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1、第 21 卷第 9 期2021年 9月过 程 工 程 学 报The Chinese Journal of Process EngineeringVol.21 No.9Sept. 2021Analysis on gas-phase flow characteristics in multi-spiral gas-liquidvortex separatorPeng ZUO,Xiuying YAO*,Chunxi LU*State Key Laboratory of Heavy Oil Processing, China University of Petroleum, Beijing 10224
2、9, ChinaAbstract: In the Fischer-Tropsch synthesis process,light oil with high temperature is cooled to light oildroplets and non-condensing gas. Gas-liquid (or gas-droplet) separation and operation stability are directlyrelated to both the stability and long period running ofproduction process. Due
3、 to its structural complexity,fluid short circuit and wax jams, Fischer-Tropschcycle heat exchanger is difficult to meet the industrialrequirements. Hence, a multi-spiral gas-liquid vortexseparator with simple structure, low pressure drop andbig separation capacity was designed by drawing thesuper-v
4、ortex quick separator from gas-solids system.The CFD method was used to study the gas-phaseflow field distribution characteristics in the MSGLVS. According to its structural characteristics and pressuredistribution, the separator was divided into feed pipe zone, spiral arm zone, annular zone and sep
5、aration zone. Thesimulation results showed that more than 60% of the total resistance loss of gas flow existed in the spiral arm.Discharged from the spiral arm, the gas was separated into three streams. One was upward counterclockwise gasalong closure cover, another was corresponding downward gas an
6、d the others was upward clockwise gas in theregion between spiral arm and feed pipe. Transverse vortices with zero axial velocity increased the pressure drop andliquid entrainment in the annular zone. The maximum tangential and axial gas velocities were kept at |r/R|=0.972 inthe annular zone and the
