多旋臂气液旋流分离器压降特性试验

为强化气液离心分离过程,实现在大直径分离器内的气液旋流高效分离,设计构思了一套多旋臂气液旋流分离设备,为气液分离大型化设计提供了一种新思路。在纯气流条件及不同的旋流臂喷出气速下对该分离设备进出口静压差进行了测量,实验结果表明,旋流分离设备静压差在整个运行过程中较为稳定,有较强的可预测性,无量纲标准偏差维持在2%以内,总压降与旋流臂出口气速呈现出良好的平方关系。进一步将总压降分解为入口及旋臂摩擦损失、分离器空间内摩擦损失和出口管路摩擦损失三个部分进行详细测量,获得了各部分压降与旋流臂出口速度头的定量关联模型,发现分离器空间内摩擦阻力损失在总压降中占比最大。GLVS总压降主要受旋流臂出口气速影响,加入液相后对压降影响很小。该旋流分离设备的阻力系数与普通旋风分离器相当,根据四组不同结构尺寸的旋流头得到了阻力系数与旋流头关键设计参数的关联式,为进一步结构优化提供了参考。     

多旋臂气液旋流分离器压降特性试验

为强化气液离心分离过程,实现在大直径分离器内的气液旋流高效分离,设计构思了一套多旋臂气液旋流分离设备,为气液分离大型化设计提供了一种新思路。在纯气流条件及不同的旋流臂喷出气速下对该分离设备进出口静压差进行了测量,实验结果表明,旋流分离设备静压差在整个运行过程中较为稳定,有较强的可预测性,无量纲标准偏差维持在2%以内,总压降与旋流臂出口气速呈现出良好的平方关系。进一步将总压降分解为入口及旋臂摩擦损失、分离器空间内摩擦损失和出口管路摩擦损失三个部分进行详细测量,获得了各部分压降与旋流臂出口速度头的定量关联模型,发现分离器空间内摩擦阻力损失在总压降中占比最大。GLVS总压降主要受旋流臂出口气速影响,加入液相后对压降影响很小。该旋流分离设备的阻力系数与普通旋风分离器相当,根据四组不同结构尺寸的旋流头得到了阻力系数与旋流头关键设计参数的关联式,为进一步结构优化提供了参考。     

天然气净化用旋风分离器气液分离性能

为了系统评价天然气净化用旋风分离器在含液量低时的气液分离性能,利用滤膜采样称重法和Welas在线测量法测量了旋风分离器在入口气速8～24 m·s^-1、入口液体浓度0.1～2 g·m^-3时的分离效率和粒径分布;对比了相同入口浓度下旋风分离器气液分离性能和气固分离性能的异同。实验结果表明,在入口气速为8～24 m·s^-1、入口液体浓度为0.1～2 g·m^-3时,旋风分离器的气液分离效率随着入口气速和入口液体浓度的增加而增大,而出口粒径分布范围变化很小;与气固分离相比,在相同的入口气速和入口浓度下,旋风分离器的气液分离效率要高2%～6%;另外,气液分离时出口液滴粒径不大于4 μm,而气固分离时出口有大于10 μm固体颗粒存在。     

叶片式入口分离器气液流动及分离性能数值模拟

叶片式分离器是一种较新颖的气液两相流设备的入口分离及布气装置。为了给设计提供指导,本文采用离散相模型对其中的气液两相流动过程进行模拟,并通过分离效率测试对计算模型进行了验证;在此基础上研究了气速、液滴粒径、叶片倾角及流道入口宽度对分离性能的影响。结果表明:叶片式分离器具有良好的气液分离性能,对于粒径大于50μm的液滴分离效率能够达到85%以上,增大气速和液滴粒径有利于提高叶片式入口装置的分离效率;综合考虑分离效率和压降,叶片倾角宜设置为5～8°;在现有流道宽度设计建议的范围内,减小流道宽度可显著提高小液滴分离效率,但阻力也将增加。     

