轴流式气液旋流分离器内气相流场的数值研究

第23卷第5期高校化学工程学报No.52021年10月JournalofChemicalEngineeringofChineseUniversitiesOct. 2021文章编号：1003-9015(2021)05-0748-08轴流式气液旋流别离器内气相流场的数值研究金向红1,2, 金有海1, 王建军1, 王振波1(1.中国石油大学(华东)多相流实验室, 山东东营257061;2.安徽理工大学化工学院,安徽淮南232001)摘要：应用RSM湍流模型对内径100mm的轴流导叶式气液旋流别离器内气相流场进行了数值研究，计算得到的气流时均速度分布和压力分布与实验测量结果根本吻合。根据别离器内气相流动分布的特点可知：(1)气流旋转强度与导向叶片出口角有关，出口角越大，切向速度越小；(2)排气管下口区域存在明显的短路流分布，容易卷吸夹带液滴进入排气管逃出，造成别离效率下降；(3)排气口和排液口附近的区域气流湍流脉动强度高，容易造成液滴破碎，直径减小，从而影响别离效率。以上研究结果为轴流导叶式气液旋流别离器的结构优化，进一步提高别离性能奠定了根底。关键词：气液旋流别离器；流场；数值模拟；LDV中图分类号：TQ051.84；TQ028.24 文献标识码：ANumericalSimulationofGas-PhaseFlowFieldinanAxialFlowTypeGas-LiquidCycloneSeparatorJINXiang-hong1,2, JINJian-jun1, Zhen-bo1(1.InstituteofMultiphaseUniversityofPetroleum(EastChina),Dongying257061,China;CollegeofChemicalEngineering,AnhuiUniversityofScienceandHuainan232001,China)Abstract:TheReynoldsStressmodel(RSM)wasusedtosimulatethegasflowinanaxialguide-vanegas-liquidcycloneseparatorwithdiameterof100mm.ThenumericalresultsofthetimemeangasvelocitydistributionandpressuredistributionareingoodagreementwiththeexperimentaldatameasuredbyLaserDopplerVelocimeter(LDV)andpressuremeasuringprobe,respectively.Accordingtothegasflowdistribution,thefollowingpointswerefound:(1)Therotationintensityofgasflowinthecycloneisrelatedtotheoutletangleoftheguide-vane.Theguide-vanewithbiggeroutletanglewillcauseasmallergastangentialvelocityinthecycloneandreducethegasflowrotationintensity;(2)Thereisastrongshort-cutflowbelowtheexitregionofthegasdischargetube,whichmakestheliquiddropleteasiertobecarriedoutfromthegasdischargetubeandreducestheseparationefficiency;(3)Thegasturbulentfluctuationisveryhighintheregionsofliquiddischargeandgasexit,whichiseasiertobreaktheliquiddropletandcausesabadseparationperformance.Thisworkcouldofferabaseforthestructureoptimizationoftheaxialguide-vanecycloneseparatorandimprovingitsseparationefficiency.Keywords:gas-liquidcycloneseparator;flowfield;LaserDoppler1引言轴流式旋流别离器在气液非均相体系的别离过程中应用非常广泛[1]，尤其是组合为多管并联使用时，具有效率高，压降低，处理量大的优点，典型的应用是在天然气长输管线中天然气的净化工艺。由于受气-液两相流体力学开展的限制，对于气-液旋流别离技术，以前进行的大局部工作都是基于工程应用的试验研究[2~3]。即根据不同的要求开发研制不同结构的气-液旋流别离器，并对其别离特性进行实验测量和性能分析。而气液两相流动与别离的根底研究偏少，对于旋流器内部流场结构特性的研究，也多集中收稿日期：2021-09-04；修订日期：2021-01-30。作者简介：金向红(1965-)，男，河南驻马店人，安徽理工大学副教授，中国石油大学博士生。通讯联系人：金向红，E-mail：于气-固旋风别离器和液-固水力旋流器[5~14]，使得气-液旋流别离器的工程设计往往带有很大的经验性成分，无法适应工艺条件的变化，还没有完全发挥出这种别离器的优点与潜力。旋流器内部流动主要是紊流状态下的三维强旋流，气液两相的别离过程是旋流场中液滴离心沉降和碰撞聚结、破碎的复合过程。目前，试验和经验的方法开发设计高性能的气液旋流别离器，难以详细了解旋流器内部的流动特性，而且费时耗财。本研究利用计算流体力学软件Fluent，采用各相异性的RSM模型，对轴流式气液旋流器内部气相流场进行数值模拟计算，同时采用美国TSI公司生产的多普勒激光测速仪LDV对旋流别离器内流场进行测量。将计算和试验结果进行了比照，结果显示选择适当的初始条件和边界条件，RSM模型能够很好的预测轴流式气液旋流器内部的时均流场和压力场，满足我们进行气液旋流别离器开发、优化设计的需要。2 实验装置与测试方案流场测定实验装置如图1所示，由旋流别离器、抽测量系统(五孔探针)、管道测量系统等组成。轴流导叶式气液旋流别离器采用Dn100径均为60mm，旋流器全部采用有机玻璃制成。为研究导叶出口角度α对流场的影响，选择α=25º和α=30º两种结构进行试验。流场测量时沿别离器轴向选择了10个测量截面，分别在排气芯管与筒壁间的环形空间(Z1、Z2截面)，别离

