通过数值模拟和实验研究油喷压缩机系统中旋风式油气分离器的油滴分离性能

对油喷压缩机系统中旋风式油气分离器分离性能的数值模拟和试验研究摘要：通过对旋风式油气分离器中油滴破碎的关注对油滴的运动轨迹和分离性能进行数值模拟。分离性能也通过试验来研究，用马尔文颗粒粒度分析仪计算出分离器前后的油滴直径分布以确定模拟模型。试验和模拟的结果都显示油滴的破碎发生在分离的过程，明显的影响了分离的效率。此外，结果表明进口速度在分离效率上扮演着重要的角色，因为它不仅很大程度的影响了油滴在分离器内的切向速度，而且也决定了油滴破碎的几率和程度。1、介绍经常采用两级分离过程以有效的循环喷射入压缩机内的油并得到高质量的压缩气体。第一级分离器，也叫做初始分离器，采用机械效应原理来捕捉大多数混合在气体中的油滴，而第二级分离器，常被叫做过滤器，使用凝聚的方法来吸收剩余的油雾。第一级分离器的效率很大程度上影响了进入过滤器的残余油量，因此直接决定了过滤器的寿命和压缩机系统的性能。提高第一级分离器的分离效率是净化分离气体和提高油喷压缩机系统性能的重要步骤。目前，由于旋风式油气分离器的几何结构简单并且容易维护，所以已经广泛用作油喷压缩机系统的第一级分离器。已经有大量的数值模拟来测试旋风分离器的性能，其中许多都是把研究重点放在旋风室的气体流场。基于雷诺时均法（RANS）的雷诺应力湍流（RSM）模型已经被广泛接受。例如，GronaldandDerksen在他们的研究中将有限体积RANS模型和大涡模拟（LES）方法进行比较。他们指出由于相对较粗糙的网格而引起的非稳态的基于RANS模型的模拟可以提供合理和工业相关的结果有限的计算工作。Slack等一些人使用RSM模型模拟了在Stairmand型高效旋风式分离器内的流场，仿真结果显示与激光测量液滴风速测定相一致。Hoehstra等人用许多不同的湍流模型模拟了气相流场并得出用RSM模型做的预测合理的与所有三个漩涡的测量配置文件数据相一致。许多数值研究也一直尝试通过使用基于欧拉-拉格朗日方法的离散相（DPM）模型来研究旋风分离器内漩涡流中的粒子运动。Matsuzaki等人使用LES方法研究了旋风分离器内漩涡流中离子的运动，并能够从粒子的运动轨迹结果预测粒子分离的性能。Elsayed和Lacor研究了旋风分离器进口管尺寸对其性能的影响并用DPM模型模拟了粒子的运动。许多先前的调查通过试验研究了旋风分离器内气相流场和粒子运动。Hoekstra系统地研究了旋风分离器的气相流场和收集效率，他测试了不同结构的固气旋风分离器的压降、速度分布和收集效率。Wang等人利用高速运动分析仪确定了漩涡除尘器内固体粒子的运动轨迹。测试结果对于理解分离过程中粒子运动学是有帮助的。这些研究都是针对旋风分离器内的流场或者固态粒子运动。然而，旋风式油气分离器的粒子形态有一个本质的不同，液态粒子的性质不同于这些固态粒子。据作者所知，先前很少有关于旋风式油气分离器的研究关注到这一不同。Wienke分析了重力式液态分离器设计的基本原理并运用单液滴模型来测试重力式液体分离器的尺寸。Shan等人研究说液滴的破碎在决定等离子喷涂中最终的粒子尺寸和速度分布中扮演者重要的角色。相似的，对于旋风式油气分离器，高速旋涡流场会导致油滴在分离过程中破碎，这会影响分离性能。因此，研究出对旋风式油气分离器内流场油滴动力过程和分离过程更好的理解是很重要的。使用RSM模型和泰勒比拟破碎模型（TAB）一起，这项研究测试油滴破碎对旋风式油气分离器的分离性能的影响。试验通过获得在分离过程前后油滴直径分布，并将试验结果与数值模拟预测的结果相比较。同时也测量出在不用进口速度下的分离效率。这项研究的目的是为了论证油滴破碎的存在并分析它对分离效率的影响。2、物理模型图1给出的是这个试验中旋风式油气分离器的概略图，这也常被用在油喷式压缩机系统。旋风分离器的结构参数列在表1中。