一種雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的分離性能

劉培啟， 周運(yùn)志， 任　帥， 胡大鵬

(大連理工大學(xué) 化工機(jī)械與安全學(xué)院， 遼寧 大連 116024)

隨著我國油田的深度開采，原油含砂愈來愈嚴(yán)重，這對(duì)原油的管道運(yùn)輸和煉化處理都造成了極大的危害，因此，采出液除砂是一項(xiàng)非常必要的處理。水力旋流器是一種結(jié)構(gòu)簡單、性價(jià)比較高的原油除砂設(shè)備，能夠?qū)χ亓Τ两捣ㄖ须y以分離的粒徑顆粒進(jìn)行分離，具有安裝維護(hù)方便、成本低、效率高等優(yōu)點(diǎn)[1-4]，因此國內(nèi)外針對(duì)提高水力旋流器的分離效率、減少壓降做了很多研究[5]，包括新型水力旋流器的設(shè)計(jì)、水力旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化以及旋流器內(nèi)部流場分析等。

水力旋流器可分為靜態(tài)和動(dòng)態(tài)兩種。針對(duì)靜態(tài)旋流器的研究非常豐富，對(duì)于結(jié)構(gòu)的優(yōu)化分析如Yang等[6]研究了一種由雙錐形組合而成的靜態(tài)旋流器，得出了兩個(gè)錐形角度與分離性能、能耗之間的關(guān)系； Ghodrat等[7]對(duì)不同錐段結(jié)構(gòu)的旋流器進(jìn)行數(shù)值模擬，總結(jié)了不同錐段結(jié)構(gòu)對(duì)壓力性能與分離性能的影響。對(duì)于新型結(jié)構(gòu)的提出如Zhao 等[8]設(shè)計(jì)出了一種新型高效的內(nèi)錐式旋流分離器，能夠?yàn)榉蛛x提供一個(gè)更為穩(wěn)定的流場，有效提高分離性能； Yamamoto等[9]對(duì)傳統(tǒng)旋流器的底流倉進(jìn)行改進(jìn)，設(shè)置了一種斜環(huán)結(jié)構(gòu)，能夠很大程度上提高分離效率。由于靜態(tài)旋流器結(jié)構(gòu)簡單，制造方便，因而在油田中有著較多的應(yīng)用，但其存在著分離效率相對(duì)較低、易受流量波動(dòng)影響、出口壓降大等不足，因此，1984年，在歐共體的支持下, 由法國的TOTAL CEP和NEYRTEC 首次提出了動(dòng)態(tài)旋流器的概念,并于1986年7月研制出世界上第1臺(tái)試驗(yàn)用樣機(jī)[10-12]。在國內(nèi)，王尊策等[13]研制出的復(fù)合型動(dòng)態(tài)旋流器主要由旋轉(zhuǎn)柵的轉(zhuǎn)動(dòng)產(chǎn)生強(qiáng)大的渦流，物料在靜態(tài)旋流腔內(nèi)達(dá)到分離的目的，輕質(zhì)油核最終經(jīng)空心旋轉(zhuǎn)軸中心逆流進(jìn)入溢流口排出；趙宗昌等[14]提出了靜態(tài)旋流器與動(dòng)態(tài)旋流器串聯(lián)的結(jié)構(gòu)，先經(jīng)過一個(gè)靜態(tài)旋流腔實(shí)現(xiàn)預(yù)旋流作用，后經(jīng)過噴嘴切向進(jìn)入動(dòng)態(tài)旋流腔，由轉(zhuǎn)動(dòng)的旋流腔帶動(dòng)料液產(chǎn)生離心力場實(shí)現(xiàn)分離。然而現(xiàn)有的動(dòng)態(tài)旋流器主要集中在液-液分離和氣-液分離，可用于固-液分離的動(dòng)態(tài)旋流器非常少。