图1气液旋流别离器流场测定试验装置Fig.1Experimentalequipmentsexhaustfan 2.pitottube3.cycloneseparator4.airreservoir5.aerosolproducer6.laserprobe 7.LDV截面)，以排气管出口的轴心设为试验坐标原点，轴向向上为正坐标(z>0)，向下为负坐标(z<0)。本试验采用后向散射式二维激光测速系统，只对切向和轴向速度进行了测量。然后，采用五孔探针对各断面的静压力进行了测定。3RSM模型RSM模型是通过直接对Reynolds应力建立微分方程式，并对连续性方程、动量方程、雷诺应力方程以及湍动能方程建立的方程组进行求解。ui0

(1)动量方程：u

(uu) p

u uij i ij ij

[( j i)(uu

(2)xj

xj

xjReynolds应力方程：

)

(3)ij ij式中，方程左边第一项为瞬态项，Cij为对流项，Dij为湍流扩散项，为分子粘性扩散项，Pij为雷诺剪应力产生项，ij为压力应变项，ij为粘性耗散项。在上式各项中，Cij、DL,ij、Pij均只包含二阶关联项，不必进行模化处理。DT，ij、ij、ij包含有未知的关联项，需模拟为表示的式子，才能完成对雷诺应力输运方程的封闭。式中各项的模化方法、计算参数选择及湍动能方程参考文献[2~6]。4 旋流器的物理模型和网格划分数值计算模型与LDV流场测量试验用的轴流导叶式旋流别离器完全相同。旋流器计算进口选择排气管外的环形截面，入口气流轴向向下。为了保证出口尽量满足充分开展的流动条件，选取了较长的排气管长度，物理模型见图2。对α=25º和α=30º两种结构进行计算。的方法，将整个模型分成十四局部：8片导叶分成8个空间分别生成网格)、导叶出口的环形空间、别离空全部采用cooper

图2气液旋流别离器的物理模型Fig.2Physicalmodeling

图3气液旋流别离器的计算网格Fig.3Computationalgridoftheseparator的疏密程度也不同，壁面区域以及流动复杂和速度梯度较大的地方网格进行了加密，而考虑到集液槽内流动速度梯度相对较小，网格相对稀疏。别离器网格划分情况见图3所示。两种结构采用了相同的网格划分方法，整个别离器14个局部共生成431430单元。5 初始条件和边界条件5.1 初始条件和算法选择本研究是采用RSM湍流模型求解瞬态时雷诺应力方程，数值计算的流动状态保持与LDV试验的条件一致，计算坐标选择与LDV测定时相同，操作温度15℃，流体介质为空气，密度＝1.23kgm3，动力黏度＝1.78×105kgm1s1，为提高计算速度，同时保证计算的稳定性，计算过程分三步进行：1)首先在稳态条件下，采用RNGK-湍流模型，SIMPLE算法，绝对稳定的一阶迎风格式，设定收敛条件，对流场进行计算,计算收敛时形成初步的涡旋流场。2)以RNGK-模型计算流场作为初始条件，用RSM湍流模型SIMPLE间离散格式采用QUICK格式，压力差部格式采用PRESTO格式。计算至一定程度时，旋流器内开始初步形成Rankine涡流场结构。3)以稳态RSMRSMURAND。对于瞬态问题PISOPISOQUICK格式。对于非定常计算，时间步长的选取会影响计算结果的精度，时间步长可用式txminu中xmin为最小网格尺寸，本研究中：xmin0.66mm；u为流场时均速度，这里近似取计算入口流速：u5.86ms1，计算得：t1.1104s，计算时间步长选择1×104s。5.2 入口边界条件流场数值计算从进口截面开始，旋流器进口截面选择排气管外的环形截面，进口边界类型采用速度进口(VELOCITY-INLET)，采用垂直于进口截面的轴向进料。初始计算入口处的湍流强度K和3湍动耗散率ε可通过以下公式计算[7~11]：

