郑小涛，龚 程，徐红波，喻九阳，林 纬，徐 成

1.化工装备强化与本质安全湖北省重点实验室(武汉工程大学)，湖北 武汉 430205；2.广州民航职业技术学院飞机维修工程学院，广东 广州 510470

0 引 言

油-水-气三相旋流分离与水力旋流分离器的原理相同，都是利用高速旋转流体产生的离心力使存在密度差互不相容的两相产生分离.油-水-气三相旋流分离技术主要涉及到气-液旋流分离技术和液-液旋流分离技术.常用的气-液旋流分离器主要有管柱式气-液分离旋流器[1]、旋流板式气-液分离旋流器[2]、轴流式气-液分离旋流器[3]、内锥式气-液旋流分离器[4]以及螺旋片导流式气-液分离旋流器[5].液-液旋流分离技术前人已经有较深入的研究，笔者依据气-液旋流分离理论和液-液旋流分离的理论，将两种分离技术相结合，设计出一种油-水-气三相旋流分离器[6].采用CFD技术，能够对新型油水旋流分离器进行分离验证及优化设计.

1 建立模型

图1为油-水-气三相旋流分离器的模型图，其设计的基本原理在于油-水-气三相混合液体由油-水-气三相旋流分离器入口以一定的速度切向进入气-液分离腔，混合流体在旋流腔内部做高速旋流运动，旋流运动所产生的离心力使比油和水密度小得多的气体聚集在气-液分离器腔内部的锥体壁面处，由于径向压力的挤压和锥角向上的推力，使得气体向气相出口溢出，完成气-液分离过程.完成气-液分离的油水混合物，由于气-液分离腔的底部的截面积变小，仍保持较高的速度由螺旋导管进入液-液旋流分离腔，其分离原理和文献[7]研究的油-水分离原理相同.

图1 油-水-气三相旋流分离器模型图

图2为将油-水-气三相旋流分离器气-液分离腔与液-液分离腔的拆分图，其中液-液旋流分离腔采用双锥液-液旋流分离器，其初始计算尺寸如表1所示.

图2 气-液分离腔与液-液分离腔计算模型图

符号尺寸符号尺寸Lg/mm230Lc/mm40Dg/mm60D/mm40Dgo/mm30α/(mm)20Li/mm10β/(mm)4DtiDs/mm10DiDu/mm5Di/mm7Lci/mm10

2 油-水-气三相分离验证

油-水-气三相物理性质如表2所示，为验证三相旋流分离器分离的可行性，油相和气相均采用适中粒径50 μm.

表2 油-水-气三相物理性质

采用数值模拟方法，将模型导入Fluent软件中，设置相关边界条件[8]和介质物理性质，验证此油-水-气三相旋流分离器气-液分离的可行性.液-液分离腔的入口初始条件为气-液分离腔出口条件，其速度和含油浓度与气-液分离器出口相一致.

图3 油-水-气三相体积分数分布云图

图3为三相介质的体积分数分布云图，由图3可知水相进入气-液分离腔后沿着壁面向下聚集，气-液分离腔中圆筒壁面附近和底部的水相浓度为90%以上，证明90%以上的水-油混合液经底流口排除；油相的体积分数分布云图与水相一致，几乎全部由液相底流口排除，油滴进入液-液分离腔后，与水进行油水两相分离，分离过程与普通油水旋流分离器相一致.而气相的分布与油相和水相相反，气体进入气-液分离腔后向中心聚集，其中气相溢流口浓度最高，并沿着锥角向上聚集.油-水-气三相的体积分布说明了气-液旋流腔中的气液分离成功，其中油和水由底流口排除，而气体由溢流口排除，实现了气-液分离，同时也验证了新型油-水-气三相旋流分离器的可行性.

图4为入口速度为10 m/s时的气-液旋流分离的气体迁移效率图，也就是不同粒径气泡的分离效率.由图4可知气-液分离相对液-液分离来说更为简单.当气泡粒径为50 μm时，分离效率就能够达到99%以上，当气泡粒径小于40 μm时，分离效率开始下降，小于30 μm时急剧下降，当气泡粒径小于10 μm时，分离效率几乎为零.气体的迁移效率不仅能够反映出旋流分离器对气体的分离能力，而且能够对数值模拟研究和实验研究气泡粒径的选择有一定的指导意义.

图4 气体迁移效率分布图

3 气-液分离腔优化设计

油-水-气三相旋流分离器涉及气-液分离和液-液分离两个过程，而液-液旋流分离器众多学者已经对其进行了充分的研究与优化设计[7].本文将采用CFD技术对新型油-水-气三相旋流分离器中的气-液分离腔进行优化设计，以达到提高分离性能的目的.

图5为不同气-液旋流腔长度下气-液分离的迁移效率对比图，由图5可知，旋流腔长度对气泡的分离效率有一定的影响，其中特别在粒径区间为20～40 μm之间.在此区间，随着旋流腔长度的增加，分离效率逐渐增大，当Lg=203 mm时分离效率最高，这是由于随着旋流腔长度的增加，气泡停留时间增加，气相在中心聚集的浓度增加，因此分离效率也提高；当旋流腔长度进一步增大时，分离效率降低，当Lg=230 mm分离效率最低，这是由于旋流器长度的增加，切向速度减小，并且较长的旋流器会导致大量的循环涡流存在，影响气泡的分离，降低分离效率.

图5 不同气-液旋流分离腔长度下迁移效率对比图

图6为不同气-液旋流腔长度下的压降对比图，由图6可知底流口压力降随着旋流腔长度增加而增加，这是由于当旋流腔长度增大后，流体在气-液旋流腔的停留时间增加，导致底流口排除的流体能量损失过多，压力降增大，而溢流口的压力降随着气-液旋流腔的长度增加而减小，并且减小的梯度与溢流口增加的梯度相接近.综合分离效率和压降分析，气-液旋流腔长度Lg选择为203 mm.

