新型多旋臂气液分离器入口旋流头的预分离特性研究

周闻，鄂承林，李永祺，郭玉娇，李子轩，卢春喜

（中国石油大学（北京）重质油国家重点实验室，北京 102249）

引言

费-托合成工艺是缓解石油短缺的重要技术途径之一[1]。由费-托合成反应器生成的烃类混合物经过换热后，受温度压力变化的影响，重质烃类会以液滴的形态析出并游离在气态轻质烃中，形成环状流或雾状流的气液两相混合流动形态[2-3]。下游的气液分离器需要完成对上述气液混合物的精细分离，精准分割轻质烃和重质烃产品。对气液两相混合物中液滴的粒径特征，通常采用Sauter 平均粒径(SMD)来进行描述。通常费-托合成工艺所需分离的气液混合物中液滴SMD 约为20～30 μm，液滴的浓度约为50～100 g/m3。面对严苛的分离要求，Zhou 等[4]开发了一种新型多旋臂式气液分离器。主要利用离心分离原理对气液两相进行分离，在前期工作中已经发现此类分离器的性能基本满足分离要求，但依旧存在上行气速快，液滴夹带量大等问题，初步判断是因入口结构引起的。

采用离心分离原理分离器的入口结构是分离器最重要的组成部件之一[5-6]。入口结构可迫使混合相在分离器筒体内做旋转运动从而完成分离。Xiong 等[7]发现在轴流式旋流分离器的入口结构上增设窄缝后，可以提高分离器的分离性能。Ali 等[8]在一个大型的组合式分离器中同时设置了入口分配器和多组旋流叶片作为入口结构用以增强分离性能。Fu 等[9]在切流反转式旋风分离器的入口前设置一组辅助结构，颗粒在该结构的作用下按照粒径大小重新分配，有序地进入分离器主体完成离心运动，从而提高分离器的分离性能。杨维旺等[10]发现在轴流导叶式旋风分离器中增大入口叶片圈数可使分离效率总体增大，但同时压降也相应增大。Tang等[11]在分离器入口设置了二组导流式叶片用于分离CO2与水。罗小明等[12]发现减小导流叶片出口角可以增加轴流式气液分离器的分离效率。

在离心分离器中，液滴的粒径分布是分离器设计的重要参数之一[13-14]。然而在气液分离体系中，液滴很难在气流中保持自身的完整性，存在破碎或聚结，粒径分布通常在液滴运动中会发生变化[15-16]。虽然一般用于雾化液滴的喷嘴性能是容易测量的，但在管路中实际液滴群的粒径分布测量难度大，给分离器的设计和理论分析带来挑战[17-18]。Ma 等[19-21]在分离器的进出口的稳定区域将管路中的混合相引出至空气中，利用高速摄像机拍摄液滴群，而后通过图像处理软件完成对粒径分布的测量。Song等[22]利用等动采样的原理将分离器出入口的液滴引出至Promo 3000 粒度测量设备，对液滴的粒径分布进行测试。然而，管路中的液滴在引出测量过程中，受取样管管壁的作用，有可能使被测液滴的粒径分布进行二次分配，这种测量方式给液滴粒径分布的测量带来了不可避免的误差。李东芳等[23]使用Winner 318B 喷雾激光粒度仪在线对分离器入口透明管路中的液滴粒径进行测量，这种在线非引出式的方法可以降低粒径测量的误差。但是在此方法中，测量光线在经过有机玻璃圆管后会发生折射，当测试管径较大、管壁较厚时，测量光路的偏折会对液滴粒径的测试引起误差。

在前期实验的基础上，通过改变入口直管段的长度和旋流臂的结构，优化了新型多旋臂气液分离器入口结构。本文设计了一种液滴粒径在线测试的新方法，通过马尔文Spraytec 粒度仪实时测试液滴群流经入口旋流头的粒径变化特征，旨在掌握入口旋流头的预分离特性，为后续混合相离心分离模型的建立提供参考。

