正弦波紋擋板式沉降器內流動特性

張玉輝，龔斌，王學平，張靜，吳劍華

（沈陽化工大學遼寧省化工新技術轉移推廣中心，遼寧沈陽110142）

隨著國內外油田采出液含水率的逐漸上升、含油污水處理難度的逐步增大，緊湊高效油水分離設備的開發已經迫在眉睫。重力沉降油水分離是非均相液液物系分離的重要手段，廣泛應用于石油、化工、環保等行業，已由最初的單層撇油池、自然沉降罐、加熱沉降罐、化學沉降罐、電脫水沉降器等發展到現今各種多層水平平板、多層平板及多層斜板等內部多層分離構件的新型沉降器。其中，多層斜板重力沉降器是重力沉降器的代表形式，具有處理量大、操作靈活、占地面積小等優點[1]。

為保證重力式多層斜板沉降器的分離效率，斜板組分離區內部流場應盡可能達到或接近柱塞流。一般的做法是放置入口構件[1]，用以吸收進入設備液流的動能，減小進液口射流對防沖擋板后部區域流場的沖擊。近幾十年國內外學者對多種形式入口構件進行了大量分析比較。其中一類是上孔箱式[2-4]、下孔箱式[2,5]、圓形分散孔式[6]等帶孔形式的入口構件，如陸耀軍等[2]采用粒子圖像測速（PIV）系統證明了下孔箱式入口構件不僅可以獲得速度較均一的流體，還起到一定的預分離作用；李振林等[3]將上孔箱式入口構件改為通過圓筒形式，并從沉降器底部進液，混合液再經布液器進入沉降器，有效減小了進液的動量；江朝陽等[6]首次采用圓孔分散式入口構件，利用響應面分析法對其進行了優化。王振波等[7]將整個平擋板上開設圓孔，解決了擋板后渦流摻混嚴重的問題，有效降低了油水混合相的紊亂程度。雖然帶孔式的入口構件能夠有效降低流體湍動、緩解返混現象，但由于非均相物系往往含有固體顆粒、瀝青質、絮狀物等活性物質，孔隙很容易被堵塞造成分離效果下降、泵電機的損壞；另一類入口構件是板式入口構件，如平擋板[2,8-9]、凹面式[8,10-11]、凸面式[8,11]、蝶式[2]等。王學平等[10]在沉降器進口處放置方形平面防沖擋板，通過Fluent軟件模擬表明：沖擊間距對流型的影響很大，同時擋板四周的流通面積為30%條件下，沉降器內流體速度和湍流強度的衰減最快；張靜等[11]分析了平面、凹面、凸面共3個類型的入口構件對流場的影響，結果表明：入口構件的曲率對流場存在較大影響。Ye 等[12]提出了一種折流進液方式，通過與無擋板沉降器的對比，新式擋板可以增加液相的停留時間，減少水相中的夾帶。擋板式入口構件無堵塞情況，但普遍存在返混和短路現象，設備空間未能有效利用。事實上，除了入口構件的形式，沉降器形式、擋板位置、進液口高度等因素均都會對沉降器的處理能力和分離性能產生很大的影響[10,13-16]，如Asgharzadeh 等[13]利用聲學多普勒技術（ADV）對擋板排列方式、擋板位置、擋板高度進行了優化，得出放置合適高度的擋板可以有效提高沉降器的分離效率的結論；Tamayol 等[14]模擬了進口位置對沉降效果的影響，研究發現沉降器內擋板可以有效減弱死區的影響，并且擋板位置存在較優值。

作為應用最廣泛的入口構件，平擋板雖然可以有效避免非均相流體中活性物質堵塞擋板孔隙。但由于其基本沒有整流功能，造成流向速度分布不均勻，擋板后會形成嚴重的一次渦流，局部區域中還伴隨有不同程度的二次渦流[1,4]。為了緩解這種不利情況，本文將擋板由平面改進為正弦波形，提出一種新式防沖擋板——正弦波紋擋板，增強入口構件的整流效果。分析了正弦波紋擋板作為入口構件的可能性，并對其時間特性和空間分布特性兩個方面進行分析，探討了沖擊間距對沉降器分離性能的影響，為流體能夠在分離區保持均勻穩定、提高分離效率提供參考。