因此，研發(fā)分離效率高、抗流量波動(dòng)性能好、溢流壓降小的固-液動(dòng)態(tài)水力旋流裝置十分必要。本實(shí)驗(yàn)室研發(fā)人員，鑒于常規(guī)靜、動(dòng)態(tài)水力旋流器各自的局限性提出了一種中心進(jìn)料形式的雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器。該新型動(dòng)態(tài)旋流器具有優(yōu)良的分離性能和壓力性能，能較好地應(yīng)用于以往研究較少的動(dòng)態(tài)固-液旋流分離領(lǐng)域。本研究主要針對(duì)該動(dòng)態(tài)旋流器的分離性能，首先，采用數(shù)值模擬對(duì)旋流器內(nèi)流場做了對(duì)比分析，驗(yàn)證了設(shè)計(jì)的合理性；接著，通過搭建實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，實(shí)驗(yàn)研究確定了主要操作參數(shù)對(duì)其分離性能的影響，最終驗(yàn)證了該設(shè)計(jì)在分離效率和抗流量波動(dòng)上的優(yōu)越性。

1　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的結(jié)構(gòu)組成和工作原理

雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的主要結(jié)構(gòu)由旋流發(fā)生部件、靜態(tài)旋流腔、進(jìn)料結(jié)構(gòu)、溢流結(jié)構(gòu)、底流結(jié)構(gòu)、機(jī)械密封等組成，其結(jié)構(gòu)和基本尺寸如圖1所示。

本裝置為回流型旋流器，采用中心進(jìn)料的方式。研發(fā)了一種雙葉輪結(jié)構(gòu)，旋流發(fā)生葉輪為后彎渦流板式葉輪，能有效實(shí)現(xiàn)料液的增壓和預(yù)分離，其結(jié)構(gòu)如圖2所示；溢流葉輪為直板式葉輪，能通過改變?nèi)~輪的尺寸可調(diào)的對(duì)溢流液進(jìn)行增壓；中心固棒結(jié)構(gòu)[15-18]能有效占據(jù)中心空氣柱，穩(wěn)定流場，減小流動(dòng)損失。其具體工作流程如下：

待分離物料由雙徑向進(jìn)料管進(jìn)入進(jìn)料腔，經(jīng)直板導(dǎo)流葉片進(jìn)入渦流板式葉輪中心；物料在葉輪高速旋轉(zhuǎn)的帶動(dòng)下產(chǎn)生較高的圓周切向速度，形成強(qiáng)大的離心力場；固-液兩相由于密度差的存在，受到不同大小的離心力、向心浮力和流體曳力，從而使得固-液兩相發(fā)生分離。其中，密度較大的固相被甩向旋流器壁面，形成外旋流并螺旋向下運(yùn)動(dòng)，最終從底流口排出；而密度較小的液相則形成螺旋向上運(yùn)動(dòng)的低壓內(nèi)旋流，螺旋方向與外旋流方向一致，并攜帶少量的固相細(xì)顆粒沿著中心固棒向上運(yùn)動(dòng)，經(jīng)溢流入口嘴進(jìn)入溢流結(jié)構(gòu)，通過直板式葉輪增壓后由溢流出口管排出。

為了便于對(duì)內(nèi)部流場的了解，選擇具有代表性的與幾何軸線垂直的截面Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ進(jìn)行研究。

圖2　旋流發(fā)生葉輪三維模型Fig.2　3D model of whirl producer

2　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器分離性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)

分離效率是衡量水力旋流器分離過程進(jìn)行完善程度的技術(shù)指標(biāo)，是改進(jìn)設(shè)備結(jié)構(gòu)、優(yōu)化操作參數(shù)的主要技術(shù)依據(jù)。對(duì)于固-液分離用旋流器，人們總是以進(jìn)料中各粒級(jí)物料進(jìn)入旋流器底流產(chǎn)品中的質(zhì)量分?jǐn)?shù)(M)來表示該粒級(jí)物料的分離效率(ET)，即：

(1)