1 实 验

1.1 实验设备

新型多旋臂气液旋流分离器入口旋流头的相关实验在大型冷模实验平台上进行，实验装置及流程如图1 所示，图中H表示测量截面与喷嘴所处截面的距离，D表示入口管内径。分离器筒体部分采用有机玻璃制成，筒体直径为500 mm。分离器的入口结构命名为旋流头，它是由304不锈钢制成，旋流头包括入口直管段和4个旋流臂。入口直管段直径D为283 mm，每个旋流臂的出口尺寸均为192 mm×64 mm。气液分离实验气相主体使用常温常压状态的空气。实验中用于生成微小雾滴的雾化喷嘴采用东莞市长原喷雾技术有限公司生产的ADG-SV980超声波雾化喷嘴，该超声波雾化喷嘴类型为流体力学式雾化喷嘴。喷嘴口喷出的高速气流的冲力激发喷嘴前段的共振腔体振动，从而产生高强度的声波，在液体流经区域提供气体声振动，使液体雾化。实验选择自来水作为液体物料，虽然水易蒸发且物性参数与工业原料有所差别，但是以水作为原料所做的相关实验对于实际工业同样具有重要参考价值[24]。根据费-托合成工艺中液滴浓度范围，设计了本实验的进液量。受喷嘴正常工作时液体流量和实验设计流量的限制，此次试验须采用8 个相同的喷嘴。喷嘴所用的压缩气和水均经缓冲罐后分别流入8个喷嘴。这些喷嘴在入口直管段稳定区域的同一截面沿周向均布。为了使液滴与气流混合更均匀，喷嘴斜向下方倾斜20°设置。

图1 多旋臂气液旋流分离器实验流程图Fig.1 Schematic diagram of the experimental apparatus

实验采用正压操作，即利用鼓风机提供主风，在调节阀和放空阀共同调节下，气体经过涡街流量计计量后与液滴充分混合，共同进入旋流头。受到旋流臂对运动路径的限制作用，混合相在经过旋流臂进入筒体后做旋转运动，继而利用离心原理完成气液两相分离。液滴被分离后由底部的收集罐A收集，收集质量流率为mA(kg/h)，气体由上部设置的水平排气管排空。当单独测试旋流头的分离特性时，去掉外部的筒体，其余部件不变化，如图1所示。此时，气体经过涡街流量计后携带液滴进入旋流头，而后它们共同排空。被旋流头分离下来的液滴会呈水流状，滴落在下方直径为800 mm 的漏斗中，并由收集罐B完成收集，收集质量流率为mB(kg/h)。mA和mB的测量方法相同，即在设备稳定运行后，分别利用秒表和电子秤计量时间t(h)内收集的液体质量G(kg)，则收集质量速率可由式(1)进行计算

蒸发的水量me(kg/h)由出入口的温湿度计测量并计算得出[4]。在确定进液质量流率mL(kg/h)后，其中总分离效率Et的计算公式为

旋流头的分离效率Ev的计算公式为

设备压降由高精度数显压差计进行实时记录，压差计量程为10 kPa，精度为0.3%满量程(25℃)。在喷嘴下方500 mm 的入口直管段中心设置一个压力测点，同时在旋臂出口中心处和排气管中心处分别设置一个压力测点，它们与入口直管段中的压力差表示旋流头的压降和设备总压降。

气速作为分离器的重要操作参数之一，在本实验中，各个结构参数相对固定，为了叙述方便，均以旋流臂出口对应气量下的速度值作为代表。

本实验利用马尔文Spraytec 粒度仪来在线测试液滴在运动过程中的粒径分布特征。粒度仪采用激光衍射法和完全米氏光散射理论，对光路上的液滴进行粒度分布测量。使用这种测量原理可以对实验管路中液滴粒径信息进行非引出式测量，最大限度地保证了液滴粒径测量的准确性。粒度仪的测量范围是0.1～1000 μm，精确度为0.01 μm。

