V带传动5台组合式动态水力旋流器结构设计.doc

V带传动5台组合式动态水力旋流器结构设计第1章 绪论离心力场的创立和运用是科学和技术的成就之一，运用离心力场进行非均相物系的分离是行之有效的方法。离心分离设备按有无旋转部件可以分为旋转分离设备和机身旋转的离心分离设备。前者如水力旋流器（亦称旋流分离器），流体固定的机身内旋转而产生离心力场；后者如各种离心机，由于机身旋转而带动内部流体作回旋运动而产生离心力场。由于前者没有运动部件，具有简单的结构。设备紧凑、占地面积小和设备成本低等诸多优点，因而受到了广泛的关注和研究。1.1 本课题研究的意义及现状1.1.1 本文研究的意义原油是一粘稠状的非牛顿流体，由于粘度大，一方面进行原油的静态旋流脱水需要建立更强的离心力场，另一方面也明显增加了阻力损失。两者综合作用的结果极大地制约了静态旋流分离技术在原油脱水净化方面的应用，故实现原油旋流脱水净化较有可能的技术方案是采用动态旋流分离技术。动态水力旋流器由电机驱动旋流筒作高速旋转，介质进入旋流筒后，在粘性剪切作用下产生高速旋流，控制旋流筒的转速即可调节筒内离心力场的强度，满足不同的分离质量要求。因此，动态旋流分离设备的工作适应性很强，如果变速机构允许，甚至可以实现一物多用即一台设备既可用于污水旋流除油，也可用于原油的旋流脱水净化1。尽管动态水力旋流器在试验研究阶段已显示出优越的分离性能。但至今尚未达到工业化推广应用阶段，其主要原因是结构参数和操作参数还不够合理，室内试验工况与现场实际工况差别较大。虽然水力旋流器的一些缺点使得其应用受到一定的限制，但它具有许多其他分离设备所不具有的特点，以致使它成为许多领域较为理想的分离设备。同时，水力旋流器新工艺及配套技术研究工作将使水力旋流器在现场应用中能扬长避短，发挥更好的应用效果。随着研究的深入，水力旋流器由固-液分离进而扩展到两种不互溶液体介质的液-液分离以及气-液分离、气-固-液三相分离等，成为一种多功能、多用途的高效分离装置。现在，水力旋流器在许多领域己成为重要的高效分离设备。如用水力旋流器处理船舶的底舱水和油轮的压舱水，使处理后的水完全符合公海排放标准;在核工业中，可用于从均相反应堆中分离出较为粗大的颗粒;也可用于稀土元素和裂变物质的分离等方面。根据不同需求，开展水力旋流器结构优化、操作参数优选与配套技术研究，使水力旋流器在更广阔的领域内大有可为。近年来的油田生产实际表明，油田开发必须走“以经济效益为中心”的发展道路，这在一定意义上促使生产中相关的关键技术（如水处理技术等）要适应需要，开发出成本低、效率高、使用寿命长的新技术、新工艺及新产品。以水力旋流器为核心的旋流分离技术及其配套工艺技术研究的应用前景将十分广阔，对油田开发污水处理工艺体系的高效化与小型化都具有十分重要的意义。（1）在联合站应用，可代替一级脱水与一级沉降。中转站来液经水力旋流器预分离处理后，油直接送至电脱水器，水直接送至污水处理站。简化了工艺，节约了占地面积，降低了设备投资成本。（2）在中转站采用预分离水力旋流器解决中转站就地放水与回掺用水等问题。减少外输液量，节约水资源，同时减少了运行费用。（3）在边缘地区的小区块上直接处理油井采出液，将预分离水力旋流器及污水处理水力旋流器用于就地处理与回注系统中，减少管网的铺设，大大节约了投资，降低了开采成本。（4）在井下分离方面，采用预分离水力旋流器与双流泵配合，直接在井下对产出液进行处理，可使采出原油的含水率由90%以上降至50%，降低了原油开采成本，简化了地面水处理工艺及设备。随着产出液含水率的不断提高，此项应用必将迅速得到推广，产生巨大的经济效益和社会效益。（5）将污水处理用水力旋流器制成移动式或固定式油-水分离设备，用于井下工具或其他工具的清洗等，减少油田废水的排放，对节约能源及环境保护都具有积极的意义。本文重点针对上述问题进行研究，对动态水力旋流器进行结构优化。通过本文的研究优选出具有实际应用价值的动态水力旋流器的成功研制必将加速动态旋流分离技术的推广应用。将使现有的复杂、庞大的油田地面处理系统过渡为简洁、小型、高效的装置化、连续密闭操作系统，简化了油田地面处理工艺系统。1.1.2 课题研究现状（1）旋流分离技术的国内外研究概况旋转流分离是离心力场在分离科技方面的重要应用之一。水力旋流器（如图1-1）是旋转流分离技术方面的代表性设备，是一种用途十分广泛的通用分离分级设备。首先在选矿和采矿工业中获得应用，迄今已经在矿物加工、石油、化工、轻工、环保、食品、医药、纺织与染料、采矿、冶金、机械、建材及煤炭等众多工业部门获得了广泛的应用，而且由于水力旋流器结构及型式的同趋多样化，其应用领域仍在不断扩展，近年已被越来越多地应用到生物工程的分离作业中，甚至还被应用到电解过程中。