但是按這種方法定義的水力旋流器分離效率存在不合理性，如當(dāng)分流比很大時(shí)，分離效率呈現(xiàn)虛高，會(huì)造成大量的液相浪費(fèi)，是沒有意義的[19]，因此在本研究中采用修正分離效率ε，實(shí)質(zhì)是消除分流比對(duì)分離效率的影響，得到旋流器的凈分離能力，即

(2)

3　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的數(shù)值模擬方法

油田產(chǎn)出液的含砂量(質(zhì)量分?jǐn)?shù))一般都低于2%，固相顆粒對(duì)旋流器內(nèi)流場分布特性的影響較小，僅通過對(duì)單相流場的數(shù)值模擬計(jì)算就能準(zhǔn)確體現(xiàn)出整個(gè)流場的分布特點(diǎn)[20]。因此，本研究在分析流場時(shí)僅對(duì)液相進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。為保證數(shù)值解的精度，各控制方程中對(duì)流項(xiàng)的離散采用了二階迎風(fēng)格式度，離散方程求解采用壓力速度耦合方程的改進(jìn)半隱方法SIMPLEC算法，壓力離散格式采用三階精度的PRESTO！格式。湍流模型采用了基于重整化群理論的RNG雙方程湍流模型, 該模型是標(biāo)準(zhǔn)模型的一種改進(jìn)形式，可以更好地處理高應(yīng)變律及流線彎曲程度較大的流動(dòng)[21]。

對(duì)于顆粒分離效率的模擬采用離散相(DPM)模型，壁面邊界條件為無滑移條件，顆粒壁面采用非完全彈性碰壁，碰撞恢復(fù)系數(shù)均設(shè)為0.9。對(duì)于液-固交界面亦按無滑移邊界條件進(jìn)行處理。

根據(jù)動(dòng)態(tài)旋流器結(jié)構(gòu)不規(guī)則的特點(diǎn)，采用貼體坐標(biāo)法進(jìn)行網(wǎng)格劃分，將整個(gè)流體域劃分為多個(gè)互相不重疊的小子區(qū)域分區(qū)域分別生成網(wǎng)格，并且保證塊與塊貼合面上的網(wǎng)格保持一致，形成分區(qū)域組合網(wǎng)格，網(wǎng)格總單元數(shù)為197056個(gè)。加密網(wǎng)格至941457個(gè)，底流出口壓力變化小于5%，驗(yàn)證了網(wǎng)格的無關(guān)性。

4　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與流程

為了研究該新型動(dòng)態(tài)水力旋流器的分離性能，同時(shí)為優(yōu)化操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)的改進(jìn)提供理論依據(jù)，加工了實(shí)驗(yàn)樣機(jī)并對(duì)樣機(jī)進(jìn)行了水-砂混合物的實(shí)驗(yàn)研究，設(shè)備流程如圖3所示。循環(huán)水箱中的懸浮液經(jīng)攪拌均勻后由離心泵抽出并進(jìn)入動(dòng)態(tài)水力旋流器，調(diào)節(jié)進(jìn)口閥的開度控制進(jìn)口流量大小；經(jīng)過動(dòng)態(tài)水力旋流器的分離作用后，懸浮液中的大部分液相(水)和極少量的砂粒從溢流口流出至循環(huán)水箱，而砂子則經(jīng)底流口排出進(jìn)入循環(huán)水箱，以實(shí)現(xiàn)料液的循環(huán)利用，通過調(diào)節(jié)溢流與底流出口閥的開度改變分流比大小。外界電動(dòng)機(jī)與動(dòng)態(tài)水力旋流器之間通過皮帶傳動(dòng)，傳動(dòng)比為1∶1，通過調(diào)節(jié)變頻器以實(shí)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)樣機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速的變化。實(shí)驗(yàn)時(shí)，可在系統(tǒng)旁路出口與溢流流體出口處對(duì)進(jìn)料液和溢流液隨時(shí)取樣分析。