1 計算方法與驗證

1.1 物理模型

圖1 設備尺寸立體示意圖

物理模型結構和尺寸參數如圖1所示。沉降器為長方形槽體，流體從進液圓管進入，從正弦波紋擋板兩側流過，進入沉降器的斜板組，最后經由溢流堰流出。入口流量Qin=2m3/h。沉降器槽體長（X方向）×寬（Y方向）×高（Z方向）為880mm×300 mm×380mm，沉降器進口圓管直徑D=30mm。擋板采用正弦波形式，波距和波高λ=2A=30mm，斜板組中斜板厚度均為2mm，間距為40mm，具體參數見圖1(b)。溢流堰高度為300mm，沉降器上部初始條件為80mm的空氣層。當非均相物系中離散相的含量小于5%左右時，相間滑移對流場影響可以忽略，只采用連續相進行模擬也可以得到與實際情況符合較好的結果[14,17-19]，所以本文采用單相-水進行模擬。

1.2 模擬方法

應用計算流體動力學軟件Ansys Fluent 16.2 進行數值模擬。采用兩相流VOF 模型模擬帶有自由液面的流場變化。在每個控制體內，所有相的體積分數αq之和為1，通過對第q 相的體積分數的連續性方程求解，可以實現對兩相界面的跟蹤。第q相方程式見式(1)[20]，動量方程見式(2)。

式中，αq為第q 相的體積分數；m?pq為傳質速率，進入q 相時的傳質速率為正，離開q 相時的傳質速率為負；n 為相數；Sq是進入q 相的外部質量源；ρ 為混合密度，ρ =∑αqρq；μ 為混合黏度，μ =∑αqμq；表面張力和壁面黏附通過動量方程中的附加源項引入。

湍流模型采用Realizable k-ε模型[21-22]，湍流模型中近壁面采用Scalable Wall Functions算法；壓力和速度的耦合采用PISO 算法，壓力的離散采用Body Force Weighted 格式，動量、湍動能、湍動能耗散率均采用Second Order Upwind格式離散。

在模擬過程中，首先初始化Z/D=1～10部分為水、Z/D=10～12.6部分為空氣，對沉降器內流場進行穩態計算，當出口的質量流量波動小于0.1%時，繼續迭代1500 步完成穩態初始化流場。將穩態計算結果作為非穩態計算初始流場，計算收斂條件為連續性方程收斂殘差為10-4，其余變量收斂殘差為10-5。

1.3 計算方法驗證

本文在Ansys ICEM 軟件中采用六面體網格對模型進行劃分。為保證網格質量，正弦波紋板附近的網格采用Y 形劃分策略，并對該區域進行加密。網格的雅可比行列式值最小為0.594，96.6%的網格結果大于0.8，網格角度最小為20.25°，91.11%的網格角度超過63.22°，最大縱橫比為14，網格縱橫比超過5.75的網格僅占總網格數的3.80%。通過上述評價指標可知網格劃分合理[23]。

為驗證網格尺寸對模擬結果的影響，選取不同網格尺寸的4套網格方案，具體參數見表1。圖2(a)為Lb/D=2.17，Lw/D=2.5的條件下誤差分析結果，不同網格方案在X/D=1.67、Y/D=5.0 處Z 方向的沉降器軸向流速的誤差隨著網格總數的增加，整體呈現逐漸下降的趨勢。當3#網格方案的網格數為108.3萬，與4#網格方案的平均偏差為2.70%，最大偏差為9.27%。對于湍流流動，近壁面網格質量可以通過Y+值進行評價[24]，3#網格方案正弦波紋板近壁面區域的Y+平均值為4.96，Y+＜10 的網格超過89.55%。綜合考慮計算精度和計算時間，選擇3#網格方案對模型進行劃分。

表1 不同網格尺寸劃分方案

在3#網格方案的基礎上，采用相同條件進行時間步長無關性驗證，時間步長選擇t=0.1s、0.05s、0.01s、0.005s，結果如圖2(b)。結果表明：速度分布與圖2(a)基本一致，隨著時間步長的減小，平均偏差和最大偏差都呈現減小的趨勢，其中時間步長為t=0.01s 和t=0.005s 的平均偏差為0.50%，最大偏差為3.74%，故時間步長選擇t=0.01s。

