,顆粒在離心力作用下被壁面捕獲而達到分離的目的[1].

圖1 常見旋風分離器的結構Fig.1 Structure of traditional cyclone separators

圖2為軸流旋風氣液分離器的結構示意圖.軸流旋風氣液分離器也是一種慣性分離器,由若干葉片均勻分布在葉軸周圍形成葉輪后裝入外筒內,后端有出氣喇叭口和3個疏水口.當氣流流經旋風葉片時,氣流產生旋轉,空氣中的液滴由于離心力作用向壁面運動,大部分液滴被凝聚到壁面形成水滴,從出水口流出,從而達到氣、液分離的目的.王忠義等[2]利用數值模擬與試驗相結合的方法研究了葉軸形狀對帶有節流器的旋風分離器性能的影響.節流器是產生阻力損失的主要部件之一,筆者對其進行了改進,因而改變了分離器件的阻力特性.圖3為無節流器旋風氣液分離器的結構示意圖.從圖3可知:去除原分離器中的節流器,將外壁從中間斷開,以保證每個分離器單元的軸向尺寸不改變,而僅改變外壁面開槽尺寸的方式進行有效除掉分離的液體.本文所研究的旋風分離器外壁開槽尺寸分別為30 mm、40 mm和50 mm.

圖2 軸流旋風氣液分離器結構示意圖Fig.2 Schematic of an axial-flow gas-liquid cyclone separator

圖3 無節流器旋風氣液分離器結構示意圖Fig.3 Schematic of an axial-flow gas-liquid cyclone separator without throttleer

1 數值方法

1.1 數學模型

采用Boussinesq渦旋黏性假設,忽略質量力的可壓縮黏性氣體的Navier-Stokes方程組為[3-4]:連續方程

動量方程

能量方程

狀態方程

其中

以k-ε湍流模型模擬渦旋黏性系數,則湍動能k及其耗散率ε的一般表達式為:

當忽略重力影響時,決定于浮力的湍流生成Gb為零,則式(6)和式(7)變為:

決定于平均速度梯度的湍動能生成為:

式中:S≡ 2SijSij為平均應變率張量的模.平均應變率張量由下式給出

由Sarkar建議的模擬可壓縮湍流脈動膨脹對總體耗散率的貢獻的表達式為:

其中的湍流馬赫數定義為:

渦旋黏性系數的表達式為:

由B.E.Launder和D.B.Spalding給出的關于常數C1ε、C2ε、Cμ,以及k和 ε的湍流普朗特數σk和σε的值分別為:C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3。

1.2 計算域模型與網格生成

本文根據旋風氣液分離器物理模型并考慮了流場計算合理性,建立了計算域模型.圖4為旋風分離器模型計算域示意圖.考慮到旋風氣液分離器內部流動的復雜性,對葉軸、葉片和出氣口等結構復雜部位采取局部加密的非結構化網格,而對進口及出口結構整齊處則采用結構化網格,盡可能使網格方向與流動方向重合.圖5為采用結構化與非結構化網格相結合的旋風分離器的計算域網格.

圖4 旋風分離器模型的計算域示意圖Fig.4 Schematic of the calculation domain

圖5 結構化與非結構化網格相結合的計算域網格Fig.5 Structured&unstructured grid division of the calculation domain

1.3 邊界條件

進、出口及壁面邊界條件給定如下[5-6].

進口:進氣壓力為101 325 Pa,進氣溫度為300 K,法向氣流方向.

出口:壓力出口,調整至所需流量值.固壁:絕熱,無滑移.

進口處湍流動能k按下式得到:

湍流耗散率ε為:

2 數值模擬結果

從上面的計算獲得了不同進氣流量下的無節流器軸流旋風氣液分離器內部流場.為了較詳細地觀察和分析旋風氣液分離器內部的流動特性,筆者分別給出了環帶尺寸為30 mm、流量為0.17 kg/s時不同截面及全流場的軸流旋風氣液分離器葉片處的截面速度矢量圖(圖6),軸流旋風氣液分離器出口處的截面速度矢量圖(圖7)及速度表征的全流場流線分布圖(圖8).

圖6 軸流旋風氣液分離器葉片處的截面速度矢量圖Fig.6 Velocity vectors on blade section of cyclone separator

圖7 軸流旋風氣液分離器出口處的截面速度矢量圖Fig.7 Velocity vectorsat outlet of cyclone separator

圖8 速度表征的全流場流線分布圖Fig.8 Velocity distribution over the whole flow field

從圖6～圖8可看出:流體流經旋風分離器后,在旋風葉片的強制作用下,發生強烈旋轉.正是這種旋流運動,使空氣中含有的小液滴在旋轉氣流攜帶下向壁面運動,從而被外壁面捕捉收集而由開口疏水槽帶走,達到氣液分離的目的.適當控制氣流的旋轉強度,在保證一定總壓損失的工況下,就能實現氣液兩相流體的高效分離.此外,在疏水環帶處,氣流呈強烈旋流狀態,部分氣體從疏水環帶處流出,有利于及時帶走壁面所捕集到的液滴顆粒.

圖9為中截面總壓等值線分布,圖10為中截面靜壓等值線分布,圖11為全流場總壓分布.從圖9～圖11可知:沿流程,無論是總壓還是靜壓均明顯降低,壓力梯度較大的部分主要在葉片進口及葉軸后壁面到中心線的流場,中心線處的壓力明顯低于四周,該處為壓力損失的主要原因.