7、 rotation angle of upward-flowing gas was always at 37.43 relative to the vertical direction,which demonstrated the good stability of separator. In the separation zone, there was a clear interface betweenupward and downward axial velocities. The tangential velocity conformed to the distribution of R
8、ankine vortex alongthe radial direction, which was beneficial to the separation between gas and liquid phases. All tangential and axialvelocities at different positions had a good linear relationship with the inlet gas velocity. The tangential velocities at|r/R|=0.893 (in the spiral arm zone) and 0.
9、972 (in the annulus zone ) were most sensitive to inlet gas velocity.Key words: gas-liquid separation; centrifugal separation; gas flow field; numerical simulationModelingOverall flow characteristicsLocal flow characteristicsGas-Liquid Vortex Separator（GLVS）Contour and StreamlineGrid graphStreamline
10、 diagramVectorAnnulus zoneSpiral arm zoneSeparation zonePressure Flow stateTangential and axial velocityFeed pipe zone流动与传递DOI: 10.12034/j.issn.1009606X.220277收稿：2020-08-24，修回：2020-09-29，网络发表：2020-10-29；Received: 2020-08-24, Revised: 2020-09-29, Published online: 2020-10-29基金项目：国家自然科学基金资助项目(编号：U1862
11、202)；国家自然基金资助项目(编号：21706280)作者简介：左鹏(1996-)，男，新疆维吾尔自治区克拉玛依市人，硕士研究生，化学工程与技术专业，E-mail: ；通讯联系人，姚秀颖，E-mail: ；卢春喜，E-mail: .引用格式引用格式：左鹏, 姚秀颖, 卢春喜. 多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析. 过程工程学报, 2021, 21(9): 10421053.Zuo P, Yao X Y, Lu C X. Analysis on gas-phase flow characteristics in multi-spiral gas-liquid vortex separato
12、r (in Chinese). Chin. J. ProcessEng., 2021, 21(9): 10421053, DOI: 10.12034/j.issn.1009606X.220277.第 9 期左鹏等：多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析左 鹏， 姚秀颖*， 卢春喜*中国石油大学(北京)重质油国家重点实验室，北京 102249摘要：为考察费托合成过程中用于油气分离的新型多旋臂气液旋流分离器内气相流场分布特性，明晰离心分离效果，采用RSM湍流模型对分离器气相流场进行模拟研究，所得压降与实验数据吻合较好，表明该模型适用于模拟该分离器。根据结构特点
