新型臥式氣液分離器內(nèi)流場數(shù)值模擬

高繼峰，王 麗，麻宏強，*，張春娥，段詳杰，賈繼偉

(1.中石化中原石油工程設(shè)計有限公司，河南 濮陽 457001；2.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050)

在中央空調(diào)機組中，通過大型的冷水機組來提供需要的制冷量；風(fēng)冷機組在冬天制熱時通過四通換閥轉(zhuǎn)變制冷劑的流向，從而切換制冷和制熱的功能[1].故在風(fēng)冷式冷水機組中，特別是熱泵機組，由于不同工況下使用不同量的制冷劑來滿足冷量的要求，有可能存在部分制冷劑液體進(jìn)入蒸發(fā)器后不完全蒸發(fā)而直接進(jìn)入到壓縮機的現(xiàn)象；因此，必須使用氣液分離器，將其安裝在冷劑管路中的蒸發(fā)器之后，壓縮機之前.一方面為了避免液態(tài)制冷劑進(jìn)入壓縮機破壞潤滑或者損壞渦旋盤，影響空調(diào)系統(tǒng)運行；另一方面氣液分離器可同時起到儲液的作用[2].

在建筑結(jié)構(gòu)中，中央空調(diào)機組要求的安裝層最高.當(dāng)安裝高度受限時，宜采用臥式的氣液分離器，從而減少對空調(diào)主機安裝空間的占用.

孫李[3]對兩管制熱回收多聯(lián)機系統(tǒng)中的氣液分離器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬優(yōu)化設(shè)計，其結(jié)構(gòu)可明顯增加分離器氣側(cè)出口的干度.

王丹東[4]等搭建了氣液分離器系統(tǒng)實驗臺，開展了U型氣液分離器可視化微觀實驗研究.實驗表明大部分經(jīng)分離的液態(tài)制冷劑會從U型管底部的回油孔吸入到壓縮機中，當(dāng)分離器入口為過熱狀態(tài)時，無制冷劑積存.當(dāng)入口具有一定干度時，將形成一定的液位高度；分離器出入管管徑增大或者干度的減小均會使得積存的液面高度增加；入口流量的增大時積液高度呈現(xiàn)出先增后減的趨勢.

陳秋燕[5]利用CFD技術(shù)以及實驗方法分析了復(fù)疊式制冷系統(tǒng)中影響重力沉降式氣液分離器分離效果的因素，包括分離器進(jìn)口管位置、入口混合物液滴直徑、制冷劑進(jìn)口速度.對未加傘形罩與加傘形罩的重力沉降式氣液分離器分離效果對比，發(fā)現(xiàn)加傘形罩并改變結(jié)構(gòu)后的分離器其分離效果為改變結(jié)構(gòu)前的氣液分離器分離效果的1.75倍.

吳騰飛[6]設(shè)計了一種適用于重力供液制冷系統(tǒng)的氣液分離器，運用液滴動力學(xué)對分離器內(nèi)流場的單液滴進(jìn)行了動力學(xué)分析，并將單液滴模型用于氣液分離器結(jié)構(gòu)的設(shè)計中，并模擬分析了氣液分離器的內(nèi)部流場.當(dāng)分離器直徑減小為原來的75%時，氣相出口截面平均液相體積分?jǐn)?shù)變?yōu)?.0689*10-8，對于實際制冷系統(tǒng)來說是合理的；

此外，通過利用重力供液制冷系統(tǒng)的試驗平臺分析氣液分離器形式對重力供液制冷系統(tǒng)的影響，發(fā)現(xiàn)分離器的結(jié)構(gòu)形式對制冷系統(tǒng)的性能影響較小，但當(dāng)分離器直徑減小了25%，蒸發(fā)器內(nèi)蒸發(fā)溫度波動劇烈；分離器內(nèi)制冷劑存儲量大大減少，當(dāng)液位處于控制液位時，分離器存儲量僅為原來的19.1%.

上述研究的不同系統(tǒng)中的分離器多為立式，而臥式分離器的研究較少.因此，能夠合理的設(shè)計臥式分離器以充分借助重力作用，確保達(dá)到與立式氣液分離器相同的分離效果，在空間與效果之間達(dá)到平衡[7].基于上述要求，本文建立了氣液分離器流場模擬模型；分析了分離器內(nèi)部構(gòu)件對流場特性的影響；確定了最佳的分離器結(jié)構(gòu).

1 數(shù)值模型研究

1.1 物理模型建立

本文提出的一種新型的氣液分離器，其結(jié)構(gòu)簡單、維修管理方便，結(jié)構(gòu)如圖1所示.該結(jié)構(gòu)的分離器主要由分離室和集液筒兩個主體部分組成，通過中間的連通管連接.分離室直徑1 000 mm，長度4 225 mm，集液筒直徑為330 mm，封頭為標(biāo)準(zhǔn)封頭.