因本实验管路中采用正压操作且管内液滴浓度大，在管路上开贯穿孔或在管路上安装平行镜片等常规测量方式无法适用本装置。为了更准确的描述液滴群在管路中运动时的粒径信息，将旋流头各测量截面整体截断，使混合相在流经测量截面后直接经过粒度仪完成测量，如图2 所示（H、D同图1）。当测量光线贴近测量截面时，其在空气中所测粒径信息就可以代表液滴群在管内呈现的粒径信息。面对复杂的测量环境，这种将管内混合相全部引出至空气中的测量方式，突破了传统意义的“非介入式测量”，既不干扰混合相在管内的运动方式，又最大限度地保证了液滴粒径的分布信息。实验在入口直管段部分设置了4 个测量截面，分别为H/D=2.47，4.95，6.71和8.48，在旋流臂的中心位置设置了1个测量截面。其中H/D=8.48的位置是入口直管段的末端，即与旋流臂相接处的直管段位置。

图2 旋流头内液滴粒径测点截面图Fig.2 Droplet size distribution measuring points in vortex head

1.2 液滴的初始粒径分布

液滴的初始粒径分布是指经过喷嘴的雾化作用，液滴在空气中自然形成的液滴粒径分布。为了避免因各个喷嘴进液或进气不均导致液滴初始粒径相差较大，影响后续分离实验，需要在预实验中对比各个喷嘴的雾化性能。

预实验中，在总进液量为174.7 kg/h 的操作条件下，分别对8个喷嘴在空气中进行粒度分布测试，测试位置为距离喷嘴水平距离200 mm处。各个喷嘴的SMD 如图3所示，这8个喷嘴的平均粒径为28.8 μm，标准差仅为2.8 μm，喷嘴的总体雾化性能差异不明显。

图3 各个喷嘴的SMDFig.3 The SMD of nozzles

为了更细致地考察喷嘴的雾化性能，预实验还考察了各个喷嘴产生液滴的粒径分布规律。经过测试，发现这些喷嘴的粒径分布规律相似，以6号喷嘴为例，粒径分布规律如图4 所示。以体积占比作为衡量指标，液滴的初始粒径分布类似正态分布，符合气液分离实验的进液要求。

图4 喷嘴处液滴的粒径分布规律Fig.4 Droplet size distribution at nozzles

2 结果与讨论

2.1 入口管直管段内液滴的粒径分布

水由喷嘴雾化后形成液滴进入入口直管段后与主风混合，混合过程中液滴与气流间的速度差会对液滴产生剪切作用，使液滴发生形变直至破碎分裂成更小的液滴[25]。与此同时，在直管段运动过程中，受管壁边壁效应影响，液滴在运动过程中会在管壁上形成一层薄液膜[26]。然而高速气流会对液膜产生剪切作用，液膜发生破碎，产生大液滴游离在管内。因此在入口直管段内的液滴粒径分布必将重新分布。掌握在直管段中的液滴粒径分布的变化规律可为后续的分离实验提供重要的参考。

入口直管段内的SMD随运动距离的变化规律如图5 所示。H/D=0 表示液滴的初始粒径。由图5 可知，在主风气流与初始液滴的混合过程中，气液两相相对运动作用显著，剪切效应作为液滴粒径变化的主要因素。大部分液滴在与气流的相对运动中被剪切破碎成小液滴，SMD 大幅度下降，降幅为40.4%。而后在入口直管段运动过程中，液滴SMD 随着运动距离的增长呈增大趋势，但变化微弱。这是由于液滴被加速后，在跟随气流运动过程中，它们之间几乎不存在相对运动，气流的剪切作用未发挥明显作用。液滴在直管段运动时，边壁效应会使一部分液滴在管壁发生聚集，且液滴在管中运动路径越长，这种聚集作用就越明显。因边壁效应聚集的大液滴在管壁上形成薄的液膜，高速气流会对液膜发生剪切作用，将一部分液体以大液滴的形式从液膜中剥离出来，而后大液滴重新被气流分散成小液滴在管中运动，从而完成对液滴粒径的重新分布。因此混合相在入口直管段中稳定运动后，剪切效应与边壁效应会共同作用在液滴上，使液滴粒径呈动态变化，且随着运动距离的增大，SMD呈增大趋势，但增大程度在H/D=2.47～8.48区间内比较微弱，增幅仅为1.8%。