13、和压力分布特性，将分离器划分为四个区：进料管区、旋臂区、环隙区和分离区。结果表明，气体流经旋臂时运动方向改变产生的阻力损失占总阻力损失的60%以上；经旋臂排出后气体分为三股，即沿封闭罩逆时针上行流和下行流，以及沿旋臂与进料管之间区域顺时针上行流；环隙区轴向高度1.472 m，周向位置45, 135, 225, 315附近形成轴向速度为零的横向旋涡，同时气体在环隙区内径向位置|r/R|=0.972处出现切、轴向速度的最大值，且运动角度均稳定维持在37.43附近；分离区内上下行流界限清晰(位于|r/R|=0.854)且切向速度符合Rankine涡结构，拟合得到平均准自由涡旋涡指数n=0.697；旋
14、臂附近区靠近外侧壁面处(|r/R|=0.893)和环隙区内|r/R|=0.972处的切向速度均对入口气速的变化较敏感。关键词：气液分离；多旋臂离心分离；气相流场；数值模拟中图分类号：TQ529.2文献标识码：A文章编号：1009-606X(2021)091042121前 言费托合成是以煤、 天然气和生物质为原料生产清洁燃料和其他高附加值化学品的重要工艺过程1。费托合成路线符合我国缺油、 少气、 煤相对丰富的化石资源分布， 同时对缓解油品短缺、 保障能源战略安全具有重要的现实意义。在费托合成工艺中高温轻质油气经降温后形成轻质油液滴和不凝气， 二者之间的气液分离是烃类混合物油气两相分离的重要过程，
15、 其分离效果直接关系后续生产工艺的稳定性和产品的经济性。早期的工艺过程中， 换热和气液分离过程分别由换热器和分离器2实现的， 存在占地面积大、 投资成本高等问题。因此， 有学者将换热和分离功能合二为一提出了循环换热分离器3,4。循环换热分离器在运行过程中由于气液分离部分存在着结构复杂、 热流体短路、 多孔板和丝网结蜡堵塞等问题， 严重影响装置长周期运行， 因此， 开发一种新型高效稳定的气液分离器对气液分离部分进行替代十分必要。周闻等5将气固分离领域内具有卓越分离性能的VQS (Vortex Quick Separator)6-8和SVQS (Super-vortexQuick Separato
16、r)9-11多旋臂分离器的分离理念移植到气液两相流分离， 采用了类似的旋臂式设计， 使气液两相经过旋臂时产生极大的切向速度， 强化了离心分离机理， 研发出了应用于气液两相流分离的多旋臂气液旋流分离器(GLVS)12， 并在此基础上对其结构进行了优化。相比于由丝网、 波纹板、 均气板组合而成的传统气液分离形式， 多旋臂气液旋流分离器(GLVS)具有结构简单、压降更低、 处理量更大等优点， 具有很高的工业应用前景。对气液分离器性能的研究方法包括实验和CFD方法。实验方法由于受测试手段和测试条件限制， 多数工作还仅限于对宏观流体力学特性的观察和测定， 要进一步深入研究更为细致的多相流流动规律， 如气
17、液两相间相互作用力和各相流体运动速度分布， 现今的基本测试手段都很难解决13。随着计算机的普及及计算能力的不 断 提 高 ，基 于 数 值 计 算 的 计 算 流 体 力 学(Computational Fluid Dynamics, CFD)方法正在改变传统的工业过程设计方法14。这种数值方法通过建立各种条件下的基本守恒方程(包括质量、 动量及能量等)， 结合一些初始和边界条件， 加上数值计算理论和方法， 从而实现对真实过程的详细预报15-17。将数值模拟的方法应用于气液分离器性能的研究中， 能更直观清晰地对装置内部气液两相流场、 浓度场等进行精确详细的全局分析， 对分离器的设计与优化、 放
18、大及控制十分必要。多旋臂气液旋流分离器的内部流场是三维、 强旋转湍流强度、 复杂的流场， 同时存在流体旋转和流线弯曲、回流等现象， 内部湍流具有强烈的非均匀性和各向异性的特点， 与旋风分离器有着相似之处18， 因此前人对旋风分离器数值模拟研究工作可供借鉴。胡王乐元等19采用雷诺应力模型对蜗壳式旋风分离器内三维强旋湍流流动进行了数值模拟， 发现在分离空间和灰斗空间模拟值与实测值吻合较好， 在环形空间内模拟值与实测值1043过 程 工 程 学 报第 21 卷接近， 且此部分流动有明显的非轴对称性， 表明了数值模拟结果的合理性。吴小林等20通过对旋风分离器内部进行数值模拟， 发现其内部存在旋进涡核现
19、象， 并且进一步在旋风分离器中加入了稳蜗杆， 从而抑制了旋进涡核的摆动频率和幅度。前人研究发现， 在多相流分离过程中对气相流场的研究至关重要。王建军等21发现在旋风管的内旋流区，涡旋的尺度较小， 湍流强度高， 是主要的湍流能量耗散区， 而在外旋流区则正好相反； 蔡香丽等22发现旋风分离器的气相旋转流场对颗粒的分离过程有重要影响， 表现为速度和压力随时间的低频高幅脉动变化， 由此造成了流动参数的脉动和湍流强度的急剧增大。在多旋臂气液旋流分离器内部虽然是两相分离过程， 但液滴在其中属于稀疏相， 液滴的碰撞、 破碎及其运动状态在很大程度上受到气相流场的影响和制约。因此， 详细分析其内部的气相流场特征