水力旋流器的应用包括固液分离、液气分离、固固分离、液液分离、液气固三相同时分离以及其他应用，可以用于液体澄清、料浆浓缩、固相颗粒洗涤、液相除气与除砂、固相颗粒分级与增浓，以及两种非互溶液体的分离等多种过程作业。图1-1 水力旋流器使用实物图水力旋流器的基本工作原理和基础设计的提出已经有一百多年了，但是直到二战以后才被有效的应用于工业生产中。从20世纪50年代开始，旋流分离技术的应用领域以及规模均得到了迅速的发展，同时也吸引了越来越多的科学工作者致力于旋流分离技术的理论分析和应用研究。20世纪80年代后，在全球范围内形成了一个相当大规模的学术梯队，各国都有相当数量的研究人员致力于旋流分离技术的研究。从1980年起由BHRA （British Hydromechanics Research Association）英国流体力学研究会发起的旋流分离器国际学术研讨会已经开始定期召开。国内四川大学的陈文梅、褚良银等教授在旋流器的湍流流场结构和数值模拟，旋转流浮选分离与分级过程行为与特性等方面进行了深入的研究。在现代测试技术和计算机与模拟技术飞速发展的今天，人们对旋流分离的工作机理及过程行为有了更加深刻的认识，大大推动了水力旋流器结构模式的多样化，使其在越来越多的应用领域发挥了更大的作用。（2）配套技术工艺研究现状水力旋流分离技术正处在不断发展和完善的进程之中，其在现场实际中的应用对这项技术的发展起到了积极的推动作用。从1980年起，国际上相继召开了6次水力旋流器的专题会议，对世界各地在旋流分离领域的最新研究成果进行交流2。但是，可以看到对于水力旋流器的工艺研究和配套技术研究从事的并不多，仅仅从事了一些现场试验研究的探索。在国内，液-液旋流分离技术在上世纪90年代初期才引入我国。在研究方面，多集中在室内的机理研究工作和新结构的设计和优选方面。现场实际应用的水力旋流配套工艺设备基本上是从国外单位引进。国内部分单位的实际应用表明，引进的技术存在成本高而且不能很好适应国内油田实际工况等缺点，因此，国内必须走借鉴、研发与应用相结合的资助研究的道路。目前，国内在油田水处理方面仍普遍采用重力沉降设备，如游离水脱除器等，在实际应用上具有处理效率低等问题。为此，国内许多生产单位和研究机构近年都开始从事有关分离新技术的研究，如旋流分离、气浮选、膜分离等。通过几年来与现场生产实际的紧密结合，正逐步开展增压方式研究、配套技术研究等，取得了一定的进展。同时，这方面研究还很是不足，有待进一步深入研究。1.2 本文研究的主要内容（1）对动态水力旋流器分离机理的理论分析；分析了动态水力旋流器的工作原理，分析了动态水力旋流器内液滴的受力及运动行为，以及操作参数、结构参数和介质物性参数等因素对动态水力旋流器分离性能的影响。（2）对动态水力旋流器的转筒进行结构优化，选取转筒长度和内径，得到最佳长径比。（3）对动态水力旋流器的旋转栅进行结构优化，选取最佳的栅片数和栅片长度，优化旋转栅的中心孔内径以及分流面。（4）对动态水力旋流器的溢流嘴进行结构优化，选取最优的有效直径，并对溢流嘴的外轮廓进行优化。（5）对动态水力旋流器的收油锥进行结构优化，选择最佳的收油锥锥角。（6）对动态水力旋流器的支架、固定筒进行结构优化，达到最佳的装配精度。（7）对动态水力旋流器的功率损耗进行分析计算，对5台单旋体选用最佳的空间组合方式。第2章 动态水力旋流器的分离机理2.1 动态水力旋流器的主体结构动态水力旋流器由入液腔、旋转筒、溢流腔、底流腔等组成。主要结构有传动轮、转筒、旋转栅、收油杆、溢流嘴及其调节组件等构成;辅助部分有电机、V带、带轮、底座、支架、轴承、机械密封等，辅助构件主要包括底座、支架、轴承、机械密封及标准紧固件等4，主体结构见示意图2-1，其实物照片见图2-2。为了使主体结构有良好的对中性，设计时考虑将两支承置于同一导轨上，导轨采用高精度导向形式，既方便安装与拆卸维修，又易提高不同转筒尺寸参数试验的精度。1-入液腔,2-机械密封组件,3-轴承,4-传动轮,5-旋转栅,6-转筒,7-溢流嘴,8-溢流腔,9-底流腔,10-底座,11-带轮和V带12-支架,13-电机图2-1 水力旋流器结构示意图图2-2 水力旋流器实物照片从动态水力旋流器结构看，它不像静态水力旋流器有较复杂的切向入口、圆柱段旋流腔、大小锥段及长长的尾管。