图5 入口直管段的液滴SMD变化规律Fig.5 Variation of SMD in straight inlet pipe

对各个测点位置的液滴粒径分布情况进行测量，如图6 所示。液滴在直管段中初加速时，粒径小于20 μm 的小液滴明显增多，粒径超过200 μm 的大液滴在剪切效应的影响下几乎消失。直管段内的粒径分布与液滴初始粒径分布相似，均为类正态分布。在入口直管段中，随着运动距离的增长，液滴的粒径分布规律几乎未发生变化，这表示混合相在管内的运动状态趋于稳定。也可以说，混合相在一定长度的垂直直管内运动时，液相可保持自身的特征性质不变。

图6 不同位置处的粒径分布变化规律Fig.6 Variation of particle size distribution at different positions

在H/D=8.48 位置处，考察了气速对液滴粒径分布的影响规律。在描述液滴的粒径时，除了SMD 能够宏观展现液滴群的特征外，D10、D50和D90三个粒径指标可以更详细的展示液滴群的特点。它们的物理意义分别为，累计粒度分布分数达到液滴群体积的10%、50%和90%时所对应的粒径值。也可以认为，它们分别对应着整个液滴群中的小、中和大液滴粒径的含量。

在一段时间内，固定进液量，均匀的调整气速，利用粒度仪持续记录液滴粒径群的信息，记录频率为1 Hz。如图7 所示，图中虚线旁标注的数字为所在时刻的气速。由图7可知，当液体量一定，随着气速的增大，SMD 直径逐渐降低。D10反映了小粒径的液滴特征，它随着气速的增大呈下降的趋势，气速在10.17 m/s 增加至20.34 m/s 过程中，D10由9.5 μm变化至8.2 μm，变化幅度为13.6%。D50反映了中粒径的液滴，变化降幅约为12%。D90先随着气速的增加逐渐降低，然后呈上升趋势。当气速逐渐升高过程中，剪切效应首先作为影响粒径分布的主导因素，使液滴破碎情况明显，大液滴粉碎显著。在气速12.43～16.95 m/s 中，D90变化不大，边壁效应和剪切作用达到平衡。而后气速再增大时，更多的液滴受边壁效应影响，形成更多的大液滴，此时边壁效应成为影响粒径的主导因素。

图7 不同气速下入口直管段末端液滴的粒径变化规律Fig.7 Variation of droplet size at the end of straight inlet pipe at different gas velocities

2.2 经旋流臂后的液滴粒径分布

四个下倾的旋流臂周向均匀设置在入口直管段的末端，它们主要的作用是强制将混合相由垂直向下运动转变为斜向下方向的旋转运动，使后续混合相可以在筒体内做离心运动从而完成分离。混合相流经旋流臂后，受到旋流臂的限制作用，气流方向会发生明显改变，此时液滴受惯性作用会形成部分分离，并且在剧烈的气流变化中，液滴会改变其自身形态，或聚合，或破碎。液滴的粒径分布情况相较于在入口直管段时，也会发生一些变化。掌握流经旋流臂后的液滴粒径分布规律，可对后续在筒体内发生的离心分离理论分析提供参考。