圖3　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的實(shí)驗(yàn)流程圖Fig.3　Flow chart of double-impeller dynamic hydrocyclone 1—Experimental prototype; 2—Piezometer; 3—Rotameter;4—Valve; 5—Pump; 6—Circulation water tank

物料選用清水和密度為2175 kg/m3、中位粒徑d50=44.62 μm、極限粒徑d98=88.66 μm的砂粒。其粒徑分布如圖4所示。為了確保實(shí)驗(yàn)的準(zhǔn)確性，減小實(shí)驗(yàn)誤差，在本實(shí)驗(yàn)中，數(shù)據(jù)均采用3次重復(fù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的平均值。

圖4　實(shí)驗(yàn)粒徑分布Fig.4　Particle size distribution

5　結(jié)果與討論

5.1　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器速度場分析

旋流器內(nèi)的速度場分布對(duì)其性能有直接影響，速度場的分布特點(diǎn)可從切向速度和軸向速度分布上直觀看出。Gay等[22]對(duì)動(dòng)態(tài)旋流器速度場的測定結(jié)果表明，動(dòng)態(tài)旋流器的切向速度是內(nèi)部強(qiáng)制渦和外部自由渦的組合渦。

圖5所示為該設(shè)備的切向速度分布曲線。從圖5 可以看出，其流場呈內(nèi)部強(qiáng)制渦和外部自由渦的雙渦結(jié)構(gòu)，這與Gay等的實(shí)測結(jié)果一致。內(nèi)部強(qiáng)制渦域的切向速度隨半徑的增加近似線性增大；而在外部自由渦域中，切向速度與半徑成反比關(guān)系，由于設(shè)置了無滑移條件，故在邊壁處降為零。這些特征與靜態(tài)水力旋流器的組合渦流理論一致。

圖5　各截面切向速度分布圖Fig.5　Tangential velocity distribution

圖6所示為有中心固棒和無中心固棒結(jié)構(gòu)下湍流強(qiáng)度分布曲線圖。從圖6可以看出，由于中心固棒的存在，圖6(a)中的軸向速度分布呈中心對(duì)稱關(guān)系，顯示了較為穩(wěn)定的流場；而圖6(b)中各截面湍流強(qiáng)度的總體不呈對(duì)稱分布，變形嚴(yán)重，其中外部自由渦域的對(duì)稱性較好，而中心強(qiáng)制渦域存在擾動(dòng)，流場不穩(wěn)定，對(duì)稱性差。可見通過設(shè)置中心固棒，能有效穩(wěn)定流場，利于分離過程的進(jìn)行。

圖6　有無中心固棒下各截面湍流強(qiáng)度分布圖Fig.6　Turbulence distribution with and without central rod(a) Hydrocyclone with central rod; (b) Hydrocyclone without central rod

5.2　單一粒徑的分離效率分析

設(shè)置進(jìn)料量為30 m3/h，分流比為10%，轉(zhuǎn)速n為2100 r/min，離散相的質(zhì)量流量為3 g/s，采用不同單一顆粒粒徑，進(jìn)行離散相數(shù)值模擬。設(shè)備底流口顆粒的質(zhì)量流率(Mu，g/s)和溢流口顆粒的質(zhì)量流率(Mo，g/s)，以及設(shè)備的修正分離效率(ε)如表1所示。由表1得到設(shè)備分離效率沿顆粒粒徑的變化曲線如圖7所示。

由表1和圖7可以看出，粒徑為35 μm的顆粒在設(shè)備中的分離效率為50.7%，故模擬樣機(jī)的分離粒徑d50在35 μm左右；粒徑為70 μm的顆粒的分離效率為98.4%，由此得知設(shè)備的分離極限d98在70 μm左右。隨著顆粒粒徑的增大，設(shè)備的分離效率不斷提高。在小粒徑處，隨顆粒的增大分離效率增長得較慢，在分離粒徑附近區(qū)域，分離效率變化趨勢很大；效率達(dá)到90%左右時(shí)，其增幅又開始變得平緩。粒徑為70 μm的顆粒基本可以達(dá)到完全分離。