1.4 模型檢驗

由于實驗條件的限制，本文建立了無斜板組的實驗裝置，如圖3所示，并按相同的物理結構、幾何尺寸建立用于數值模擬的模型，保證數值模擬與實驗的一致性。通過數值模擬所得的進口區域展向速度分布與TR-PIV 測量的實驗結果進行對比，用以驗證所選計算模型的準確性。為保證拍攝效果，沉降器采用厚度為10mm的有機玻璃，離心泵型號為TYP.MHI202-1，最大流量為5m3/h，實驗過程中，通過調節球閥的開度來控制流量。實驗采用的TR-PIV系統為丹麥Dantec 公司生產，采用空心玻璃珠作為示蹤粒子，密度為1.1×103kg/m3，平均直徑為10μm，根據Stokes 公式計算得到的沉降速度為6.1×10-5m/s，實驗裝置內流速在10-2m/s 的量級上，故由沉降作用引起的實驗誤差基本可以忽略。圖像后處理采用16×16 pixel大小的查問域對粒子圖像進行互相關分析，計算得到98×87個矢量。

圖2 無關性驗證

圖3 實驗裝置示意圖

圖4 模型有效性驗證

圖4 為X/D=1.67、Y/D=5.0 處Z 方向的沉降器軸向速度分布情況，數值模擬結果與TR-PIV 測量結果吻合較好，再現了進口射流沖擊正弦波紋板的軸向流速分布，但存在一定偏差，分析其原因在于：第一，TR-PIV 測量過程中片光源與待測平面不可避免的存在偏差；第二，實驗中使用離心泵對流體進行輸送，進口流量存在一定的脈動，湍流強度無法控制，而數值模擬采用均一速度入口。綜上所述，本文所建立的數值模型和模擬方法是可靠的，可用于沉降器內流場的研究。

2 模擬結果與討論

2.1 流場結構分析

圖5 截面Z/D=5.0處平均速度場

圖5為沖擊間距Lb/D=2.17情況下不同形式擋板的截面Z/D=5.0 處的平均速度場分布。從圖5(a)平擋板左側的入口區域流線圖可以看出，流體沖擊平擋板使流動方向發生改變，并隨后沖擊在沉降器兩側壁面，平擋板前形成了一對對稱分布的渦旋；而圖5(b)中的流線分布表明正弦波紋板前的流體沒有與壁面剪切形成大尺度渦旋，擋板的整流作用明顯高于平擋板，這是由于流體沖擊正弦波紋板褶皺時產生的渦旋使湍動能得到充分耗散。平擋板后的平均流向速度呈對稱分布的特點，在2＜Y/D＜8的范圍內，擋板尾流的ux/uin為負值，這表明沉降器內存在明顯的返混現象，隨著X/D的增加，返混情況改善，但始終存在于沉降器內部，如圖5(a)所示。而圖5(b)中正弦波紋擋板后ux/uin的分布相對均勻，其值均為正值，表明流場無返混現象，有利于液-液分離過程的進行。截面X/D=8.0 為斜板入口區域，對評價入口擋板作為入口構件具有重要意義，采用平擋板時，截面上平均流向速度ux/uin的極差值為0.1625，是正弦波紋板的6.5 倍，所以正弦波紋擋板可以有效提高流場速度的均一性。

2.2 時間特性分析

沉降器軸向速度均一程度的分析對優化入口構件尺寸參數和提高沉降器的分離效率具有重要意義。取截面X/D=8、11、18、25的軸向速度均一度的時間演化情況分析。計算方法采用陶紅歌等[28]基于面積加權平均速度和質量加權平均速度提出的計算關聯式，見式(3)。其中，Va為基于面積加權平均速度；Vm為基于質量加權平均速度，計算式見式(4)、式(5)。