影响静态水力旋流器分离性能的主要结构因素有切向入口形式及个数、旋流腔主直径及长度、大小锥段结构形式及尺寸等，其旋流腔主直径主要决定处理量的大小，大锥段主要进行旋流分离预加速，小锥段主要起分离作用，尾管主要是稳定油核，几乎没有分离作用5；动态水力旋流器沿转筒长度方向为主要分离区，影响其分离性能的主要结构因素有旋转栅、旋转筒、溢流嘴等。由此可见动态水力旋流器结构虽然有些复杂，但其主要分离区域明显增加，并目液体的高速旋转是由外部动力（电机）驱动完成的，因此其分离效率的获得是靠牺牲外部动力损失（能量的转化）实现的。它在较低压力下便可运行，工作压力较高时更能运行。它的压力损失非常小静态水力旋流器内液体的高速旋转是靠液体自身的压力提供的，即运行；时必须有足够的入口压力保持来液高速旋转，因此其分离效率的获得是通过牺牲液体自身的压力损失来完成的，其压力损失相对比较大6。动态水力旋流器转筒高速旋转时在旋流腔内形成使液体离心分离的涡流。因此，转筒运行是否平稳极大地影响动态水力旋流器的分离性能7。旋转平稳有利十形成稳定的油核，便使它从排油口排出。若转筒各段同轴度精度不高则高速旋转时会产生较大的偏心力，并引起激烈的振动，将严重影响油滴向转筒中心运移，使油核发生较大的变形，甚至无法产生油核。各支承座孔间的同轴度也会影响转筒旋转的平稳性和密封结构的密封性能。因此转筒需作静、动平衡测试，才能保证其运转较为平稳。密封结构的合理设计既可保证密封性能、降低功率消耗，又能提高设备使用周期。动态水力旋流器属十动力设备，装置自振以及与地基共振对分离效率的影响不可忽视。这需要改善传动结构8，提高制造精度及改进底座形式，合理选用材质，尽量避免在有效分离的转速范围内产生与地基共振的现象；需要调整部分结构参数，如溢流嘴的优化设计及其位置的合理布置，优化旋转栅结构形式及参数等。需要改变入口、出口管线以减少压力损失9，合理控制溢流口压力并尽量降低溢流压力损失。动态水力旋流器单旋体由转筒、旋转栅、入液及出液支承轴段等组成。单旋体高速度旋转，其轴向尺寸较大，因此保证旋体各段内、外旋转表面的同轴度极为关键。通过静、动平衡测试，保证转筒高速旋转时所必需的回转精度，减少设备自振。保证旋转栅加工精度，此时导流对中性增强、过流充分、流动阻力降低，使预旋转的旋流强度增加，提高了样机的分离性能10。2.2 动态水力旋流器工作原理动态水力旋流器是利用两种不互溶液体介质问的密度差进行离心分离。待分离的油水混合液由入液口进入旋流器，液流流过旋转栅流道和尾部导向锥，旋转栅对来入液起导流及预旋转加速作用。混合液流在转动外壳的带动下，产生高速旋转运动，边壁的液流与转筒壳体内壁间的摩擦阻力作用产生一个涡速度场分布，重质水相受离心力作用运移到边壁处23，同时在轴向力的作用下由底流出口排出，油滴则向中心运动，形成一个相对稳定的油核，最终经溢流嘴及收油杆组件排出，最终实现油水分离，如示意图2-311。图2-3 水力旋流器工作原理图从宏观上来，油水混合液由动态水力旋流器的入液口进入，经过旋转栅，液体由直线形运动变成在旋流体内边旋转边沿轴心向下的运动。这样油和水在旋流体内发生分离，同时在轴向力的作用下，油核沿轴心向下运动，经溢流口排出设备外，分离后的水从旋流体的底流口排出。可认为油水在该装置内的轴向流动是近似平行12。动态水力旋流器除了在旋流腔内部的导流锥及转筒周壁附近由于摩擦可能引起小小的紊流外，沿转筒长度方向上的切向速度与轴向速度基本恒定，流场稳定性较好，可以认为是没有紊流的涡流场13。这比静态水力旋流器在旋流腔及大锥段均有紊流影响要好得多。因此，尽管动态水力旋流器在结构及操作运行上要比静态水力旋流器稍复杂，但它在分离效率及处理效果、处理量及压力变化的适应性，油田产出液的处理等方面有相当的优势，因此有必要加以深入开发研究。2.3 动态水力旋流器与静态水力旋流器的比较分析2.3.1 技术原理比较两者都是利用水力旋流离心作用实现不同相之间的分离，但离心力场的建立方法有所不同：静态水力旋流器是由压能转化成动能来形成离心力场，而动态水力旋流器是外加电能带动旋转筒所形成的。动态水力旋流器内部仅在入口锥及筒壁附近由于摩擦可能引起些紊流外。沿圆筒轴线方向切向速度与轴向速度基本恒定，流场稳定性好，可认为是没有紊流的涡流场。而静态水力旋流器在旋流腔及大锥段均有紊流存在，一方面会引起液滴的破碎，另一方面阻碍油滴向中心运动，降低了分离效率。从内部流场来看。切向速度决定了处理液所受离心力的大小。图2-4是静态水力旋流器与动态水力旋流器切向速度场的比较。动态水力旋流器的最大切向速度Vmax在距轴心三分之一半径处，以Vmax为界分为两个涡流区，外部为自由涡，内部为强制涡，是一种组合涡的结构。