两级组合式除雾器的分离性能分析

为研究两级组合式除雾器的分离性能,对两级旋流式、组合式、两级折流式3种除雾器进行性能分析。通过数值模拟方法分析除雾器内部流场差异,通过搭建实验平台,利用高速摄影技术并结合除雾器流场分布分析液滴在除雾器内部运动行为,进而从压降损失、分离效率、出口液滴粒径等方面开展除雾器分离性能的实验研究。结果表明：液滴在折流板内主要靠撞击叶片累积形成液膜而被捕集,在旋流板内沿叶片边缘滑动,以接近叶片倾角角度向壁面运动形成液膜被捕集;随入口截面速度增加,3种除雾器压降均逐渐增大,差值不断增加,两级旋流式除雾器压降最高;当入口截面速度低于5.7m/s时,两级旋流式、组合式除雾器分离效率均接近100%,同时组合式除雾器出口液滴中位粒径始终低于入口液滴中位粒径,并小于其余两种形式除雾器,对小粒径液滴分离能力显著;当液相流量从6.2m³/h逐步增加至13.7m³/h,3种形式的除雾器分离效率随液相流量增加呈下降趋势,其中两级旋流式除雾器在高气速、高液相流量下适应性最强,同时3种除雾器出口液滴中位粒径总体呈现下降趋势,其中组合式除雾器出口液滴中位粒径仍居于最低水平。     

旋流板分离器的三维流场测定及结构改进

为了增加旋流板分离器的断面气速,减小分离粒径,使其适应水泥生料粉预热器的要求,对分离器空间三维旋转流场进行了测定和分析.根据实测流场的特点,对其结构作了如下改进:加挡板以防止颗粒的二次夹带;加筋以消除灰环,从而使断面气速增加到3m/s,临界分离粒径减小到10～15μm,本文运用流场实测结果所推导的旋流板分离器的临界分离粒径公式及所测压降数据,可供生产上参考.     

两种旋流板分离器压降和分离性能的对比

对φ300 mm的单程和双程旋流板分离器的压降和分离效率进行了测量分析.相对于单程旋流板分离器,双程旋流板分离器的减阻幅度为12.8%.双程旋流板分离器适应的气速范围大幅度提高,穿孔气速、喷淋密度对其分离效率和带出量影响均不大,在实验气速范围内,分离效率在99.9%以上.与单程旋流板分离器相比,当穿孔气速约从10 m/s增大到17 m/s时,双程分离器的带出量下降了72.7%到96.3%.分析认为,双程旋流板分离器压降的减小和分离性能的提高是其切向速度的增大、立面上大部分区域涡环的消除及分离距离缩短综合作用的结果.     

天然气聚结过滤器气液分离性能的实验研究

为了系统地评价天然气聚结过滤器的气液分离性能,采用两种加入液滴方式,获得较大范围的液滴粒径分布,液滴中位粒径分别为8.7、40.0μm,在流量为94~220m3/h范围内进行实验研究,并通过Winner318B激光粒度仪对出口粒径进行在线测量。实验结果表明:压降会随加液时间发生变化,液滴粒径对分离效率的影响显著;当流量为94~182m3/h、入口液体浓度为30~75g/m3时,气液分离效率随着气体流量和入口液体浓度的增加而增大,当流量超过220m3/h时,分离效率迅速降低;分离器出口处粒径大于8μm的液滴基本除尽。     

天然气净化用多管旋风分离器的分离性能

为了系统评价天然气净化用多管旋风分离器的分离性能,在线测量了入口气速6~24 m/s、入口颗粒浓度30~2000 mg/m3范围内多管旋风分离器的分离效率和分级效率. 结果表明,多管旋风分离器的分离效率和分级效率都随入口气速和入口颗粒浓度增大而提高. 与单管旋风分离器相比,在相同实验条件下,多管旋风分离器的分离效率下降2%~15%;单管旋风分离器基本能除净粒径大于10 mm的颗粒,而多管旋风分离器只能去除15 mm以上的颗粒. 多管旋风分离器的压降主要是内部单管旋风分离器的压降,占整个压降的80%~90%.     

双通道气流式喷嘴雾化特性实验研究

以清水和空气为实验介质,对同轴双通道气流式喷嘴雾化特性进行了实验研究,分析了喷淋量对雾化角及径向流通量分布的影响,分别考察了气速和喷嘴轴向位置对液滴索特平均直径(SMD)的影响。研究结果表明,喷嘴径向流通量分布随着雾化气量的升高而趋于集中,当气体流量高于1500 L/min时,雾化角随着气量升高而降低;喷口处气速与喷嘴轴向位置均是影响液滴SMD与粒径分布的重要因素,液滴SMD随着气速增大逐渐减小,当气速超过150 m/s时其下降趋势变缓,粒径分布均匀度显著提高;随着喷嘴轴向距离增大液滴SMD逐渐减小,当距离大于300 mm时其变化不再显著,但粒径分布均匀度显著提高。     