對于該分離器，氣液兩相流體進(jìn)入分離室后，由于氣、液兩相的密度不同，氣液兩相在落到分離室底部后引起液滴飛濺，實現(xiàn)了初分離；由于氣體質(zhì)量較輕，在向上流動的過程中液滴逐漸凝聚，當(dāng)其重力大于升力時液滴掉落到分離室底部；隨著底部液體的不斷積累，液體最終經(jīng)過連通管流入集液筒中，而氣體則直接從出口流出，實現(xiàn)了最終的分離.

1.2 數(shù)學(xué)模型分析

1.2.1 計算模型及相關(guān)設(shè)置

本次模擬由于流體速度較小，可以假定為不可壓流，求解器采用壓力基求解器、非穩(wěn)態(tài)時間格式；求解方法采用默認(rèn)的SIMPLE算法；壓力插值格式采用PRESTO格式，動量、湍動能、湍流耗散率選擇一階迎風(fēng)格式；湍流模型選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型；近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)；多相流模擬采用VOF模型，可以得到一種或多種互不相融流體間的交界面，多相流模擬時的體積分?jǐn)?shù)選擇QUICK插值格式[8].

考慮到本文的目的在于優(yōu)化內(nèi)部構(gòu)件的結(jié)構(gòu)參數(shù)以提高分離效率，因此文中模擬的材料選擇fluent材料庫中的水和默認(rèn)的空氣作為氣、液兩相介質(zhì)進(jìn)行模擬，其中氣相密度為1.2 kg/m3，動力粘度為1.8×10-5kg/m·s；液相密度為998.2 kg/m3，動力粘度為1.0×10-3kg/m·s[9].

1.2.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

采用合理的網(wǎng)格劃分方法，盡可能對結(jié)構(gòu)模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，可減少網(wǎng)格數(shù)量，提高計算精度和計算效率[10].

本文采用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分.為確定合理的網(wǎng)格數(shù)量，需對網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行檢驗，分別選取0.8萬、1.0萬、1.2萬、1.3萬、1.4萬、1.5萬、1.7萬的網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行了模擬對比.發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格數(shù)量低于1.2萬時，分離器出口的液相含率很高，即分離效率很差，網(wǎng)格數(shù)量計算值存在較大差異，而當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過1.2萬時，模擬結(jié)果逐步變好，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量超過1.4萬以后，模擬計算結(jié)果差異不大.考慮到計算效率及時間問題，最終確定采用1.5萬的網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行模擬.網(wǎng)格模型如圖2所示.邊界條件設(shè)置如下：

圖1 氣液分離器三維結(jié)構(gòu)剖面圖圖2 氣液分離器網(wǎng)格

(1)分離器入口采用速度入口方式，速度方向為邊界的法相，入口速度為2 m/s，操作壓力為2.2 MPa；

(2)分離出口采用壓力出口，采用相對壓力，壓力值為0，即出口直接與大氣相連通，其余均為默認(rèn)值；

(3)壁面均采用非滑移邊界條件，即壁面速度為0；

(4)入口和出口處的湍流定義方法采用湍流強度和水力直徑；其中，湍流強度取默認(rèn)值5%，入口的水力直徑取當(dāng)量直徑0.2 m，出口為0.15 m.

2 分液側(cè)分離特性評價方法

本文采用分離效率以及分離腔內(nèi)的流場特性來評價氣液分離器分離效果.其中，分離腔內(nèi)的流場特性主要依據(jù)流場內(nèi)的流體流動均勻性、漩渦和返混產(chǎn)生量的多少、氣液兩相分界面處的流體是否穩(wěn)定來評價.

分離效率η是指分離器分離出來的液量與入口處進(jìn)入的液量之比，即

(1)

公式中：G1為進(jìn)入分離腔體內(nèi)的液相體積分?jǐn)?shù)；G2為出口處液相體積分?jǐn)?shù).本文選取了文獻(xiàn)[11]的幾何模型來驗證模擬模型的正確性.液位無量綱高度分別為：0.125、0.25、0.375、0.5；液體流量分別為：45 L/h、60 L/h、75 L/h、90 L/h四組，粒徑為20 μm.正交數(shù)據(jù)表，如表1所示.可以看出，入口液體流量、液位水平發(fā)生變化時均對分離效率產(chǎn)生影響.由于模擬條件較為理想，因此大于實驗值，在允許誤差范圍內(nèi)，由此表明模擬模型是可靠的.