式中，A為總面積；vj表示第j個單元上的速度矢量；Aj表示第j 個單元上的面積矢量；ρj表示第j個單元上的流體密度；n為劃分單元的個數。

該方法是基于不同加權方法獲得的評價指標，與采集點分布形式、個數都沒有關系，因此能夠更準確地對流場均勻性做出評價。λ1取[0,1]，λ1越大則流動均勻性越好，1 表示理想狀態下均勻流動。圖6(a)、(b)分別是平擋板和正弦波紋擋板在Lb/D=2.17 情況下，4 個截面（X/D=8、11、18、25）的λ1隨時間演化情況，兩種情況的λ1均存在明顯的波動，平擋板條件下λ1在0.21～0.58波動，而正弦波紋擋板由于渦旋的形成，使λ1波動范圍增加至0.3～0.71，相同截面的正弦波紋擋板的λ1值明顯高于平擋板。當采用正弦波紋擋板作為入口構件，Lb/D從2.17 減小至1.5 時，λ1值的波動呈現下降趨勢，其中截面X/D=11 的λ1均方根降低了21.97%，這可能與流動形式改變有關，同時表明沖擊間距的減小提高了流場穩定性，如圖6(b)、(c)所示。圖6(d)、(e)表明隨著Lb/D的減小，λ1波動進一步降低，其數值也整體呈現下降趨勢，所以在一定范圍內，過小的沖擊間距對于提高流場速度均一程度是不利的。

圖6 軸向速度均一程度隨時間演化情況

2.3 空間特性分析

圖7為Lb/D=2.17、1.5、0.84情況下，沉降器內軸向速度均一度沿流動方向的空間分布情況。由于正弦波紋擋板長度直接影響了流體的流通面積，研究了擋板兩側流通寬度Lw/D=2.5、1.5 對沉降器軸向速度均一程度的影響。圖7(a)中對比正弦波紋擋板和平擋板曲線可以發現：在相同Lw/D條件下，正弦波紋擋板的λ1均高于平擋板。正弦波紋擋板的Lw/D=2.5 比Lw/D=1.5 更有利于提高λ1，因為更大的流通面積可以降低流體與壁面的剪切作用；當Lb/D=1.5、0.84 時，兩種擋板形式情況下，不同的Lw/D取值對λ1影響很小，尤其X/D＞15時，流體受到斜板的整流作用，λ1值差異進一步減小，如圖7(b)、(c)所示。值得注意的是，在X/D=10.0～12.0處，即斜板組的進口位置區域，平擋板的λ1呈現先上升后下降的趨勢，這是由于流體在進入斜板組時，平擋板后側的對稱回流渦旋沖擊斜板組，流場復雜程度增加，使得λ1呈現下降趨勢，而波紋擋板尾流沒有雙子渦旋，流體以類柱塞流形式進入斜板組，所以在斜板組進口區域的λ1無明顯下降趨勢。

沉降器具有較好分離效果不僅需要均勻的軸向速度分布，軸向速度的波動程度還應盡可能的小。為定量說明沉降器內不同截面上流體的軸向流速平均波動程度，引入評價指標：基于面積加權平均的湍流強度Ia，見式(6)。

式中，Ij為截面上j處的湍流強度。

通過比較不同工況下的Ia值可以評判截面上流場軸向速度的波動程度，Ia值越小，波動程度越低。由圖8中可以看出，經過擋板后Ia呈現下降趨勢，平擋板的Ia總體高于正弦波紋擋板，這是由于流體在正弦波紋板褶皺產生渦旋，湍動能得到充分的耗散，而平擋板僅起到改變流體流動方向的作用，流體湍動能集中，不利于分離的進行。隨著X/D 的增加，平擋板和正弦波紋擋板的Ia差異性均呈現減小的趨勢，當X/D＞20時，Lw/D對流場湍動強度無明顯影響，這是因為流體在斜板組內被進一步整流，流場穩定性提高，湍動能的耗散能力相差不大。

為探究正弦波紋擋板沉降器內流場均一程度較平擋板提高的機理，選取沖擊間距為Lb/D=2.17 的截面X/D=8.0 進行分析。圖9(a)為平擋板截面處的軸向平均速度云圖，截面整體呈現很大的速度梯度，在四個頂角處各有一個軸向速度的極大值，截面中部存在很大的負速度區，造成了返混，軸向速度分布很不均勻。圖9(b)為正弦波紋擋板截面處的軸向平均速度云圖，速度為-0.01～0.04m/s，其范圍較平擋板明顯下降，負速度區面積明顯減小，有利于后續分離操作的進行。