这一点与静态旋流器相似。其不同在于动态水力旋流器的最大切向速度峰值更高。即涡流场的强度更强；强制涡区域加大；边界切向速度不为零。另外，由于外壳旋转，沿动态水力旋流器轴线方向上，器壁附近液体的切向速度不会逐渐递减，从而内部任意半径处的切向速度均不会受轴向位置的影响即从入口到出口处切向速度不变两相介质的分离区域加长，因而分离效率更高14。图2-4 静态水力旋流器与动态水力旋流器切向速度场的比较通过激光流速计的测绘还可得到两种旋流器中离心加速度的分布情况。图2-5、图2-6分别是静态、动态水力旋流器中的离心加速度分布曲线。从对比分析来看：静态水力旋流器的峰值出现在距轴心较近之处衰减非常迅速，其有效分离区较小；而动态旋流器则恰巧相反其有效分离区远大于静态旋流器。因此，动态旋流器内的力场分布更加合理更利于分离过程的进行14。图2-5 静态水力旋流器中的离心加速度场 图2-6 动态水力旋流器中的离心加速度场2.3.2 分离性能比较英国南安普顿（Southampton）大学设计的F型静态水力旋流器，其单管临界分离粒径为60m，双管和三管串联的临界分离粒径分别为40m和30m，液体停留时间为2s；而后，经过科技人员的不断开发，静态水力旋流器的单管I临界分离粒径可达3020m，当处理含油污水时，对7m油滴的分离效率为50，液体停留时间小于2s：动态水力旋流器的临界分离粒径可达15m，当处理含油污水时,对7m油滴的分离效率为80（参见图2-7），液体停留时间为310s，处理后的水中含油为825mg/L14。图2-7 静、动态水力旋流器的水中除油性能比较2.3.3 操作性能比较（1）入口压力静态水力旋流器入口压力一般应在0.72.1MPa，以便驱动液流旋转，建立所需要的离，心力场，其压力损失相对较大，一般在0.3MPa以上；动态水力旋流器入口压力一般应在0.391.33MPa，其压力损失相对较小，一般在0.2MPa以下。（2）操作弹性在高效区上，动态水力旋流器可在额定处理量的10200下运行，而静态水力旋流器只在额定处理量的40100下运行；在处理量上，静态旋流器分离效率受处理量变化的影响较大入口流量减少时其效果下降明显。而动态水力旋流器在流量减小时，其分离效率反而提高。其原因一方面在于动态水力旋流器具有较强的离心力场。另一方面在于相对提高了液相在设备内的有效停留时间。在处理量加大时，两者的分离效率都有所下降，静态旋流器分离效率的下降更为明显；在入口含油量上，动态水力旋流器能适应入口含油量变化较大的情况，实验证实，当入口含油从330mg/L上升到660mg/L时，水流的含油浓度为只从22mg/L上升到24mg/L；而静态旋流器则要求入口含油2000mg/L。（3）分流比分流比定义为富油相出口流量与水力旋流器处理量之比。当分流比变化时，动态水力旋流器的分离性能没有太大的变化。所以动态水力旋流器对分流比不敏感，故可在较小的分流比下进行操作。以减少富油相的再处理量：静态水力旋流器的分流比一般在5以下，与动态水力旋流器比较，需要处理的富油相量更多。（4）维护性能静态水力旋流器没有运动部件，基本不需要维护工作；动态水力旋流器设备结构复杂、制造成本高、维护工作量大，存在有动平衡和动密封问题，在底流出口附近易产生固体颗粒的聚积而形成污垢。当轴向速度较小时有可能出现堵塞现象14。2.3.4 动态水力旋流器的优缺点动态水力旋流器作为旋流分离技术的一个新的分支，具有静态水力旋流器所不具备的优点。它一方面使旋流分离技术提高到一个新的水平，另一方面为旋流技术的发展提供了新的思路。动态水力旋流器与静态水力旋流器相比，具有以下优点：（1）动态水力旋流器的旋流腔借助外部动力产生高速旋转，转速比静态水力旋流器高几十倍，油滴在旋流腔内授充分分离，极大地提高了旋流器的分离效率；（2）由于动态水力旋流器不是靠液体自身的运动造旋的，故对来液压力及流量的要求不严格，有利于现场操作；（3）旋流转速的提高，加大了不同相质的离心力差值，有利于密度差较小的两种不互溶液体的分离。当然，动态水力旋流器也存在以下缺点：（1）外壳转动，造成固体颗粒在边壁的积聚，易产生污垢；（2）结构复杂，外壳的转动必须依靠电动机等动力源15。2.4 主要物性参数和操作参数2.4.1 原油含水率查阅资料得到的原油含水率与分离效率之间的关系如图2-8。可以看出，随着入口含水率的升高，分离效率也逐渐升高；入口含水率超过80%时，分离效率达到90以上3。图2-8 原油含水率与分离效率的关系2.4.2 介质温度温度与分离效率之间的关系如图2-9所示。