表1　不同粒徑顆粒的分離效率Table 1　Separating efficiency of particles with different sizes

圖7　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器分離效率(ET)和修正分離效率(ε)隨粒徑的變化曲線Fig.7　Curves of efficiency and modification efficiency ofdouble-impeller dynamic hydrocyclone

5.3　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器轉(zhuǎn)速對(duì)修正分離效率的影響

對(duì)動(dòng)態(tài)水力旋流器來說，旋流發(fā)生葉輪的轉(zhuǎn)速是關(guān)鍵參數(shù)，較高的葉輪轉(zhuǎn)速可以形成強(qiáng)大的離心力場，在給定流量下可得到較好的除砂效率。實(shí)驗(yàn)中取分流比為10%，得到不同進(jìn)口流量下電機(jī)轉(zhuǎn)速與修正分離效率的關(guān)系曲線，如圖8所示。

圖8　不同進(jìn)口流量(Qi)下雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器轉(zhuǎn)速(n)與修正分離效率(ε)的關(guān)系Fig.8　The relationship between modification efficiency androtating speed of double-impeller dynamic hydrocycloneunder different inlet flows

首先，在同一進(jìn)口流量下，修正分離效率隨運(yùn)行轉(zhuǎn)速的提高而增加，并且運(yùn)行轉(zhuǎn)速小于2100 r/min時(shí)修正分離效率上升較快，2100 r/min之后修正分離效率提升趨勢變緩，接近于本實(shí)驗(yàn)的分離極限。同時(shí)，實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)修正分離效率能保持在92%以上，說明該動(dòng)態(tài)旋流器具有較好的分離效果。

結(jié)合數(shù)值模擬進(jìn)行分析，隨轉(zhuǎn)速的增加，料液在旋流腔內(nèi)的切向速度提高，如圖9截面Ⅱ的數(shù)值模擬結(jié)果所示，從1800 r/min到2400 r/min過程中，最大切向速度提高了30%，從而顆粒受到了更大的離心力，離心沉降速度相應(yīng)也越快；同時(shí)，截面Ⅱ的軸向速度受到轉(zhuǎn)速的影響較小，保證料液在旋流腔內(nèi)的停留時(shí)間。并且由圖10中不同轉(zhuǎn)速軸向速度等值線圖可以看出，旋流腔底部會(huì)產(chǎn)生速度梯度的拐角，即零速度面，這正是外旋流同內(nèi)旋流的銜接位置，而轉(zhuǎn)速從2400 r/min降低到1200 r/min過程中，此速度拐點(diǎn)位置明顯升高，料液在錐段的分離軌道縮短了近10%，從而導(dǎo)致了分離時(shí)間的減少，造成外旋流中的混合相還未到達(dá)旋流腔底部就被攜帶向上運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致了分離的不充分。因此，提高轉(zhuǎn)速能夠有效提高修正分離效率。

對(duì)渦流板式葉輪的功耗進(jìn)行數(shù)值模擬，提取葉輪外表面的力矩，從而輸出功耗值，結(jié)果如圖11所示。在進(jìn)口流量為35 m3/h時(shí)，隨著轉(zhuǎn)速(n)的提高，葉輪的功率(W)呈指數(shù)增加：

W=0.906×en/1031.891-1.683

(3)

圖9　不同轉(zhuǎn)速(n)下截面Ⅱ切向速度和軸向速度對(duì)比圖Fig.9　Comparison of tangential velocity and axial velocity under different n(a) Tangential velocity under different n; (b) Axial velocity under different n

圖10　不同轉(zhuǎn)速(n)下軸向速度等值線對(duì)比圖Fig.10　Comparison of contour lines ofaxial velocity under different n