旋风分离器进口涡旋感生速度场的减阻增效作用

旋风分离器进口段管路的结构关系着进口气速的分配,直接影响到下游分离空间三维速度场的形式,合理设计进口管的样式是挖掘分离器分离潜力的可能入手之处。采用实验及数值模拟手段,对环管和直管2种进口管路下轴对称双进口分离器的性能与流场作了对比研究。结果表明,环管进口的分离器分离总效率比两侧进口的平均高1.5个百分点,而压降损失降低25%以上。前者阻力小的原因在于进口环管内气流为局部的涡旋,与分离器内旋涡流动的形式接近,两股气流交汇时碰撞程度轻,附加的额外能耗较小;而总效率提高的原因为,环管进口的分离器切向速度比两侧进口的分离器约高0.15倍进口气速,能增强颗粒受到的离心作用、减小切割粒径,从而提升分离器总效率。根据涡旋理论,局部区域的涡旋会对整个流动空间产生感生的速度场,由于环管进口的分离器进口管内局部涡旋的存在,整个分离空间的切向速度场被增强。这种由涡旋感生速度场提升分离器切向速度的方式,加深了分离器运行过程中压头向速度转换的程度,不会消耗额外的能量。因此,采用旋涡流的进气方式,并合理提高进口涡旋的强度,是分离器分离性能进一步提升的新途径。     

多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析

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。     

涡发生器对脱硫系统除雾器性能的影响

通过数值模拟研究了平板、椭圆板、圆管、方管和三角管5种涡发生器分别安装于湿法烟气脱硫系统折流板除雾器中的除雾效率与压降。采用欧拉-拉格朗日方法分别求解气相-液相运动状态,入口流速U _in为3~6m/s,液滴直径范围2~80μm。结果表明,平板的除雾效率与压降增大最多,U _in=3m/s时,除雾效率相比无涡发生器高31.98%,压降高30Pa。平板对2μm液滴具有较高的除雾效率,最大为34.88%,比无涡发生器高20.81%。椭圆板U _in=3m/s时除雾效率比无涡发生器增加29.14%,压降升高20.47Pa。圆管、方管和三角管的总除雾效率分别高达95.05%、97.49%和96.48%。压降方面,方管为无涡发生器的4.18倍,圆管和三角管分别为2.05倍和2.79倍。另外,考察了椭圆板攻角的影响。在相同U _in下,除雾效率随着攻角的增加而增大,50°的椭圆板除雾效率为97.09%~99.15%。攻角对2μm液滴的分级除雾效率影响不大。压降随着攻角的增大而增加,U _in=4m/s时,攻角从0°增加到50°,压降从25.3Pa增加到92.78Pa。椭圆板因其迎流面积与长宽比的匹配以及流线型产生了较多涡流,具有良好的强化除雾效率效果以及较小的压降。     

MVR系统中管柱式气液旋流分离器性能研究

机械式蒸汽再压缩技术中,蒸发器产生的蒸汽进入压缩机前需要进行气液分离,考虑到结构紧凑性与分离稳定性,本文提出采用管柱式气液旋流分离器进行此操作,对其进行了结构参数设计和Fluent数值计算。经过研究：发现溢流管和底流管尺寸对分离器性能影响较大,改变二者数值大小,当溢流管直径为50mm、底流管直径为40mm时,溢流管和底流管的气、液相体积分数可分别达到1,且满足文献中对于出口流速的要求;证明了分离器流场内外旋流与内旋流的运动规律,两者旋向相同,运动方向相反;相比较单入口,采用双入口的管柱式气液旋流分离器,内部流场参数分布高度对称,分离过程更加稳定;适当增加旋流器直径,可降低流体通过压降,缩短纯液相区与纯气相区间过渡区域,改善分离器性能。     

喷淋塔液滴粒径分布及比表面积的实验研究

以水和空气为实验介质,通过拍照法获得喷淋塔内液滴粒径分布,考察了不同喷淋量及空塔气速对塔内不同高度处液滴Sauter平均直径(SMD)的影响,并对液滴粒径分布进行了理论分析.结果表明,喷淋塔顶部液滴分布密集,底部稀疏,液滴群在下落过程中,平均粒径减小且趋于均匀化;塔顶处液滴SMD随喷淋量的增加而增大,处在塔中下部的液滴SMD则随喷淋量增大而减小,提高空塔气速,可减小平均粒径;理论分析认为,液滴粒径减小主要是由于发生了碰撞破碎的缘故,而塔内液滴大小不一是碰撞的主要原因;通过量纲1化拟合得到喷淋塔内液滴SMD经验关联式,其计算结果与实验值吻合较好;考虑液滴破碎的喷淋塔比表面积比不考虑破碎的比表面积大70%左右.     