图2-9 温度与分离效率关系曲线可以看出，当温度在2070时，分离效率逐渐升高。这是因为升高温度使试验介质的粘度下降，油水界面张力下降，介质的流动性加强，有利于分离3。2.4.3 转筒转速不同处理量下的转筒转速与分离效率之问的关系如图2-10所示。一般认为，转筒转速较高时效率也高，这是因为流量一定时液流加快，转筒转速增高，油水介质的径向压力差越大，分离也越好。最高转速时，分离能力可达到最大，理论上效率应最高，但由于整个装置的人口压力及压力降急剧增加，振动加剧，因此此时效率达不到最高。此外，当转速过高时，旋转栅对分散相油滴乳化程度加大而难以分离，使分离效率下降。高转速还会使装置使用寿命及运行可靠性受到限制，增加运行成本3。图2-10 转筒转速与分离效率关系曲线2.4.4 处理量处理量即单位时间内通过水力旋流器的液体量的大小，即入口流量，通常用Q，表示，国际单位m3/h，表示每小时或每天的流量（m3）。对于固定结构的水力旋流器，其处理量是有限的，过高的处理量将会产生过大的压力损失，同时也使液体进入旋流器的速度过高，有可能使液滴破碎，不利十分离。处理量过低会使液流进入水力旋流器的流速大幅度下降，不能形成强度足够的涡流，对分离也是很不利的。因此，任何一台水力旋流器都有一个合理的处理量范围，即额定处理量区。实际应用要求额定处理量区越大越好，以利于适应现场工况的变化，具有更高的灵活性。实际运行时来自入口的液体将由溢流管和底流管排出水力旋流器，因此，根据物料平衡原理，应有下式成立。 （2-1）式中：溢流出口流量（即溢流量）；底流出口流量（即底流量）。如图2-11，入口流量在612m3/h分离效率逐渐增高； 入口流量10 m3/h效率随人口流量的增加而缓慢增高；人口流量在l013 m3/h离效率变化不大。确定合理流量区间为1013m3/h。高转速时，液滴剪切乳化程度增加，使分离效率下降；高流量时，液体在旋流腔速度加快，停留时间变短，不利于分离，而使分离效率下降。另外，流量过大会破坏动态水力旋流器内部流场的稳定性，使分离效率下降3。图2-11 入口流量与分离效率之间的关系曲线2.4.5 分流比分流比F定义为溢流量（出油量）占（入口总流量）的百分比，即 （2-2）式中：溢流量，；处理量，。分流比与分离效率之间的关系如图2-12。可以看出，分流比对分离效率影响不显著，分流比在812%时，分离效率达84%以上。分流比大小的确定与人口含油（含水）百分比有关。就本试验而言，目的是使溢流含水越少越好，因此在保证底流含油量尽可能少的前提下，分流比越小越好。因为当人口流量和转筒转速一定时，适当减小分流比，溢流流量相应减少，随溢流排出的水相应减少，人口所含的油尽可能多地都从溢流排出，因此分离效率得到提高3。图2-12 分流比与分离效率关系曲线本文设计的水力旋流器的物性参数和操作参数：介质温度为50，处理量为12，分流比为10%，转筒转速1460r/min。第3章 动态水力旋流器主要构件设计3.1 转筒参数化造型设计3.1.1 转筒长度L确定转筒参数主要包括转筒结构、内径以及长度，动态旋流器分离液的旋流强弱与其密切相关。转筒为两端带制口的直圆管结构，当其高速旋转时，D越大，切向速度也大，导致离心力增加，利于分离。L影响轻相介质向转筒中心的运移效果，L越大，混合介质在腔内存留时间越长，轻相介质向转筒中心运移越充分。当L长度足够时，能保证液流在腔内的分离时间为35s左右。D和L均会影响动态旋流器处理量16。若液滴在腔内的存留时间为T，则有： （3-1）式中：Q 处理量，；D 转筒内径，mm；L 转筒长度，mm；T 存留时间，s。处理量确定时，液滴的存留时间取决于转筒长度。转筒长度增加，混合液在转筒内存留的时间增加，使油滴有充分的分离时间，分离效果较好；但若转筒长度过长，则导致动力损耗加大，振动加强，反而影响分离效果16。利用数值模拟研究了转筒长度对分离效率的影响，结果表明：当转筒长度为2m时，分离效率最高，如表3-1所示。因此，转筒长度选取L=2m。表3-1 转简长度对分离效率的影响转筒长度/m分离效率%转筒长度/m分离效率%1.51.888.989.02.02.291.890.83.1.2 转筒内径D确定长径比K是指转筒长度L与其主直径D的比值。当D确定时，随L适当增加，混合液在转筒内存留的时间增加，使油滴有充分的分离时间，分离效果也就愈好。若L过长，则势必导致动力损耗加大、振动加强，反而影响分离效果。表3-2给出了转筒长径比对分离效率影响的部分数据。考虑到影响设备分离性能的各种因素，在设计时长径比一般应在1520间选取。