图6 不同气-液旋流分离腔长度下压降对比图

图7为不同气-液旋流分离腔直径下的气相迁移效率对比图，由图7可知,Dg对分离效率有一定的影响，其中Dg为60 mm时分离效率最高，并随着分离腔直径的增大而降低.在气泡粒径为25 μm至40 μm区间，分离腔直径每增大10 mm，分离效率评价下降10%左右.因此直径较小的气-液旋流分离腔有助于小粒径的气泡分离.

图7 不同气-液旋流分离腔直径下迁移效率对比图

图8为不同气-液旋流分离器直径下压降对比图，由图8可知随着分离腔直径的增大，底流口和溢流口的压力降都降低.由于当旋流腔直径增大后，流体切向速度减小，造成湍动能耗散率减小，从而导致分离效率降低和压力降降低.综合分析，将选择气-液旋流分离腔直径Dg为60 mm.

图8 不同气-液旋流分离腔直径下压降对比图

图9为溢流口直径和分流比关系，其中Fo为溢流口分流比.由图9可知，分流比与溢流口直径呈线性关系，最小分流比为16%，最大为25%.分流比的确定对入口含气浓度和分离效率有着重要的影响.本文中初始条件入口含气体积分数为20%，因此选择分流比为20%的溢流口直径30 mm.

图9 溢流口直径与分流比关系

图10为不同溢流口插入长度Lci下的迁移效率对比图，由于Lci对分离效率的影响很小，在大尺度气泡粒径下分离效率影响不明显，因此选择粒径为18～28 μm区间进行分析.由对比图可知，当Lci为20 mm时分离效率最高，Lci为30 mm时分离效率最低.

图10 不同溢流口插入长度下迁移效率对比图

4 结 语

设计了新型的油-水-气三相旋流分离器，并进行了可行性验证和优化设计，得到以下结论：

a. 通过数值模拟计算方法，证明了油-水-气三相旋流分离器分离的可行性，并且得到了其气体的迁移效率.当气泡粒径为50 μm时，分离效率就能够达到99%以上，当气泡粒径小于40 μm时，分离效率开始下降，并当气泡粒径小于10 μm时，分离效率几乎为零.

b. 对气-液分离腔的相关关键尺寸进行优选设计，得到其最佳气液旋流腔长度为203 mm，最佳气-液旋流分离腔直径为60 mm，最佳溢流口插入长度为20 mm；并且得到了溢流口直径与分流比之间的关系式 .

致 谢

本文研究工作得到了湖北省自然科学基金项目(2012FFB04707)、武汉工程大学研究生教育创新基金项目(CX2013080)和武汉工程大学科学研究基金项目资助，在此一并表示衷心感谢.

[1] 曹学文,林宗虎,黄庆宣,等．新型管柱式气液旋流分离器[J]．天然气工业,2002，22 (2)：71-75.

CAO Xue-wen, LIN Zong-hu, HUANG Qing-xuan, et al. A new string type gas-liquid cyclone separator [J]. Natural Gas Industry, 2002, 22(2): 71-75. (in Chinese)

[2] 王政威,刘国荣,魏玉垒，等.旋流板式气液分离器减阻杆实验研究[J].环境工程学报,2010,4(11):2571-2574.

WANG Zheng-wei, LIU Guo-rong, WEI Yu-lei, et al. Vortex board type gas-liquid separator drag rod experimental research [J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2010, 4(11): 2571-2574.(in Chinese)

[3] 刘伟.轴流式气液分离器试验研究[D].西安：中国石油大学,2007.

LIU Wei. Experimental study on the axial gas liquid separator [D]. Xian:China University of Petroleum, 2007. (in Chinese)

[4] 尤佳丽.内锥式柱状气液旋流分离器结构设计及优化[D].大庆：东北石油大学,2012.

YOU Jia-li. Columnar inner cone type gas-liquid cyclone separator structure design and optimization [D]. Daqin:Northeast Petroleum University, 2012. (in Chinese)

[5] 周帼彦，凌祥，涂善东，等.螺旋片导流式分离器分离性能的数值模拟与试验研究[J].化工学报,2004,55(11):1821-1824.

ZHOU Jin-yan, LING Xiang, TU San-dong, et al. The numerical simulation and experimental research of Spiral diversion separator’s separation performance [J]. CIESC Journal, 2004, 55(11): 1821-1824. (in Chinese)

[6] 武汉工程大学．一种油-水-气三相旋流分离器：中国，203355909U[P]. 2013-04-15.

Wuhan Institute of Technology. A kind of oil and gas three-phase hydrocyclone separator：china, 203355909U[P]2013-04-15. (in Chinese)

[7] 郑小涛，徐成，喻九阳,等.液-液旋流分离器分离特性数值模拟[J].武汉工程大学学报，2014,36(3)：48-52.

ZHENG Xiao-tao, XU Cheng, YU Jiu-yang, et al. The numerical simulation of liquid-liquid hydrocyclone separator separation characteristics [J]. Journal of Wuhan Institute of Technology, 2014, 36(3): 48-52. (in Chinese)

[8] 王海刚,刘石.不同湍流模型在旋风分离器三维数值模拟中的应用和比较[J].热能动力工程,2003,18(4):337-342.

WANG Hai-gang, LIU Shi. The application and comparison of the numerical simulation of different turbulence models in the cyclone separator[J]. Thermal Power Engineering, 2003, 18(4): 337-342. (in Chinese)