圖9 中截面總壓等值線分布Fig.9 Contour of total pressure on midd le cross section

圖10 中截面靜壓等值線分布Fig.10 Contour of static pressure on middle cross section

圖11 全流場總壓分布Fig.11 Contour of total pressure over the whole flow field

圖12為分離器出口處的速度分布.從圖12可看出:氣流流出旋風氣液分離器后,切向速度與軸向速度均為對稱分布的結構,速度分布由旋轉中心到旋風外壁面之間在某一半徑內的速度值與半徑成正比,超出這個半徑范圍,速度值與半徑成反比,表明旋風氣液分離器內部的流場符合蘭金渦運動規律[7].

圖12 分離器出口處的速度分布Fig.12 Velocity distribution at outlet of cyclone separator

3 試驗與結果分析

筆者取旋風氣液分離器外壁開槽尺寸分別為30 mm、40 mm和50 mm,并將其制成試驗模型.圖13為模型照片.在專用風洞上分別進行了氣液分離器模型試驗,無節流器軸流旋風氣液分離器模型試驗包括阻力性能和分離效率性能的測試.

3.1 阻力特性

圖13 試驗模型照片Fig.13 Photo of the experimental model

阻力特性是表征氣液分離器性能的一個重要指標,它代表分離器的能耗高低.將氣液分離器模型試驗件安裝在風洞試驗段上,啟動風機,將流量調節閥調至所需流量.在風機穩定工作后,即可通過U型管壓力計測量該運行工況下分離器的壓力損失值.表1、表2和表3分別為外壁開槽尺寸為30 mm、40 mm和50 mm時旋風氣液分離器的阻力特性.

表1 外壁開槽尺寸為30 mm時旋風氣液分離器的阻力特性(p=99.700 kPa、T=18.2℃)Tab.1 Resistance characteristics of the separator for a spacing belt of 30 mm(p=99.700 kPa、T=18.2℃)

表2 外壁開槽尺寸為40 mm時旋風氣液分離器的阻力特性(p=99.700 kPa、T=18.2℃)Tab.2 Resistance characteristics of the separator for a spacing belt of 40 mm(p=99.700 kPa、T=18.2℃)

表3 外壁開槽尺寸為50 mm時旋風氣液分離器的阻力特性(p=99.700 kPa、T=18.2℃)Tab.3 Resistance characteristics of the separator for a spacing belt of 50 mm(p=99.700 kPa、T=18.2℃)

圖14為試驗測得的不同開槽尺寸旋風氣液分離器的阻力特性曲線.從圖14可知:開槽尺寸對旋風氣液分離器的阻力特性影響不大.圖15為外壁環帶間隙為30 mm時計算與試驗阻力特性的比較.從圖15可知:數值計算獲得的阻力特性曲線與試驗中測得的阻力特性曲線基本重合,說明該數值計算方法在獲取旋風氣液分離器阻力特性方面具有較高的精度.

3.2 效率特性

圖14 試驗測得的不同開槽尺寸旋風氣液分離器的阻力特性曲線Fig.14 Resistance characteristics of the cyclone separator with different-sized spacing belts

在測量無節流器旋風氣液分離器效率特性時,為了便于分離效率的分析,筆者在分離器入口處霧化一定濃度的鹽溶液,通過分析分離器進、出口空氣中所含鹽分的濃度來確定氣液分離器的分離效率.圖16為分離效率特性試驗裝置的現場照片.本文利用專門的噴霧裝置霧化一定濃度的鹽水溶液,在分離器進口處形成均勻的氣溶膠體系,通過測量氣液分離器進、出口空氣中的含鹽量計算分離效率.每次對采樣溶液進行兩次測量,取平均值,通過計算可獲得分離器的液滴分離效率.表4、表5分別為入口平均速度是3 m/s和4 m/s時無節流器旋風氣液分離器的分離效率.從表4和表5可知,外壁開槽尺寸對氣液分離效率的影響較大:在相同的入口平均流速條件下,隨著外壁開槽尺寸的增加,平均氣液分離效率略有下降.在入口氣流平均速度為3 m/s與4 m/s的工況下,當外壁開槽尺寸為30 mm時,其平均分離效率分別為97.6%和98.9%.在相同的外壁開槽尺寸工況下,入口氣流速度為4 m/s時,分離效率較高.

圖15 外壁環帶間隙為30 mm時計算與試驗阻力特性的比較Fig.15 Comparison of resistance characteristics between calculated and experimental results for separators with spacing belt of 30 mm

圖16 分離效率試驗的現場圖片Fig.16 Experimental setup for separation efficiency

4 結 論

(1)采用數值模擬方法計算獲得的無節流器軸流旋風氣液分離器的阻力特性曲線與試驗值吻合良好,證明了所采用的數值方法在無節流器旋風氣液分離器阻力特性預測方面的可行性及準確性.

表4 入口平均速度為3 m/s時無節流器旋風氣液分離器的分離效率(p=99.560 k Pa、T=20.5℃)Tab.4 Separation efficiency of cyclone separator with inlet velocity of 3 m/s(p=99.560 kPa、T=20.5℃)

表5 入口平均速度為4 m/s時無節流器旋風氣液分離器的分離效率(p=99.560 k Pa、T=20.5℃)Tab.5 Separation efficiency of cyclone separator with inlet velocity of 4 m/s(p=99.560 k Pa、T=20.5℃)

(2)數值計算與試驗研究表明:無節流器軸流旋風氣液分離器的阻力特性與外壁開槽尺寸關系不大,不同開槽尺寸的阻力特性相近,試驗中研究的兩種工況下壁面開槽尺寸為30 mm時的平均分離效率最高,均在97.3%以上.

[1] 郭錦程.兩級疏水旋風子阻力與效率性能研究[D].哈爾濱:哈爾濱工程大學動力與核能工程學院,2006.

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[7] 師蓓蓓,欒一剛,王忠義.軸流旋風級內部流場計算[C]//2006年中國工程熱物理學會學術會議論文集.北京:中國工程熱物理學會,2006:836-838.