额定处理量确定时，液滴的存留时间由L确定。动态水力旋流器的存留时间一般为38s17。故参考手册21，选取转筒内径D=110mm。=18.2 （3-2）K=18.2符合1520最佳值区间。将式（3-1）变形可得=5.69s （3-3）存留时间T=5.69s在38s内，故设计合理。表3-2 转筒长径比对分离效率的影响名称转筒长度L（m）转筒内经D（mm）长径比K平均分离效率G（%）H1H2H3H4H51.01.21.52.02.05090909514020131721497.396.598.998.296.63.2 旋转栅结构形式及参数设计3.2.1 旋转栅叶片数确定旋转栅位于转筒入口端，若单靠转筒内壁与液流间的摩擦使液流作高速旋转运动，则产生的旋流强度未必满足分离的要求。为使混合液获得足够的切向速度，本研究设计出了对进入转筒内液体起预加速作用的旋转栅。旋转栅固定于空心驱动轴轴向外端，是实现油水混合液旋转流动的关键部件。若旋转栅结构设计不合理，就会造成油水混合液中油滴的严重乳化，进而降低分离效率。基于理论分析和试验研究，优选出了叶片式和螺旋式两种结构形式。本文设计水力旋流器选用叶片式旋转栅。旋转栅对进入转筒内的液体起导流和预加速作用。叶片式旋转栅通过叶片对来液进行预加速，叶片个数过少，会导致转筒内流场分布不均；叶片个数过多，则使液流的过流面积减小，压力损失增加及液滴的剪切破碎程度加剧，不利于分离效率的提高。在转筒长度为2m的条件下，采用数值模拟方法对不同旋转栅叶片数对分离效率的影响进行研究，结果表明：随着叶片数的增加，分离效率先升高后降低；当叶片数为3时，分离效率最高，如表3-3所示17。表3-3 旋转栅叶片数对分离效率的影响旋转栅片数分离效率%旋转栅片数分离效率%2385.992.64591.889.8因此，选择旋转栅的叶片数3片，如图3-1所示。图3-1 旋转栅结构图3.2.2 旋转栅中心孔径选择旋转栅位于转筒入口处，起导流与预旋转加速作用，使分离液在旋流腔内迅速形成强涡流。三叶片旋转栅，见图3-1，流量Q，液体流过旋转栅的时间t，过流面积A。则计算式16为： （3-4）式中：L叶片长度，mm； d中心轴直径，mm；h叶片厚度，mm。当处理量一定时，旋转栅中心孔直径越小，则液体进入旋转栅的流速、压力及流体局部阻力损失也就越大。为避免过大的入口速度波动造成局部的阻力损失，一般要求旋转栅中心孔面积应稍大于旋转栅各流道面积之和；若旋转栅流道数越多，液流过流面积就会减小，也导致液体流动平稳性较差，压力损失及液滴的剪切破碎程度也会增加，将不利于分离16。前面已经选取D=110mm，因而试选取d=75mm，h=12mm。带入式（3-4），得： =4452 而，旋转栅中心孔面积= 4416 （3-5）式中：旋转栅中心孔面积，。可见，略小于A,符合最优设计。因而，中心孔径d=75mm合理。3.2.3 旋转栅叶片长度确定旋转栅的作用在于造旋，即使直线流动的液体转变成旋转流动的液体。栅片是后续旋转流场产生和流场稳定的实物载体，其直线长度直接影响液体的驱旋时间，但并不是栅片越长越好，栅片太长，虽然驱旋作用加强，但其间液流速度提高。高速液流是导致乳化的因素之一，高速运行时间越长，液流乳化越严重，因此需对栅片的直线长度进行优选设计17。若保证液体充分旋转，则液滴在旋转栅内必须有足够的存留时间，查阅材料13可知，液滴要得到充分旋转，则液滴至少要在旋转栅内转3周。则栅片长度计算有 （3-6）式中：液流的轴向速度，m/s； t 液流分子在旋转栅上的加速时间，s。其中：= （3-7）s （3-8） 将和t带入式（3-6）中，可得mm 由此可得，栅片长度至少为89.8mm。在转筒长度为2m，栅片数目为3的条件下，取栅片长度分别为100mm、95mm、90mm、85mm的旋转栅，通过数值模拟进行分离效率对比研究，结果表明：当叶片长度为95mm时，分离效率最高，如表3-4所示17。观察数值模拟结果不难发现，旋转栅叶片长度为100mm的分离效率与95mm时很接近，也有很高的分离效率，本文设计选用100mm长叶片。表3-4 旋转栅长度对分离效率的影响栅片长度/mm分离效率%栅片长度/mm分离效率%1009592.593.8908590.389.83.3 溢流嘴的结构设计及参数优选3.3.1 溢流嘴内表面设计首先建立收油结构的直圆管模型，该结构模型简单，其入口在流体力学中称为Borda孔。假如溢流嘴横截面积为过流面积，那么嘴壁入口处的流速不可能无限大。此时入液口有两部分液流在此处发生分离，形成入口的对称收缩现象16。