Iu'/u0.16Re

1/8

；k3uI2；

C4k 3 22 lu'和u分别是湍流脉动速度与平均速度，Re 为按水力直径D计算得到的入口雷诺数，按由式HDRe DHuin

计算得到。其中l为湍流特征尺寸，l0.07DH，C为经验常数，约为0.09。计算得到入口边界条件为uinu5.86ms5.3 出口边界条件DHD

1.231040.05m2sm2s

3。动的位置，计算排气管长度取排气管内径的10倍，在这里，流动充分开展，该面上的所有变量(除压力外)沿法向上的梯度为0，即/z0，式中，为u、v、w、k、等变量，z为出口截面法向，这里为轴向。5.4 固体壁面边界条件计算模型采用无滑移边界，假设为光滑外表。由于在靠近固体壁面的区域内，流体流速较低，处于层流状态，层流底层的粘性作用占优，而湍流扩散相对减弱,因此高雷诺数下的湍流输运方程已不能严格有效,在FLUENT中，近壁处用标准壁函数来计算[2~7]。6 RSM模拟结果及其与试验数据比照6.1 时均速度的数值模拟结果及其与LDV实测值比照图4、图5、图6是α=25º，Q＝70m3h1时，数值计算得到的t=0.8837s时旋流器内过轴线纵剖面(x=0)的切向、轴向和径向速度云图。 图4RSM模拟纵剖面(x=0)切向速度分布云图Fig.4Tangentialvelocityprofilesintheseparator(x=0)

图5RSM模拟纵剖面(x=0)轴向速度分布云图Fig.5Axialvelocityprofilesintheseparator(x=0)图4显示，旋流器内的切向速度分布是轴对称的。在别离空间和集液槽内，切向速度呈现由内旋流的准强制涡和外旋流的准自由涡组成的Rankin涡，在内外旋流的交界处，存在一个最大切向速度，最大切速度值沿轴向向下几乎不变，略有衰减，最大切速度的位置在排气管的出口边缘内侧，在筒节段，最大切速度位置沿轴向向下几乎不变，略小于排气管内径，而进入锥段，最大切速度点沿轴向向下向轴心靠拢，在别离空间最大切速度面与筒体结构近似呈管锥形。集液槽内切向速度要低于别离空间，但数值仍然较大，且最大切向速度位置更接近于轴线。在进口的环形空间，切向速度除了在壁面附近因黏滞内层影响而较小外，其它部位接近于均匀分布。排气管内的切向速度呈完全的准强制涡，切速度随半径而增大。图5显示，流场内的轴向速度分布呈轴对称。在别离空间和集液槽内轴速度由内侧的上行流和外围的下行流组成，轴心处轴速度约为0，上下行流的交界处有一个零轴向速度包络面状相似。轴速度沿轴向向下略有衰减。别离空间最大轴速度位于排气管的出口边缘内侧，与最大切速度位置接近。集液槽内轴向速度远小于别离空间。环形空间是较大的下行轴速度，边壁处存在速度梯度，呈凹形。排气管内轴向速度全部向上，轴心附近接近于0，沿径向向外逐渐增大，管壁附近最大，分布趋势与切向速度的相同。图6显示，整个旋流器流场径向速度都很小，但分布非常复杂。从图中可以看到，在排气管壁的正下方有一个比拟大的负径向速度(负值说明指向轴心)，这个较大的向内的径向速度导致局部流体由环形空间出来径向向内流向排气芯管，不参加离心别离直接从排气管排出，即所谓短路流，短路流将会大大降低旋流器的别离效率，模拟结果显示了旋流器内有一个比拟大的短路流。图7是别离器上部排气管出口附近区域径向速度矢量图，图中清晰的显示了气液旋流器别离实验观察和理论推测得出的短路流现象。 图6RSM模拟纵剖面(x=0)径向速度分布云图Fig.6Radialvelocityprofilesintheseparator(x=0)

图7排气管附近区域径向速度矢量图Fig.7Flowfieldintheupperpartoftheseparator(y=0)通过图6还可以看出，在别离空间，排气管的下方轴心处一侧具有正(向外)径向速度，而另一侧却有负(向内)径向速度；再向下，轴心处有向外的径向速度，而其它部位有较小的向内的径向速度。因此可以认为，在别离空间由于离心力作用，液滴径向向外迁移，与流体的径向速度相反，这将使液滴的碰壁动能降低，导致液滴碰壁后不是沉积铺展而是反弹，且局部随流性较好的小液滴会径向进入内旋流，不利于液相别离。图中显示，当流体从集液槽进入别离空间时，筒体出口的外围有一个较大的正径向速度，这个径向速度将会增大进入集液槽的液滴的碰壁动能，使液滴与集液槽壁碰撞后沉积铺展并形成液膜而别离，是有利于液相别离的，我们的实验也证实了对于液滴粒径比拟小的稀相别离，主要是液滴在集液槽内的碰壁别离；在排气管内，除了排气管的入口处有一个较大的正径向速度外，其它部位呈现了明显的不对称性，沿轴线一侧是正径向速度，而另一侧是负径向速度，当然，这可以通过质量守恒法那么来解释。可以 35