油气混合物通过旋风分离器的顶部进口管切向进入，然后在圆筒和中央通道之间螺旋下降。由于离心力的作用，较大的油滴被分离到分离器壁，而剩下的较小的油滴随着分离出的气体最后从出口逸出。图13、数值模拟已经在先前的许多旋风分离器的研究中被广泛接受的RSM模型，被用来描述漩涡流场。对于油滴的轨迹，使用单向耦合来应用DPM模型，而且因为在这项研究中油的体积浓度非常低，通常小于1%，所以可以假设分离相对连续相流场没有影响。气体流场的控制方程出自Elsayed和Lacor。3.1、油滴模型流场中油滴的控制方程如下给出addpppDpFguuFdtdu（1）式中，u和pu是气体和油滴的速度，和p是气体和油滴的密度，g是重力加速度，DF是系数，addF是额外的力。右手边第一个式子描述的是每单位粒子质量的阻力，第二个式子是每单位粒子质量的重力。系数DF课通过下式计算24182eDppDRCdF（2）式中，是气体的动力粘度，pd是油滴的半径，eR是相对雷诺数，DC是阻力系数，它们可以通过下面的式子计算uudppRe（3）rprpDaaaCReRe321（4）式中，1a，2a和3a是由Morsi和Alexander指出的介于一些雷诺数范围间的常数。额外力addF包括热应力、布朗力和考夫曼升力。由于相对考夫曼升力其他的力都要小的多，所以addF近似等于考夫曼升力，而且可以表示为pkllkpijadduuddddKvF41212（5）式中，K=2.594，ijd，lkd和kld是变形率张量，v是运动粘度。油滴的速度可以通过在离散的时间步长上的积分方程来预测。对速度进一步积分可得出位移并因而得出油滴的轨迹，当通过时间步长上的积分解出轨迹方程时，气体速度是平均气相速度。3.2、油滴破碎模型TAB模型用来计算液滴的破碎，选择由O’Rourke和Amsden开发的TAB模型是因为它适合旋风分离器的低韦伯量条件。3.2.1、液滴变形下式被用来描述TAB模型中的油滴破碎22dtxdmdtdxdkxFpp(6)式中，F是液滴的外力，x是液滴球形体（没有被破坏）的赤道上的位移，pm是液滴质量。等式的系数来自泰勒比拟2320pppdppppkpppFprCmdrCmkruCmF(7)式中pr液滴（没有被破坏）的半径，是液滴的表面张力，p是液滴的动力粘度。常量FC=31，kC=8，dC=5的选择符合相关例子和理论。假设当液滴变形达到液滴半径的一个临界比开始破碎，这个破碎的条件为xrcb（bc=21）。3.2.2、子液滴的尺寸通过使母液滴能量和子液滴的总能量相等确定子液滴的尺寸。childparentEE(8)母液滴的能量包括表面能，振动和扭曲变形能。oscsurfparentEEE(9)表面能如下式给出24psurfrE(10)振动和扭曲变形能可通过下式计算22255ydtdyrKEpposc(11)式中pbrCy；K是变形和振动的总能量和基础模型能量的比值，值为310。假设子液滴没有变形和振动，因此，子液滴的能量可以表示为2532624dtdyrrrEppppchild(12)式中，32pr是通过使母子液滴能量相等而得出的液滴尺寸分布的沙德平均半径，设定y=1，328rp。2232322081dtdydtdyrKyrrpppp(13)对于沙德液滴尺寸分布，32pr=0.7maxpr，maxpr是液滴半径分布中的最大值。一旦液滴的尺寸确定后，子液滴的数量可通过质量守恒轻松的确定出来。3.2.3、子液滴的速度TAB模型允许一个垂直于母液滴速度的速度分量被强加于子液滴上。当发生破碎时，母液滴的赤道运动速度为dtdyrCdtdxb。因此，子液滴有一个垂直于母液滴的速度，由下式给出dtdyrCCupbvnormal(14)式中，C是一个常量，值为1。3.3、边界条件在旋风分离器的进口使用速度进口边界条件。特别地，要指定垂直于进口表面的速度。根据压缩机系统的背压在旋风分离器的出口设定压力出口边界条件。