为了能够获得较好的预期分离效率，收油内表面采用漏斗形锥面，获得的速度平面为扇形区域，这可缓解入口收缩现象。根据分析，当漏斗锥角为40时，收缩现象基本消除，流道畅通，有利于减小尺寸。溢流口有效直径常取314mm，实际应用中最多不应超过12mm，内锥面入口直径约取1018mm。本样机溢流嘴内表面形状及参数见图3-2，其中溢流口的有效直径取10mm，内锥面入口直径取18mm。图3-2 溢流嘴内表面形状示意图3.3.2 溢流嘴外廓结构设计 研究发现，其外表面同样有收缩现象，下面介绍解决的设计办法18,19。溢流嘴外表面主要作用是把油水从分界面分开并引导液流平稳过渡，避免产生剧烈的旋涡，以致破坏局部的流场稳定。研究此问题时，应考虑液流的分离现象。基于该思想，优选设计得到溢流嘴内外表面结构形式，见图3-3和图3-4。此方案的外锥面设计在稳定局部涡流方面较为理想。实践表明，其加工方便、经济合算，室内试验及现场应用效果很好16。 图3-3 溢流嘴外廓结构图3-4 溢流嘴实物图利用流体动力学知识，也可算出液流离开外锥面后形成的曲线方程。经过理论推导计算，得到它的流线方程为： （3-9）对于的流线，c=0，则有：y=0， 由此可知，的流线是由x轴与对称于x轴的一条曲线构成。此曲线为外椭锥体壁面。在x=0处，y=0；在x=d处，；在处，。该表面轮廓比较符合收油处的流线形状。可见，溢流嘴设计成漏斗形内锥面和外椭锥体外表面。是为了减小液流分离时形成的入口对称收缩现象。排油口直径大小不仅与入液含油浓度有关，而且会直接影响处理后油中含水或水中含油的分离指标。选取合适的溢流嘴结构形式、确定溢流嘴伸入到转简内的收油位置、使排油口直径与腔内油核直径大小相适应等问题很值得深入研究，而这又常与操作参数的控制、来液含油浓度及装置的振动等有关。目前解决该问题的办法是除了合理选取结构形式外，还需要有效地控制操作参数，保证排油区与排水区间有较高的压力降差值，以便油相介质能够顺利排出。排油口与排水口横截面面积关系的设计对分离特性有很重要的影响。该关系的优选设计较复杂，因为它不仅涉及入水口含油量、介质粘度、油滴粒径分布、油水密度差、温度等，而且与操作参数（如处理量、工作压力、转速、分流比等）关系密切。大量试验得到两者面积比值约为1/51/10。图3-5中操作条件为流量4.5m3/h，转筒长1m，内径为95mm，分流比15，溢流嘴直径为4.512mm时，有很好的分离效率，且效率稳定性较好，直径为610mm时分离效率更好。同时，发现在低转速和高转速时，对同一溢流嘴也能有较好的分离效率；但转速低于900r/min或超过2400r/min时，分离效率均有下降趋势16。图3-5 不同溢流嘴直径对分离效率的影响3.3.3 溢流嘴位置图3-6中溢流嘴直径为6mm，其操作条件及参数同图3-5，溢流嘴伸入到转筒内的位置选取收油端转筒连接端面为基准，获得的分离效率关系为，这说明改变溢流嘴位置的布置对分离效率也有一定的影响。溢流嘴直径为10mm时，情况与之相同；因此，溢流嘴的位置应在收油端转筒连接端面为基准的0mm处16。此外，改变溢流嘴位置需综合考虑操作参数的调节及其它因素（如共振等）的影响。图3-6 不同溢流嘴位置对分离效率的影响3.4 收油锥的设计动态水力旋流器排水端收油套结构形式为有收油锥和无收油锥两种。有收油锥主要目的是增加收油处流场的稳定和溢流嘴位置的灵活布置，以得到较好的分离效果，同时也可减缓大处理量的液力冲击，更好地保持低能耗。考虑支承及密封结构的可靠性与合理性，在排水端常采取渐缩式环形空间。为使旋流腔内的流场不因此结构的变化而产生较大的影响，应放置收油锥，且收油锥角不宜太大。对小型动态旋流器，建议可不用收油锥，因为直通式结构可能更利于腔内流场的稳定16。本文设计的旋流器油锥锥角选取9，如图3-7。图3-7 收油锥结构示意图3.5 单旋体需要的功率及电机的选择本文设计的水力旋流器，是通过螺钉固定在转筒上的旋转栅旋转，推动液流旋转，使液流得到足够的切向速度，从而实现对进入转筒内的液体起导流和预加速作用。旋转栅做功来增加了液流的动能，也就相当于，在旋流器已经工作的时候，传递给单旋体的能量主要用于液流动能的增加。由此，我们可以计算得到单旋体所需要的功率。假定，液流在进入旋转栅时的初速度=0。则：- （3-10）式中：Q 处理量，kg/s；D 转筒内径，m；d 旋转栅中心孔径，m；r 选取质点距中心的距离，m； 转筒角速度，rad/s； 液流在进入旋转栅时的初速度，m/s；其中，Q=12 =kg/s=3.33kg/s （3-11） rad/s （3-12）将Q和等各个参数带入式（1-10），则： = 84W 考虑到液流离开旋转栅，在转筒后段液流微观分子间的相互作用，外在表现为内部摩擦而会使切向速度有所减小，因此应适当放大旋转栅的功率。