20、， 有助于深入了解分离器性能， 为分离器的结构优化和工业应用打下基础。本工作采用数值计算方法模拟多旋臂气液旋流分离器内部的气相流场， 获得流场分布规律， 同时基于分离器的结构特点和流场内压力分布规律对分离器进行区域划分， 进一步详细分析各区域内气流的速度矢量及切向速度、 轴向速度的分布， 以期为进一步优化分离器的结构与工业应用提供借鉴。2计算模型及验证2.1 计算模型由于雷诺应力模型(RSM)没有使用各向同性假设，直接对雷诺时均Navier-Stokes方程中的湍流脉动应力建立微分方程， 可以准确模拟流线型弯曲、 旋涡、 旋转和张力快速变化等流动带来的影响23， 与分离器内部流场规律相符， 因
21、此选择雷诺应力模型(RSM)为湍流模型模拟计算多旋臂气液旋流分离器内的气相流场。控制方程24,25如下：连续性方程：t+xi(-ui)=0(1)动量方程：t(-ui)+xj(-ui-uj)=-pxi+xj(-uixj- - -uiuj)(2)式(1)(3)中，ui为瞬时速度分量，-ui为平均速度分量，xi为空间位置，- - -uiuj为雷诺应力分量， 下角标i, j, k=1, 2, 3，-p为平均压力， 为流体密度， 为流体动力黏度， t 为时间。雷诺应力模型运输方程：t(- - -uiuj)+xk(uk- - -uiuj)=Dij+Pij+Gij+ij-ij+Fij(3)其中，Dij=-x
22、k- - - -uiujuk+- - - -p(uijk+ujik)-xk- - -uiuj(4)Pij=-(- - -uiujujxi+ujukujxi)(5)Gij=-(gi- - -uj+gj- - -ui)(6)ij=- - -p(uixj+ujxi)(7)ij=2(- - - - -uixkujxk)(8)Fij=-2k(- - -ujumikm+- - -uiumjkm)(9)式中， Dij为扩散项， Pij为应力产生项， Gij为浮力产生项，ij为压力应变再分配项，ij为离散项， Fij为旋转系统产生项。湍动能方程和湍动能耗散率方程为t(k)+xi(kui)=xi(+uik)kx
23、j+12(Pii+Gii)-(1+2M2t)(10)t()+xi(ui)=xj(+uik)xj+12C1(Pii+G3Gii)k-C22K(11)式中，C1=1.44，C2=1.92，C3是某点相对于重力的流动性质函数，k =12- - -uiuj， 流体马赫数Mt=kRT。2.2 模拟对象及网格划分研究对象为本研究团队大型冷模实验装置采用的多旋臂气液旋流分离器(GLVS)5， 如图1所示。装置总高为3000 mm， 外侧封闭罩直径为500 mm， 中心进料管直径为299 mm， 其插入封闭罩深度为1350 mm， 进料管底部与四个旋转向下倾斜的矩形旋臂相连， 旋臂出口尺寸为192 mm64
24、mm。气体出口位于封闭罩上部， 水平安装， 其直径为219 mm， 液体出口位于封闭罩下部， 与计量罐垂直连接。为了便于分析， 根据气体流动特性，将多旋臂气液旋流分离器沿气液流动方向划分为四个部分， 依次为： 进料管区， 由装置顶部插入封闭罩内， 与旋臂相接； 旋臂区， 位于进料管与旋臂连接处的上部与进料管底端之间的空间； 环隙区， 位于旋臂上方进料管与封闭罩之间的环隙空间； 分离区， 位于进料管底端以下至计量罐的区域。采用Gambit软件对分离器进行网格划分， 由于旋臂处几何结构较为复杂， 为向下倾斜的旋转曲面， 所以采1044第 9 期左鹏等：多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析用非结构
25、化网格， 其余位置均为结构化网格。为了获得适合的时间步长和网格， 分别比较时间步长为 0.01,0.001, 0.0001 s， 网格尺寸为4 mm4 mm4 mm、 8 mm8 mm8 mm和12 mm12 mm12 mm的几何结构对分离器进行模拟。2.3 模拟参数设置与实验过程保持一致， 分离器内流动介质为常温常压空气， 其密度为 1.225 kg/m3， 黏度为 1.7810-5Pa s。入口采用速度入口边界条件， 速度大小取该截面法向的时均速度， 分别为6.19, 7.95, 9.72, 11.49和13.25 m/s， 使用湍流强度I26定义湍流：I =0.16(ReDH)-1/8(