圖11　Qi=35 m3/h時(shí)不同轉(zhuǎn)速(n)下渦流板式葉輪的功率(W)Fig.11　Power of the eddy current plate-typeimpeller under different n when Qi=35m3/h

例如，當(dāng)轉(zhuǎn)速從2100 r/min增加到2400 r/min時(shí)，分離效率僅提高不到0.5%，但葉輪功率卻增加了近45%。因此，在選擇運(yùn)行轉(zhuǎn)速時(shí)，應(yīng)充分考慮分離效率與功率消耗之間的關(guān)系。因此，實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)推薦2100 r/min為最佳轉(zhuǎn)速。

5.4　雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器進(jìn)口流量對(duì)修正分離效率的影響

包括原油開采等許多固-液分離場合都存在著處理量不穩(wěn)定的特點(diǎn)，故研究進(jìn)口流量波動(dòng)對(duì)于旋流器分離效率的影響是十分必要的。本樣機(jī)設(shè)計(jì)流量Qi為30 m3/h，取分流比為10%，分別在不同轉(zhuǎn)速下測得修正分離效率隨進(jìn)口流量的變化曲線，如圖12 所示。

由圖12看出，實(shí)驗(yàn)流量范圍是設(shè)計(jì)流量的50%～117%，轉(zhuǎn)速一定時(shí)，修正分離效率隨進(jìn)口流量的增大擬呈線性降低，但在整個(gè)實(shí)驗(yàn)中修正分離效率的變化量僅有1%左右，且流量越小分離效率越高。

圖12　不同轉(zhuǎn)速(n)下雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器進(jìn)口流量(Qi)與修正分離效率(ε)的關(guān)系Fig.12　The relationship between modification efficiency andflow of double-impeller dynamic hydrocycloneunder different rotating speeds

從圖13的數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，進(jìn)口流量的增加對(duì)于截面Ⅱ的切向速度影響不大，進(jìn)口流量從20 m3/h增加了1倍到40 m3/h，切向速度的提高不到15%，從而離心力場的強(qiáng)弱不會(huì)受到顯著的影響；同時(shí)，從軸向速度分布圖中可以看出，隨著進(jìn)口流量減小，外旋流的軸向速度幾乎不變，而內(nèi)旋流軸向速度降低，這有助于延長料液在旋流腔中的分離時(shí)間；從圖14中不同進(jìn)口流量軸向速度等值線圖也可以看出，進(jìn)口流量為40 m3/h時(shí)的軸向速度拐點(diǎn)位置明顯要高于20 m3/h，料液在錐段的分離軌道縮短了近8%，這會(huì)導(dǎo)致大流量下分離時(shí)間短，造成分離的不充分。所以進(jìn)口流量越小，分離效率反而會(huì)越高。

實(shí)驗(yàn)中，該旋流器能在較寬的流量范圍內(nèi)保持較高的修正分離效率，且隨著流量的減小會(huì)進(jìn)一步提高。而常規(guī)靜態(tài)旋流器由于沒有旋流葉輪提供動(dòng)力，切向速度完全依賴于進(jìn)口流速，故當(dāng)其處理量小于或大于設(shè)計(jì)值時(shí)分離效率降低明顯，一般需要對(duì)于特定流量進(jìn)行特定的設(shè)計(jì)。研發(fā)本動(dòng)態(tài)旋流器意在彌補(bǔ)靜態(tài)旋流器在抗流量波動(dòng)方面的不足。

圖13　不同進(jìn)口流量(Qi)下截面Ⅱ切向速度和軸向速度對(duì)比圖Fig.13　Comparison of tangential velocity and axial velocity under different flows(a) Tangential velocity under different flows; (b) Axial velocity under different flows

圖14　不同進(jìn)口流量(Qi)下軸向速度等值線對(duì)比圖Fig.14　Comparison of contour lines ofaxial velocity under different flows