表1 分離效率模擬值與實驗值對比

3 結(jié)果與討論

3.1 分離器流場分析

不同時刻分離腔內(nèi)部液相分布云圖，如圖3所示.可以看出：流體進(jìn)入分離室后部分直徑較小的液滴因其自身重力難以克服升力而隨著氣流的流動而直接由出口流出；當(dāng)分離時間超過24 s后，在底部沉積的液體開始流入集液筒.不同時刻速度流線圖分析，如圖4所示.在入口處沒有任何阻擋部件的情況下氣液兩相流體在進(jìn)入分離室后向出口處流動，此時流體速度較大，較少部分流入集液筒；當(dāng)分離時間超過24 s后底部流體增多，氣液兩相落入分離室底部后攜帶的液滴與底部濺起的小液滴融合，使得兩相更易分離，但所需時間較長.

圖3 不同時刻分離室內(nèi)液相分布

圖4 不同時刻分離室內(nèi)流體流線分布

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對分離特性影響

3.2.1 整流板對分離特性影響

整流板是一塊與氣液分離器等直徑的半圓形板，在其上進(jìn)行均勻打孔使得流體通過時起到穩(wěn)流的作用.影響整流板性能的主要參數(shù)孔隙率和孔直徑；而孔隙率又直接由孔間距的疏密程度決定.為了研究整流板對分離室流體流態(tài)的影響，如圖5所示，在距離入口和出口各1 m的位置設(shè)置了整流板，在fluent中定義此處的邊界條件為多孔跳躍、孔隙率為31.8%、孔直徑為16 mm進(jìn)行模擬.

圖5 整流板對分離腔內(nèi)部氣液分布的影響

可以看出，在分離初期底部流體落入分離室底部后引起飛濺；隨著分離的進(jìn)行，流體逐漸增多并在分離室底部聚集；當(dāng)流動超過18 s，經(jīng)過整流板后的流體流態(tài)穩(wěn)定，順利的流入集液筒中.由此可見整流板的穩(wěn)流效果明顯.

3.2.2 導(dǎo)流板對分離特性影響

在分離室入口處設(shè)置導(dǎo)流板，主要用于改變流體的流動方向.如圖8所示：流體在流入分離室后垂直下落并撞擊導(dǎo)流板，而后落入分離室底部并沿著底部滑移；隨著分離的進(jìn)行，流體滑移速度逐漸減小，說明底部流體的聚集增加了流動阻力，因此流體回流量減少.

分離性能隨時間的變化關(guān)系曲線，如圖6所示.在加入導(dǎo)流板以后流體分離效率隨分離時間的增加而逐漸提升，出口的液體體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)相反的變化規(guī)律.由此可知：由于導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用明顯，流體撞擊導(dǎo)流板后速度矢量減小，液滴逐漸聚集而不易從出口逃逸.說明導(dǎo)流板布置合理，整體分離性能得到改善.

圖6 分離性能隨時間的變化圖7 最佳結(jié)構(gòu)剖面示意圖

通過以上模擬，最終得到了如圖7所示的分離器的最佳結(jié)構(gòu)模型，在分離室入口加入導(dǎo)流板，有效的起到導(dǎo)流作用；在距離分離腔入口和出口各1 m的地方增加一塊與氣液分離器等直徑的半圓形整流板，可以穩(wěn)定流場，且整流效果明顯.

圖8 不同時刻分離室內(nèi)流體流線分布

由圖9可以看出，在加入不同的構(gòu)件后，對分離器的整體分離效率影響較大.各構(gòu)件的作用不同，但均使得分離性能提高，整體分離效率最終可高達(dá)95%以上.

圖9 不同結(jié)構(gòu)時的分離效果

4 結(jié) 論

本文建立了氣液分離器的模擬模型，分析了不加任何內(nèi)部構(gòu)件僅靠自身重力實現(xiàn)的分離效果和加入整流板及導(dǎo)流板以后分離器的分離性能；確定了最佳的分離器結(jié)構(gòu).其結(jié)論如下：

(1)在不加任何內(nèi)部構(gòu)件的情況下，分離器入口流體速度較大時質(zhì)量輕的液滴來不及分離就被高速氣流攜帶從出口逃逸，從而影響分離器的整體性能.

(2)在分離室內(nèi)加入兩塊整流板后原本擾動的流體通過整流器的整流作用，抑制了漩渦和返混的產(chǎn)生，流場的場速度分布也有了明顯改善作用，氣液分界面變化緩慢，并且基本都消除了逆流現(xiàn)象，有利于分離器內(nèi)液體的沉降分離.

(3)分離室入口處加入導(dǎo)流板后流體速度減小，在分離室底部聚集到一定程度后經(jīng)過連通管流入到集液筒中，導(dǎo)流效果明顯.