圖7 軸向速度均一度的空間演化情況分析

圖8 基于面積加權湍流強度的空間分布情況

圖9 截面X/D=10的軸向平均速度云圖

圖10 為50 個瞬時流場進行均方根運算用以表征截面上軸向速度波動的分布情況，計算見式(7)。

式中，Urms,i為截面上i 點的速度均方根；ui,k為截面上i點第k個時刻的軸向速度；-ui為截面上i點的軸向平均速度；N=50。

圖10 截面X/D=10軸向速度均方根云圖

對比圖9 與圖10 可知，Urms值分布云圖與軸向平均速度分布云圖基本一致，這是因為速度較高的位置與渦旋的位置相差不大，渦旋的不穩定性導致了Urms的較大值。其中正弦波紋擋板的Urms梯度主要位于沉降器中部，最大值為0.07。與平擋板相比，正弦波紋擋板的Urms最大值明顯降低，流場穩定性提高。

2.4 沖擊間距對流場的影響分析

重力式斜板沉降器內軸向流動狀態是考察流場分離性能的重要指標，軸向流速越均勻說明越接近水平柱塞流，對非均相物系的分離越有利，前人對流場分離性能的研究主要以此為基礎[4,6,8]。但是為了保證較好的分離效果，沉降器內軸向流速除了保證較高的均一程度，其波動程度還應盡可能低，這樣才能保證對離散相的擾動更小，獲得更好的分離效果。結合沉降器內軸向流速脈動程度和流速均一性對流場分離性能評價的相關研究鮮有報道，現有研究方法對流場分離性能評價還不夠全面。

本文類比戰洪仁[29]提出的對流強化換熱評價方法，引入了流場均穩指標（uniform&steady criteria，USC），計算見式(8)。

式中，λ1,0為無擋板情況下截面的軸線速度均一度；Ia,0為無擋板情況下截面的基于面積加權平均的湍流強度。

USC 為量綱為1 的量，其數值大于1 時，說明在相同條件下正弦波紋板沉降器的流場分離性能優于無擋板情況。USC的數值越大說明流場對分離過程的進行越有利。圖11(a)為Lw/D=2.5情況下沖擊間距對USC 的影響?？梢钥闯銮€呈多峰分布，峰值極大值位于Lb/D=2.17 處，并且隨著X/D 的增加，USC值呈現增大趨勢，說明流體受到入口效應的影響減弱。其中截面X/D=25取得極大值14.68，比次高峰高出15.89%，相同條件下平擋板的USC 值為7.58，正弦波紋擋板較平擋板提高了93.67%。圖11(b)為Lw/D=1.5條件下的沖擊間距Lb/D對USC值的影響情況，Lb/D=2.17 時取得極大值10.96，相同條件下平擋板的USC 值為7.41，為正弦波紋板的65.14%。綜上分析可知，正弦波紋擋板可以有效提高流場分離性能；在現有數據的基礎上，應選擇沖擊間距為Lb/D=2.17 進行后續研究，同時增加對含有離散相的混合物流場特性研究，使流動特性結果更加全面、具有說服力。

圖11 沖擊間距對USC值的影響

3 結論

（1）正弦波紋擋板沉降器內流動相對穩定，尾流速度分布相對均一，作為入口構件是可行的。

（2）平面擋板和正弦波紋擋板的λ1均有較大波動，其中正弦波紋擋板的λ1波動極差達到0.31；當沖擊間距Lb/D 小于1.5 時，正弦波紋擋板的λ1相對穩定。

（3）正弦波紋擋板沉降器在Lw/D=1.5 和2.5 情況下的λ1均高于平擋板，具有優良的適用性。

（4）正弦波紋擋板沉降器內流向截面的Ia總體低于平擋板沉降器。當Lb/D=2.17 時，正弦波紋擋板與平擋板沉降器Ia最大差異為45.10%，隨著沖擊間距的減小，Ia差異逐漸減小。

（5）與平擋板相比，正弦波紋擋板在截面X/D=10 處軸向速度范圍降低了58%，沉降器兩側壁面附近的速度梯度明顯降低，回流區面積和負方向速度均減小。同時正弦波紋擋板可以使軸向速度波動明顯降低，流場穩定性得到一定的提高。

（6）隨著沖擊間距的增加，USC呈現多峰分布趨勢；當Lb/D=2.17 時，流場分離性能可以取得較優結果，USC 極大值為14.68，相較同條件下的平面擋板提高了93.67%。

符號說明