6　結(jié)　論

(1)雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的流場符合靜態(tài)旋流器組合渦分布特點(diǎn)，物料在渦流板式葉輪的帶動(dòng)下能夠獲得較大的切向速度，同時(shí)中心固棒能起到穩(wěn)定流場的作用，結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，提高了旋流器的分離性能。實(shí)驗(yàn)測量范圍中，分離效率普遍維持在92%以上，最高可以達(dá)到97%以上。

(2)隨著轉(zhuǎn)速的提高，雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的分離效率呈現(xiàn)先線性增大后逐漸變緩的趨勢，功耗則呈現(xiàn)出指數(shù)上升趨勢，因此綜合考慮效率和功耗兩個(gè)指標(biāo)，實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)推薦在2100 r/min左右運(yùn)轉(zhuǎn)。

(3)雙葉輪動(dòng)態(tài)旋流分離器的內(nèi)部流場的強(qiáng)弱由渦流板式葉輪的轉(zhuǎn)速?zèng)Q定，與進(jìn)口流量關(guān)系不大。實(shí)驗(yàn)流量取額定處理量的50%～117%，修正分離效率變化不超過1%，且進(jìn)口流量越小效率越高。因此，該水力旋流器具備較強(qiáng)的抗流量波動(dòng)性能。

[1] 趙勝超. 淺析油田采出液中的泥砂除去方法[J].江漢石油職工大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 24(4): 34-36.(ZHAO Shengchao. On how to remove the sediment from oil produced fluid[J].Journal of Jianghan Petroleum University of Staff and Workers, 2011, 24(4): 34-36.)

[2] 謝日彬, 李峰. 動(dòng)態(tài)旋流器在海上采油平臺(tái)除泥砂的應(yīng)用[J].廣東化工, 2011, 38(3): 114-116.(XIE Ribin, LI Feng. Application of dynamic swirler on offshore platform sand remove[J].Guangdong Chemical Industry, 2011, 38(10): 114-116.)

[3] SVEIN-ARNE M, CHANG Y, BORIS B, et al. Removal of particles from highly viscous liquids with hydrocyclones[J].Chemical Engineering Science, 2014, 108(17): 169-175.

[4] 蔡圃, 王博. 水力旋流器內(nèi)非牛頓流體多相流場的數(shù)值模擬[J].化工學(xué)報(bào), 2012, 63(11): 3460-3469.(CAI Pu, WANG Bo. Numerical simulation of multiphase flow field of non-Newtonian fluid in hydrocyclone[J].CIESC Journal, 2012, 63(11): 3460-3469.)

[5] LIM K S, KWON S B, LEE K W. Characteristics of the collection efficiency for a double inlet cyclone with clean air[J].Aerosol Science, 2003, 34(8): 1085-1095.

[6] YANG Qiang, WANG Hualin, LIU Yi, et al. Solid/liquid separation performance of hydrocyclones with different cone combinations[J].Separation and Purification Technology, 2010, 74(3): 271-279.

[7] GHODRAT M, KUANG S B, YU A B, et al. Numerical analysis of hydrocyclones with different conical section designs[J].Minerals Engineering, 2014, 62(3): 74-84.

[8] ZHAO Lixin, JIANG Minghu, XU Baorui, et al. Development of a new type high-efficient inner-cone hydrocyclone[J].Chemical Engineering Research and Design, 2012, 90(12): 2129-2134.

[9] YAMAMOTO T, OSHIKAWA T, YOSHIDA H, et al. Improvement of particle separation performance by new type hydrocyclone [J].Separation and Purification Technology, 2016, 158: 223-229.

[10] GAY J C, TRIPONEY G, BEZARD C, et al. Rotary cyclone will improve oily water treatment and reduce space requirement/weight on offshore platforms[R].Society of Petroleum Engineers, SPE16571, 1987.

[11] YOUNG G A B, WAKLEY W D, TAGGART D L, et al. Oil-water separation using hydrocyclones: An experimental search for optimum dimensions[J].Journal of Petroleum Science and Engineering, 1994, 11(1): 37-50.