35

5

Z4=-85mm看出，旋流器 30

30Z2=Z2=10mm RSM/251内径向速度较251内径向速度较25LDV25RSM/3025小，但分布非20LDV3020常复杂，且严1515重影响旋流器1010的别离性能。55ut/s1ut/s1ut/s为评估RSM模型对旋

00 10 20 30 40 50r/mm

00 20 30 40 50r/流器内流场数 35值计算的准确 30

3530

RSM/25LDV/25

Z10=-425mm性，将计算结1−s1−s⋅m/tU

25 RSM/

30果与实验值进行比照，由于试验采用二维激光测速系统，只对切向和轴向速度进行了测量。图

ut/ut/s1-05m 01510500 20 r/mm

LDV/30utut/s11510500 10 20 30 40 50 60 70 80r/mm9分别列出了旋流器导

图8切向速度RSM模拟和LDV实验结果比照Fig.8ComparisonofthetangentialvelocitypredictedbytheRSMmodelatvariousstations,withexperimentaldata叶角度25º、30º，流量70m3h1时，Z2(环形空间)、Z4、Z8(别离空间)和Z10(集液槽)四个截面切向速度和轴向速度的数值计算结果与LDV实测值。比照结果显示，通过求解瞬态RSM模型预测的各截面切向和轴向速度与LDV实测值根本吻合。说明RSM模型能够较为准确地预测旋流器内时均速度分布。通过图8、图9还可以看出，当流量一定时，旋流器内时均流场分布受导叶角度影响很大，导叶角究显示，切向速度是旋流别离的主动力，切向速度越大，液滴受到的离心力越大，越利于两相别离。而轴向速度越大，越利于保持流动的稳定性并增大液滴在旋流场内的停留时间，过低的轴向速度会导致旋流场内涡旋强度沿轴向的的迅速衰减以及降低液滴在旋流场的停留时间，也会降低别离效率。因此，要保证旋流器的别离性能，必须选择适当的导叶角度。2=0m4=5mSSuzuz/s1uzuz/s1

0 r/

0 r/mm15Z8=-30510

15Z10=-425mm10uzuz/s1u/u/s1zRSM/25z

-5 300 r/

0 0 50 r/图9轴向速度RSM模拟和LDV实验结果比照Fig.9ComparisonoftheaxialvelocitypredictedbytheRSMmodelatvariousstationswithexperimentaldata6.2 脉动速度的数值模拟结果及其与LDV实测值的比照图10、图11和图12是导叶角度25，流量70m3h1时，RSM模型非定常计算得到的t=0.8837s时过轴线纵剖面(x=0)的切向、轴向和径向脉动速度分布云图。 图10RSM模拟纵剖面(x=0)切向脉动速度分布云图Fig.10Fluctuatingvelocityprofilesinthe=0)

图RSM模拟纵剖面(x=0)轴向脉动速度分布云图Fig.11Fluctuatingaxialvelocityprofilesintheseparator(x=0)图中显示，旋流器内切向、轴向和径向脉动速度分布情况根本相同，最大脉动速度区域在筒体进入集液槽的出口和排气管的出口处，这说明排气管和筒体几何尺寸突变对流体湍流强度的干扰非常严重，而最小脉动速度区域在流体进出口和集液槽的上部，其他部位的脉动速度速度分布趋于平稳。但是，旋流器内各部位脉动速度的分布趋势并不相同，不同方向的脉动速度在各部位的分布规律是不同的，而相同方向的脉动速度在不同部位的分布规律也相差很大，说明旋流器内各部位湍流强度分布非常复杂。数值计算结果显示，旋流器内各部位的切向、轴向和径向脉动速度值属于同一数量级。将RSM模拟计算得到的脉动速度与LDV实测值比照发现，在同一截面上二者相差较大，这是因为湍流运动的脉动速度即脉动均方根速度是一个统计结LDV的测量中，是按照每个测量位置处所设定的采样次数(一般为1000次)作统计平均得到的。而在Fluent中，程序会自动记录每一时间步长得到的瞬时算的脉动均方根速度很难在同一条件下进行比拟，二者的差异自然比拟大。图13是RSM模拟Z7截面湍流脉动的均方根速度计算值和LDV实测值。图中显示，实验测得的脉动速度分布，在轴心附近较大，沿半径增大逐渐降低并趋于平缓，接近于壁面处，受筒壁干扰又逐渐增大，呈凹形分布；而RSM数值计算结果，这种分布现象并不明显，与实测值差异很大。由此可以看出，采用RSM模型预测旋流器内的湍流特性还存在一定的偏差，需对其进行进一步的修正和完善。6.3压力场的数值模拟结果及其与实测值的比照