26、12)式中，ReDH为水力直径计算的气体雷诺数。上部气体出口采用outflow出口边界条件； 在实验过程中， 液相出口直接与计量罐连接， 所以下部液体出口设为 wall； 所有壁面采用无滑移边界条件。采用ANSYS平台Fluent软件对计算过程进行求解， 最大迭代次数为40， 以保证计算结果的收敛。为了确保流场的稳定性， 模拟时间设为 10 s， 取 510 s 的数据进行时均统计。2.4 模型验证图2(a)比较了入口气速11.49 m/s时装置总压降的实验数据与模拟结果， 实验和模拟总压降均随时间呈高频低幅波动， 这表明装置运行较稳定。因此取510 s的时均值考察网格尺寸和时间步长在不同入口
27、气速下对实验结果与模拟值一致性的影响。如图2(b)所示， 不同时间步长和网格的模拟值与实验值均随入口气速的增大而呈抛物线逐渐增大。在图2(a)和2(b)中， 不同时间步长得到的总压降均较接近， 表明时间步长的改变对模拟结果影响较小。随着网格尺寸减小， 总压降均逐渐增大， 网格尺寸为4 mm和8 mm的模拟结果相差较小， 且均与实验数据吻合较好， 表明当网格小于等于8 mm时，模拟结果与网格尺寸无关。考虑到计算精度和模拟时长等因素， 本研究选用的时间步长为0.001 s， 网格尺寸为8 mm。如图 3 所示， 多旋臂气液旋流分离器与旋风分离器27在压降表征上存在相似趋势， 即压降与入口速度头呈线
28、性关系：Dp=u2in2(13)通过对不同入口气速下压降与速度头进行线性拟合， 得到分离器的平均阻力系数为14.40， 与常规旋风分离器的阻力系数(1020)接近。在气固分离实验中发现， 多旋臂的SVQS分离设备可以有效代替多组旋风并联操作， 其最大分离器直径可以达到5.7 m。一方面减少了由于多组旋风分离器带来的进气不均和窜气等使分离效率下降的现象， 另一方面也简化了分离设备结构， 降低了设备投资， 具有较大的经济效益。因此可以推断在气液分离体系中， 多旋臂的旋流分离设备同样具有以上优点5。从图2和3均可以看出， 模拟结果与实验数据吻合较好， 表明该模型能较好的预测装置的运行状况。3结果与讨
29、论3.1 整体流动特性图4为气相进入分离器后流动轨迹图。可以看出，气相沿进料管进入分离器， 到达进料管底端时流动状态发生改变， 以螺旋状沿旋臂做离心运动， 随后从旋臂末端出口切向喷出， 部分气体向上进入环隙区， 沿封闭罩 1. Inlet of gas-liquid mixture 2. Feed pipe 3. Spiral arm 4. Closure cover 5. Metering tank 6. Gas outlet图1多旋臂气液旋流分离器装置图Fig.1Diagrams of gas-liquid vortex separator1045过 程 工 程 学 报第 21 卷做向上的
30、旋转流动， 另一部分气体向下进入下部分离区， 沿封闭罩做向下的螺旋状运动至速度为零后转变为靠近中心的上行流， 最终与环隙区气体汇合由气体出口排出。流线图只能对气相的流动进行宏观描述， 为了获得影响气相流动规律的关键区域， 首先对分离器内不同区域的压力分布进行分析， 图5为进料管、 旋臂、 环隙区以及分离区内截面平均静压沿轴向的变化， 由于进料管与其他区域静压相差较大， 所以采用双y轴坐标系， 进料管段静压为右侧坐标， 其他区域为左侧坐标。可以看出，进料管上部压力首先保持不变， 在靠近旋臂处， 即进料管底端， 压力突然增大， 这是由于此处气体的流动受到旋臂的影响， 方向开始发生大于90度改变，
31、气体流速有所降低， 动能转变为静压能， 导致静压增大； 在气相由进料管进入旋臂后， 在旋臂的作用下做离心旋转运动， 气体的流速增大， 静压能转变为动能， 因此静压急剧减小；根据旋臂的几何结构可以发现， 气体在旋臂内部主要沿径向方向做旋转运动， 以获得较大的离心速度， 同时受到旋臂上表面的限制而向下运动， 因此在h=1.272 m处0246810800900100011001200130014001500 Pressure drop, Dp/Pa Running time, tr/s Exp. 4 mm4 mm, 0.001 s 8 mm8 mm, 0.001 s 12 mm12 mm, 0.0