天然气脱蜡旋风分离器分离效率的模拟

旋风分离器分离效率高,不易堵塞,用于天然气脱蜡效果显著。通过CFD软件Fluent模拟CYG-S型天然气脱蜡旋风分离器的两相流场,得到了旋风分离器内的压力、切向速度、轴向速度分布。对比了不同入口速度下的模拟与理论计算的分割粒径x50,发现具有很好的吻合度,两相模拟有一定的可靠性。结果表明：在旋风分离器锥段底部靠近壁面处的石蜡液滴质量浓度较高;随着进口流量的增加,旋风分离器分离效率提高,当进口流量为1000 m3/h时,x50可以达到5.3 μm;大粒径液滴的分离效果明显,但在所研究的进口流量范围内,进口流量的变化不能明显地影响粒径小于5 μm液滴的分离效率;柱段和锥段长度的增加使得旋风分离器的整体长度增加,延长了液滴在旋风分离器内的停留时间,提高了旋风分离器的分离效率。     

基于响应曲面法的旋风分离器结构优化

为了优化旋风分离器的分离效率和能量损耗,确定影响旋风分离器性能的主要结构参数,采用响应曲面模型和CFD数值模拟,以排尘口直径（D_d）、排气口直径（D_e）、入口速度（V）为设计变量,以压降和总分离效率为目标函数,进行三因素的优化设计分析。研究结果表明,排尘口直径对压降和分离效率影响不大,排气口直径与速度对压降和分离效率影响显著,且排气口直径与速度的交互作用明显。针对本次0.5～10 μm的颗粒群,推荐最优参数组合是D_e/D=0.35、D_d/D=0.37、V=12 m/s。与实验的结构相比,在相近的分离效率情况下,压降降低了一半,有效地减少了能耗。表明所建立的响应曲面模型能够较精确地表示设计变量与目标函数之间的关系,基于响应曲面模型的优化设计方法可以有效用于旋风分离器的结构优化。同时不同的粒径要求可以采用不同的结构进行除尘,在达到分离要求的前提下,采用最小压降的结构,本次研究为分离0.5～10 μm粒径的结构提供有利的依据。     

Spray and mixing characteristics of liquid jet in a tubular gas–liquid atomization mixer

For the design and optimization of a tubular gas–liquid atomization mixer,the atomization and mixing characteristics of liquid jet breakup in the limited tube space is a key problem.In this study,the primary breakup process of liquid jet column was analyzed by high-speed camera,then the droplet size and velocity distribution of atomized droplets were measured by Phase-Doppler anemometry (PDA).The hydrodynamic characteristics of gas flow in tubular gas–liquid atomization mixer were analyzed by computational fluid dynamics (CFD) numerical simulation.The results indicate that the liquid flow rate has little effect on the atomization droplet size and atomization pressure drop,and the gas flow rate is the main influence parameter.Under all experimental gas flow conditions,the liquid jet column undergoes a primary breakup process,forming larger liquid blocks and droplets.When the gas flow rate (Q_g) is less than 127 m~3·h~(-1),the secondary breakup of large liquid blocks and droplets does not occur in venturi throat region.The Sauter mean diameter (SMD) of droplets measured at the outlet is more than 140μm,and the distribution is uneven.When Q_g127 m~3·h~(-1),the large liquid blocks and droplets have secondary breakup process at the throat region.The SMD of droplets measured at the outlet is less than 140μm,and the distribution is uniform.When 127Q_g162 m~3·h~(-1),the secondary breakup mode of droplets is bag breakup or pouch breakup.When 181Q_g216 m~3·h~(-1),the secondary breakup mode of droplets is shear breakup or catastrophic breakup.In order to ensure efficient atomization and mixing,the throat gas velocity of the tubular atomization mixer should be designed to be about 51 m·s~(-1)under the lowest operating flow rate.The pressure drop of the tubular atomization mixer increases linearly with the square of gas velocity,and the resistance coefficient is about 2.55 in single-phase flow condition and 2.73 in gas–liquid atomization condition.