图12RSM模拟纵剖面(x=0)轴向脉动速度分布云图Fig.12Fluctuatingradialvelocityprofilesintheseparator(x=0)RSMRSM/u,RSM/u,LDV/u,LDV/u,Z7=-250mmuiui/s1100 10 20 30 40 50r/mm图13RSM模拟脉动速度与LDV比照Fig.13ComparisonofthemeasuredfluctuatingtangentialandaxialvelocitywiththosepredictedbyRSMmodel(z=250mm)图14RSM模拟纵剖面(x=0)压力分布云图Fig.14Staticpressureprofilesintheseparator(x=0)本研究采用五孔探针对旋流器内的压力分布进行了测定，并将实验数据与数值计算值进行比照。以验证数值计算的可靠性。图14是导叶角度25o和流量70m3h1t=0.8837s时过纵剖面的静压力分布云图。图中显示，旋流器内的静压力分布具有轴对称性，受强旋转离心力场的作用，中心压力比外部区域低，流场中轴心处压力为负，而外围压力为正；整个流场最大正压力在流体进口处，沿轴向向下，压力越来越低，最大负压力在集液槽底部的轴心处。图15是Z4和Z10截面静压力分布的五孔探针实测值以及RSM数值计算结果。由于数值计算采用的是压力差而非绝对压力，本研究数值计算的边界条件采用了速度进口和流动出口，出口轴心处压力接近于0，而实验采用了负压操作，所以要将试验数据进行修正。通过比照可以看出，五孔探针测得的静压力数值与数值计算结果有一定的差异，轴心处实验压力高于计算值，而外部实验压力值要低于计算值。但数值模拟预测的应力分布趋势与试验结果非常一致，数据的差异很大局部有可能是实验误差导致的，因此RSM模型能较准确的预测旋流器内的压力场分布。500

RSMPP/Pa0

Z4=-85mm300PP/Pa1000-100

Z10=-425mm0 r/

-2000 r/图15静压力RSM数值模拟与五孔探针实验数据比照Fig.15ComparisonofthestaticpressurepredictedbytheRSMmodelatvariousstationswithexperimentaldata7 结 论(1)RSM湍流模型能够比拟准确预测轴流式气液旋流器内的气相时均速度场和压力场分布；(2)别离器内气流旋转强度与导向叶片出口角有关，出口角越大，切向速度越小；(3)排气管下口区域存在短路流，容易卷吸夹带液滴造成别离效率下降；(4)旋流器内湍流强度分布非常复杂，而且受几何结构影响比拟严重，排气口和排液口附件的区域气流湍流脉动强度高，造成液滴破碎，直径减小，从而影响别离效率。参考文献：[1]HoffmannAC,SteinLE.GasCyclonesandSwirlPrinciples,DesignandOperation[M].NewSpringer,2007.[2]MovafaghianS,Jaua-MarturetJA,MohanRSetal.Theeffectsofgeometry,fluidpropertiesandpressureonthehydrodynamicsofgas-liquidcylindricalcycloneseparators[J].InternationalJournalofMultiphaseFlow,2000,26:999-1018.[3]ArpandiI,JoshiAR,ShohamOetal.Hydrodynamicsoftwo-phaseflowingas-liquidcylindricalcycloneseparators[J].SocofPetreEng,1996,1(4):427-436..[4]HoekstraAJ,DerksenJJ,DenAkkerHEA.Anexperimentalandnumericalstudyofturbulentswirlingflowingascyclones[J].ChemicalEngineeringScience,1999,54(13):2055-2065.[5]DerksenJJ.Separationperformancepredictionsofastairmandhigh-efficiencycyclone[J].AIChE,2003,49(6):1359-1370.[6]MurphyS,DelfosR,PourquiébMJBMetal.PredictionofstronglyswirlingflowwithinanaxialhydrocycloneusingtwocommercialCFDcodes[J].ChemicalEngineeringScience,2007,62(6):1619-1635.[7]WangJunye.Modellingofstronglyswirlingflowsinacomplexgeometryusing