32、01 s 8 mm8 mm, 0.0001 s 8 mm8 mm, 0.01 suin=11.49 m/s(a) 6789101112131402004006008001000120014001600 Exp. 4 mm4 mm, 0.001 s 8 mm8 mm, 0.001 s 12 mm12 mm, 0.001 s 8 mm8 mm, 0.0001 s 8 mm8 mm, 0.01 s Pressure drop, Dp/PaInlet velocity, uin/(m/s)(b) 图2时间步长和网格尺寸对总压降瞬时和时均值的影响Fig.2Effects of time step and
33、 mesh size on instantaneous and time average value of total pressure drop204060801001201401601802004006008001000120014001600 Pressure drop, Dp/PaSquare of inlet velocity, uin2/(m2/s2) Numerical simulationy=8.84x-2.12R2=0.9999 图3入口气速对总压降影响Fig.3Effect of inlet gas velocity on total pressure drop(a)Ove
34、rall gas flow diagram(b)Flow diagram at spiral arm图4气相流线图Fig.4Gas flow diagrams1046第 9 期左鹏等：多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析出现静压的极大值， 说明此处阻力损失相对较小； 气相由旋臂排出后部分进入环隙区， 由于经旋臂产生的离心力及分离器壁的约束使其做向上螺旋运动， 在h=1.472m处静压存在极小值， 说明此处气相受旋臂的约束作用逐渐减弱， 流动速度和方向均发生改变， 动能逐渐转变为压力能， 因此随着气体向上运动， 压力逐渐增大， 直到在出口附近压力几乎不变； 另一部分气体下行进入下部的分离区。分
35、离区与环隙区相比静压略有增大， 说明从旋臂排出的气相更容易向上进入环隙区， 而液滴由于重力的作用更易向下进入分离区， 有利于气液两相的分离。图6为分离器内不同截面的压力分布云图。可以看出， 在旋臂所在截面， 即D-D截面， 随着气体在旋臂内流动， 静压迅速降低且在旋臂的内外两侧出现压力差， 即由旋臂外侧至内侧静压逐渐降低。D-D截面内， 旋臂与进料管之间区域的静压较低， 与封闭罩之间区域的静压较高。环隙区(C-C截面)和分离区(E-E截面)内静压分布在离旋臂较近的区域稍有波动： C-C截面内存在多个静压较低的带状区域， E-E截面等压线并不是规则的圆形； 在远离旋臂的区域(B-B, F-F截面
36、)分布较为均匀。通过以上分析可以发现， 受旋臂结构的影响， 气相在旋臂h=1.272 m和环隙区h=1.472 m处静压变化明显， 流动状态十分复杂， 对该区域进行着重研究， 明确气相在此处的流动规律， 对于分离器后续的结构优化和工业放大等研究具有十分重要的意义。3.2 旋臂区气相流动特性3.2.1 压力分布图7为旋臂区内h=1.272 m (D-D截面)、 旋臂出口位置处不同入口气速下静压沿径向变化曲线。可以看出，中心进料管区域的静压沿径向不变， 且其数值和分布趋势几乎不受进口速度影响。随径向位置增大， 在旋臂与进料管之间区域(0.577|r/R|0.692)， 静压先减小后增大， 在|r/
37、R|=0.68处出现极小值。这是由于气体经旋臂排出后产生了较大的切、 轴向速度。在旋臂出口位置(0.692|r/R|0.947)， 不同径向位置的静压并不是不变的， 而是随着径向位置增大而逐渐增大。在旋臂与封闭罩之间的区域(0.947|r/R|1)， 静压沿径向位置继续增大。随入口气速增加， 旋臂区域的静压逐渐减小， 沿径向分布波动逐渐变大， 由旋臂内侧向外升高的斜率逐渐增大， 但总体变化趋势相同。在旋臂与进料管之间的极小值随入口气速增大而逐渐减小。将轴向高度h=1.272m进料管到静压极小值处的压降记为Dp1， 计算得到不同入口气速下Dp1/Dp， 见表1。可以看出， 在不同入口气速下Dp1