在目前的研究中，无论是通过理论计算还是测试观察，在进入分离器前，两相流在管子中显示为雾流。因此，采用平均流模型并假设在进口处油滴速度和气体进口速度相同。同时，油滴尺寸在进口处的分布由试验结果给出。对于气相流在所有墙壁上采用无滑移边界条件。对于油滴相，圆柱墙壁应用反射边界条件，下壁应用圈闭边界条件。反射边界条件是指油滴遇到一个反弹力而且如果它们以高切向速度相接触可能会破碎或者返回到气相流场。圈闭边界条件是指当油滴到达下壁时，它们被分开并终止轨迹计算。如果油滴越过进口和出口，应用逸出边界条件，换言之，油滴逸出后其轨迹计算也被终止。3.4、求解器设置本研究中对气相流场的求解器的设置是由Kaya和Karagoz得到的。他们研究了在旋风分离器的模拟高速复杂漩涡流中不同的半离散化方案的性质和各种数值化方案是否合适。在表2中总结出了最优设置方案。PRESTO压力插值方案是最成功的方案之一，对于压力速度耦合的SIMPLEC算法给出的预测接近试验数据。对于动量方程的QUICK方案是非常推荐的，对于湍流动能和湍流耗散率选择二阶迎风格式，对于雷诺应力选择一阶迎风格式。对于非稳态模拟使用的时间步长应该是平均滞留时间的一小部分，而且是由旋风器体积和气体流量决定的。本研究中最小的滞留时间是0.06秒。所以，选择1e-04秒的时间步长足够能准确地显示出顺变现象。3.5、网格和独立网格研究整个分离器的几何结构被分成许多块，并分别生成非结构网格，如图2所示。图2如表格3和图3所示，通过比较在不同网格数量下所获得的模拟结果来进行独立网格研究。粗糙网格和精细网格的结果之间的最大不同少于10%，表明在单元数少于95261的粗糙网格中可以获得独立网格的结果，然而为了消除不确定因素，使用一个有218876个单元的网格进行模拟。4、试验4.1、试验装置为了获得旋风分离器在进口和出口处的分离效率和油滴尺寸分布，布置了如图4所示的试验系统。使用空气作为工作流体。从压缩机释放的油气混合物第一次流入水平油气分离器，然后进入旋风分离器。在被旋风分离器分离后，混合物流过油过滤器和AO/AA超细油分离器。通过调节阀2和阀3改变通过测量段的气体流量。在旋风分离器前后设置马尔文粒子大小分析仪。为了确保马尔文粒子大小分析仪的准确性，在油气混合物进入旋风分离器前增加水平油气分离器。正如Feng等人在先前的研究中一样，在测量段加入纯氮。图4——（a）试验装置流程图，（b）试验装置图4.2、试验条件测量出了旋风分离器在不同测试条件下的分离效率。气体流量范围从0.5到1.2min3m，而油气混合物进口速度范围从14m/s到18m/s，油喷流量范围从1930L/h到1950L/h。所有的参数都是在0.8Mpa的恒定压缩机释放压力和90℃的恒温下测量出来的。4.3、不确定性分析试验中使用的一起的精确度如表4所示。按照Kline方法，在试验结果上要进行不确定性分析。误差的平方由下式计算2121NiyiUiWyUW(15)式中，UW是与因变量U有关的总的不确定性，iy是影响着因变量U的自变量，iyW是变量iy的不确定性。对于进口速度设定的最大不确定性为0.35%，对于分离效率为1.732%，对于油滴尺寸为1%。5、结果和讨论5.1、数值模拟结果的确认在本研究中旋风分离器是一个基础圆筒形油气分离器，其在构造上不同于在先前研究中使用的气固圆锥形旋风分离器。而且，由于有限的试验条件，很难测量出所研究分离器的分离速度分布。为了确定模拟模型，如下采取从两方面间接确认。首先，使用随后的方法来模拟高效Stairmand旋风分离器，它的切向和轴向速度分布已经在先前的研究中测量出来了。图5显示为位于旋风分离器底部以上Z=942.5mm的轴向位置上模拟和测试的切向和轴向速度的比较。考虑到旋风分离器中湍流漩涡流的复杂性，认为模拟和试验数据相一致。图5第二，如图6所示，将模拟静压降和试