[12] 張攀峰, 鄧松圣, 邱正陽, 等. 動(dòng)態(tài)旋流分離技術(shù)研究進(jìn)展[J].化工自動(dòng)化及儀表, 2006, 33(6): 62-64.(ZHANG Panfeng, DENG Songsheng, QIU Zhengyang, et al. Advance in study of dynamic hydrocyclone separation technology[J].Control and Instruments in Chemical Industry, 2006, 33(6): 62-64.)

[13] 王尊策, 陳維勤, 蔣明虎, 等. 動(dòng)態(tài)水力旋流器結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)選設(shè)計(jì)[J].石油學(xué)報(bào), 2001, 22(4): 104-107.(WANG Zunce, CHEN Weiqin, JIANG Minghu, et al. Optimal design of structural parameter on dynamic hydrocyclones[J].Acta Petrolei Sinica, 2001, 22(4): 104-107.)

[14] 趙宗昌, 劉兆東, 沙慶云, 等. 轉(zhuǎn)動(dòng)式油水分離水力旋流器研究[J].化工學(xué)報(bào), 1997, 48(1): 119-122.(ZHAO Zongchang, LIU Zhaodong, SHA Qingyun, et al. Rotary hydrocyclone for oil-water separation[J].CIESC Journal, 1997, 48(1): 119-122.)

[15] DOBY M J, NOWAKOWSKI A F, YIU I, et al. Understanding air core formation in hydrocyclones by studying pressure distribution as a function of viscosity[J].International Journal of Mineral Processing, 2008, 86(1/2/3/4): 18-25

[16] 安連鎖, 楊陽, 劉春陽, 等. 中心棒對(duì)石膏旋流器工作性能的影響[J].化工學(xué)報(bào), 2004, 65(2): 468-473.(AN Liansuo, YANG Yang, LIU Chunyang, et al. Influence on performance of gypsum cyclone with central rod[J].CIESC Journal, 2004, 65(2): 468-473.)

[17] WILLIAMS R A, ILYAS O M, DYAKOWSKI T, et al. Air core imaging in cyclonic separators: Implications for separator design and modeling[J].The Chemical Engineering Journal and the Biochemical Engineering Journal, 1995, 56(3): 135-141.

[18] 段繼海, 吳凱, 陳光輝, 等. 高效Stairmand型旋風(fēng)除塵器流場導(dǎo)流與引流[J].高校化學(xué)工程學(xué)報(bào), 2016, 30(1): 26-32.(DUAN Jihai, WU Kai, CHEN Guanghui, et al. High-efficiency Stairmand cyclone flow diversion and drainage[J].J Chem Eng of Chinese Univ, 2016, 30(1): 26-32.)

[19] 趙慶國. 水力旋流器分離技術(shù)[M].北京: 化學(xué)工業(yè)出版社, 2003.

[20] 胥思平, 朱宏武, 張寶強(qiáng). 固液分離水力旋流除砂器的數(shù)值模擬[J].石油機(jī)械, 2006, 34(3): 24-27.(XU Siping, ZHU Hongwu, ZHANG Baoqiang. Numerical simulation of solid-liquid separation for a hydrocyclone[J].China Petroleum Machinery, 2006, 34(3): 24-27.)

[21] 李丹, 馬貴陽, 杜明俊, 等. 基于DPM的旋風(fēng)分離器內(nèi)顆粒軌跡數(shù)值模擬[J].遼寧石油化工大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 31(2): 36-38.( LI Dan, MA Guiyang, DU Mingjun, et al. Numerical simulation for particles track in a cyclone separator based on the DPM[J]. Journal of Liaoning Shihua University, 2011, 31(2): 36-38.)

[22] GAY J C, TRIPONEY G, BEZARD C, SCHUMMER P. Rotary cyclone will improve oily water treatment and reduce space requirement/weight on offshore platforms[C]//Aberdeen: SPE16571 Offshore Europe, 1987.