此处取系数K=1.5，则：W （3-13）值得注意的是，旋流器工作首先要使转筒旋转，然后才使混合液进入旋流腔。而在水力旋流器刚开始启动的时候，需要很大的功率才能将其带动起来，这部分主要靠带轮传递的转矩克服旋流体在摩擦副的摩擦阻力矩，主要是在滚动轴承处的摩擦。而在启动瞬间，滚动轴承处的摩擦认为不是滚动摩擦，而要比滚动摩擦大得多，可以认为是滑动摩擦，查表可得，有油的接触面摩擦系数为0.0600.10，此处取启动时摩擦系数为0.08。则： （3-14）式中：摩擦副直径，mm；摩擦系数；g重力加速度，取9.7；m单旋体旋转部分转筒的质量，kg。其中，对于单旋体部分转筒的质量，有 （3-15）式中：铸铁的密度，取8000； V转筒体的体积，m3。其中，V有 （3-16）式中：细转筒段的长度，m； 粗转筒段的长度，m； 细转筒段的外径，m； 细转筒段的内径，m； 粗转筒段的外径，m； 粗转筒段的内径，m。通过已选定转筒可知，=0.75m，=2m，=127mm，=99mm，=140mm，=110mm，带入公式（3-16）得再将V，带入公式（3-15），则有 再将m带入公式（3-14），可得kW 上下比较，不难看出：启动后所需的功率相比于启动时所需的功率非常小，由此可得，电机功率选择应该依照启动时进行选择。此时，单旋体所需功率为1.88kW。而本文设计的五台组合式动态水力旋流器，为了达到最好的功率传递效率，其位置在空间布置如图3-8。则：kW （3-17）kW （3-18）kW （3-19）式中：V带传动效率，0.920.97，此处取0.95； 第三、第二、第一级V带需要传递的功率。图3-8 五台单旋体在空间布置示意图所以电机选择功率应稍大于10.6Kw，转速为1460r/min。参考手册21中表9.2-6，选择三相异步电动机,型号Y160M-4，额定功率11kW，额定转速1460 r/min。3.6 V带传动设计及计算3.6.1 一级传动V带传动设计及计算（1）确定计算功率计算功率是根据传递的功率P和带的工作条件而确定的20 （3-20）式中：计算功率，kW；工作情况系数，取1.1；所需传递的额定功率，kW。其中，经查表可得，=1.1，代入式（3-20），有kW 已知，小带轮转速为1460r/min，根据图3-9，V带的带型选择为B型带（2）V带轮的基准直径及验算带速取传动比i=1，参考20中，普通V带轮的基准直径系列，选取大小带轮的基准直径mm。则带速： （3-21）式中：n带轮转速，r/s；将mm，n=1460r/min，带入式（3-21），有m/s 图3-9 普通V带选型图根据带轮设计准则，带速不宜过高或过低，一般应使=525m/s，最高不超过30m/s20。显然，以上选取符合设计要求。（3）确定中心距a，并选择V带的基准长度要确定V带长度，首先要初选其长度，在进行精确确定。根据水力旋流器整体结构，以及V带传动的总体尺寸的限制条件，初选中心距mm；则有： （3-22）式中：初选中心距所对应的带长，mm； 1348mm 实际中心距a有： （3-23）根据计算带长，由21中普通V带表，选择V带B型带标准的基准长度mm。代入式（3-23），有mm 考虑到带轮的制造误差、带长误差、带的弹性以及因带的松弛而产生的补充张紧的需要，常给出中心距的变动范围 （3-24）计算得：mm，mm。（4）验算包角为了保证带传动的工作能力，需要验算小带轮的包角。因为本文设计V带传动传动比i=1，因此带轮包角=18090，符合设计要求。（5）确定带的根数 （3-25）式中：包角修正系数； V带的基准长度系数； 单根普通V带额定功率的增量，kW。 单根B型V带传递的额定功率，kW。由mm和n=1460r/min，通过查表可得，=5.15kW。根据n=1460r/min，i=1和B型带，查20中表得=0。查表得，；，带入式（3-25），于是 取3根。（6）确定带的初拉力 （3-26）式中：q带的单位长度质量，kg/m。查文献20表可得，q=0.18kg/m。则有： =238.4N 因此，选定一级传动带的初拉力N。3.6.2 二级和三级传动V带传动设计及计算为方便加工及良好互换性，二级和三级传动也采用B型V带，传动比i=1，故而二级和三级带轮的基准直径也均相同，mm；中心距也与一级传动相同，mm；带长mm。只有二、三级传递带的根数和最小初拉力与一