38、/Dp均高达60%以上， 说明气体由进料管经旋臂排出时流动方向发生改变是造成较大阻力损失的主要0.40.60.81.01.21.41.61.82.0-800-750-700-650-600-550-500Feed pipe and annulus zoneSeparation zoneSpiral armzone1.4721.272 Static pressure, p/Pa Spiral arm zone Annulus zone Separation zoneuin=11.49 m/s Static pressure, p/PaHeight, h/m-200-180-160-140-120
39、-100-80-60-40-200 Feed pipe zone 图5截面平均静压沿轴向的变化Fig.5Variations of average static pressure at cross sectionalong axial direction图6分离器内压力分布图Fig.6Contours of pressure distribution in separator1047过 程 工 程 学 报第 21 卷原因。3.2.2 速度分布对于诸如旋臂之类结构复杂的构件内流体运动状态的研究， 前人通常采用对不同周向位置分别进行描述的方法还原流体在复杂构件内真实的流动状态， 均取得了良好的效果
40、。孙凤侠等28对不同周向位置催化裂化沉降器旋流快分系统喷出段进行数值模拟， 发现旋流头喷出的部分催化剂颗粒会直接被带入上行流中并且气体和颗粒混合物返混比较严重是导致分离效率不易提高的主要原因； 孟振亮等29比较了不同周向位置气固环流反应器槽孔区固含率的时均分布， 发现0方向导流筒边壁效应消失， 固含率较大。基于以上研究方法， 给出了045方位截面上旋臂区域速度矢量图(图8)和45, 135, 225, 315方位截面无量纲气速沿径向变化曲线(图9)。可以看出， 气体进入旋臂后由于流通面积相比于进料管面积减小， 所以流速陡增， 说明较小的旋臂截面积有利于气液两相在经过旋臂时产生更大的切向速度以促
41、进分离。气体经旋臂排出时， 靠近旋臂上端外侧的气体沿封闭罩直接上行并且上行速度较大， 足以将粒径较小的液滴带入上部环隙区； 旋臂下端气体部分随液滴一起进入下部分离区， 另一部分沿着旋臂底部经旋臂与进料管之间的缝隙与由旋臂上端内侧排出的气体汇合， 在环隙区内做旋转运动， 导致在轴向高度 h=1.472 m 附近， 周向位置 45,135, 225, 315附近形成若干个旋涡， 这也解释了为何此处的静压会存在极小值。沿径向方位旋涡逐渐消失，气体基本转变为上行流， 呈弯道式上升。在该段区域，由于局部旋涡的存在， 液体夹带严重， 不利于气液两相的分离， 是导致分离效率不易提高的重要原因， 这一发现与旋
42、风分离器环形空间顶板附近形成的二次涡类似30。除此之外， 通过图9还可以发现， 气体在进料管内四个周向位置无量纲气速变化趋势基本一致， 说明气体在进料管内布气均匀， 有利于将液体均匀分配进入旋臂， 促进气液两相的分离。除了对速度矢量进行研究外， 切向速度和轴向速度同样是多相流分离过程的重要影响参数。图10是旋臂区域h=1.272 m、 旋臂出口位置处， 不同入口气速下切向、 轴向速度沿径向变化曲线， 为便于研究， 定义逆时针方向为切向速度正方向。可以看出， 气体在旋臂区域的运动十分复杂。随径向位置增大， 在旋臂与进料管之间的区域(0.577|r/R|0.692)， 切向、 轴向速度均先增大后减
43、小， 存在极大值， 说明气体在此处为顺时针旋转的上行流， 最终进入环隙区。在旋臂出口位置(0.692|r/R|0.947)， 中心位置的气体向上运动， 靠近旋臂内侧的气体向下运动， 这进一步表明了旋臂内气体存在两种方向的流动； 切向速度随着径向位置的增大先迅速减小至零后逐渐增大， 在靠近旋臂外侧附近(|r/R|=0.893)出现极大值， 随后逐渐减小， 这是由于旋臂的结构改变了气相的流动方向， 即由原本在进料管内的下行运动转变为沿旋臂切向运动， 导致速度的轴向分量减少， 切向分量增大。在旋臂与封闭罩之间的区域(0.947|r/R|1)， 气体经旋臂排出后在此处获得较大的切向和轴向速度， 作上行
44、的逆时针螺旋运动进入上部环隙区。随着入口气速增加， 气体在旋臂区域的总体运动趋势基本一致， 旋臂出口位置处切向速度、 旋臂与进料管之间区域以及在旋臂与封闭罩之间区域轴向速度均逐渐增大， 对上述径向位置的切、 轴向速度极大值与入口气速进行关联， 得到图11。可以看出， 三者与入口气速都成良好的线性关系。对比斜率发现， 与其他位置相比， 旋臂内部切向速度极大值受入口气速影响更为明显， 此处切向速度的增大有利于产生更大的离心力， 从而促进气液两相的分离。3.3 环隙区气相流动特性由上述分析可知， 环隙区和分离区内压力分布均匀且规律较明朗， 重点对速度分布进行分析。图12是环隙区轴向高度 h=1.47
45、2 m 处(C-C 截面)不同入口气速下切、 轴向速度沿径向变化曲线， 可以看出， 在0.577|r/R|-1.0-0.50.00.51.0-1000-800-600-400-20000.577-0.577-0.6920.6920.947-0.947Spiral armoutletSpiral armoutletFeed pipeuin/(m/s) 6.19 7.95 9.72 11.49 13.25h=1.272 m Static pressure, p/Par/R 图7不同入口气速下压力沿径向变化Fig.7Variations of static pressure along radial
46、 directionat different inlet gas velocities表1旋臂处压力损失占比表Table 1Proportion of pressure loss at spiral armuin/(m/s)6.197.959.7211.4913.25p/Pa337.83558.81827.531168.091550.89p1/Pa228.61381.74569.94751.60992.80(p1/p)/%67.768.3168.8764.3064.011048第 9 期左鹏等：多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析0.875区域， 气体存在一定的切向速度， 在不同入口气速下，
47、 随着径向位置增大切向速度或先增大后减小， 或不断增大， 气体在此处作切向旋转运动， 轴向速度几乎不随径向位置变化而变化， 此区域会形成旋涡， 而由图可知轴向速度趋近于零， 切向速度并不对称， 说明此处旋涡为轴向速度为零的横向旋涡。在0.875|r/R|1区域，切、 轴向速度均随径向位置增大而先增大后减小， 且在|r/R|=0.972处切、 轴向速度同时出现极大值， 为验证环隙区内其他轴向高度是否存在相似的运动规律， 作相同入口气速下不同轴向高度切、 轴向速度沿径向变化， 如图13所示， 切、 轴向速度极大值位置(|r/R|=0.972)不随轴向高度的改变而改变， 说明气体在环隙区内集中在此处
48、作上行的高速旋转运动， 最终由上部气体出口排出。随入口气速增加， 0.577|r/R|0.875区域切向速度逐渐增大， 轴向速度基本不变， 且总体波动趋势基本一致， 说明入口气速增大会增大旋涡切向运动速率， 不会改变旋涡的大小。在0.875|r/R|1区域， 切、 轴向速度均随入口气速增大而逐渐增大， 说明该区域气体流动状态受入口气速影响较大。由此对该区域切、 轴向速度极大值(|r/R|=0.972)与入口气速进行关联如图14， 发现均成良好的线性关系， 且相同入口气速下切向速度斜率和数值均大于轴向速度， 说明切向速度极大值受入口气速的影响更为敏感， 气体在此位置作以切向运动为主的螺旋上升运动
49、。通过上述研究发现， 气体在环隙区任意高度处的切、 轴向速度沿径向均存在极大值且该径向位置不随轴向高度变化而改变， 为深入了解此处气体的运动状态，定义运动角度为气体在环隙区沿封闭罩上行运动和速度方向与水平方向的夹角， 作|r/R|=0.972处气体运动角度沿轴向高度的变化如图15， 并计算不同轴向高度运动角度无量纲标准差=7.56%。运动角度无量纲标准差的计算表达式如下：图8不同周向位置速度矢量图Fig.8Velocity vector diagram at different angles-0.10.00.10.20.30.40.50.60.70.80.40.60.81.01.21.41.6
50、1.8Feed pipeSpiral armoutlet0.7370.577 Dimensionless velocity, u/uin|r/R| 45o 135o 225o 315ouin=11.49 m/sh=1.272 m 图9不同周向位置无量纲气速沿径向的变化Fig.9Variations of dimensionless gas velocity alongradial direction at different angles1049过 程 工 程 学 报第 21 卷 =1-(i-)2120(14)式中，-为环隙区径向位置|r/R|=0.972不同轴向高度气体运动角度的算术平均值。