混合相经旋流臂向空气中喷出，此时液滴飞溅情况明显，因此只在正对旋臂出口中心方向200 mm处，粒度仪测量光路水平放置。对经旋流臂喷出的液滴进行粒度测试，通过实验观测发现，混合相经旋流臂喷射出来的路径是与气速密切相关的，气速越大，混合相喷射方向更接近水平；气速越小，混合相喷射方向向下倾斜的角度越大，如图8所示。图8中红色光路为粒度仪的实际测量光路，粉红色虚线所夹区域为观测到的高气速下混合相运动的区域；蓝色虚线所夹区域为观测到的低气速下混合相的运动区域。在高气速下，测量光路所处位置约在路径中心以下的部分；在低气速下，测量光路经过粒径中心以上的区域。实验还观测到靠近液滴喷射面上方液滴浓度较稀，呈“雾蒙蒙”状；靠近液滴喷射面下方的液滴粒径较大且浓度较高。同时一部分水流会从旋流臂下沿流出。

图8 旋流臂粒径分布测试图Fig.8 Schematic diagram of measuring points at vortex arm

实验测试了在不同气速下，经旋流臂喷出液滴群的相关表征信息，如图9 所示。从图9 中可以发现气速为13.56 m/s 是液滴粒径变化的特征气速。最明显的变化就是在高于特征气速时，D90所代表的大液滴粒径含量急剧增高，这也是使SMD 在特征气速之后增大的原因。当气速小于特征气速时，SMD值基本不变，D10呈增大趋势，D50呈下降趋势，但二者变化较小。且D90几乎不变，只是在稍高气速时，D90波动稍显剧烈。当气速高于特征气速后，且在逐渐增大的过程中，液滴群的粒径表征信息基本不发生变化。

图9 不同气速下经旋流臂后液滴的变化规律Fig.9 Variation of droplets passing through vortex arms at different gas velocities

实验还考察了液滴群在旋流臂的前端即入口直管段的末端的粒径分布特征规律。结合上述液滴粒径在高气速下和低气速下呈现不同的规律，分别考察了高低两个代表性气速下液滴粒径分布情况，如图10 所示。在不同气速范围内，在旋流臂前端，粒径分布规律相似，结合前文在入口直管段末端的讨论，可以认为二者的分布状态是一致的，只是数值上略有差别。在旋流臂末端，发现了不同的分布规律。在高气速下，旋流臂末端出现了双峰，且第二个峰粒径数值较大，约为600 μm，这与图9中D90所呈现的规律相似。同时，第一个峰形与旋流臂前端峰形相似，只不过体积分率降低，一方面是由于受到惯性分离的影响，已有部分液滴形成水流从旋流臂流出；另一方面，液滴群中混有大量的大粒径液滴，使小粒径液滴体积占比降低。然而在低气速下，流经旋流臂的液滴粒径分布只出现单峰，峰形与旋流臂前端相似，且液滴浓度明显升高。在高气速下能够发现双峰，即表示在高气速下，虽然气流转折时强烈的剪切力会使液滴发生破碎，但受旋流臂的限制影响，液滴也会发生聚集，一部分小液滴会形成大液滴游离在混合相中。由此推测，在低气速下，气流转折时剪切力更小，使液滴破碎的概率更小，而旋流臂对混合相发挥同样的限制效果，此时也应会有一部分小液滴在旋流臂的作用下聚集形成大液滴，形成双峰特征。那么在低气速下，旋流臂的末端也应呈现双峰特征，并且第一个峰的体积分率降低。也就是说，在低气速下，代表大液滴的第二个峰虽然形成了，但是受测量位置影响而未被检测到，这也是在低气速下经旋流臂后液体粒径分布形成单峰特征的原因。

图10 液滴群在旋流臂前端和末端的粒径分布Fig.10 Particle size distribution of droplets in front and end of vortex arm

根据以上分析，结合图8 管路的实际测量位置及上述所得的粒径信息，对旋流臂末端液滴群的运动状态进行推测，如图11所示。图中灰色区域为旋臂出口，红色线段为测量光路，它相对于旋流臂出口位置固定。

图11展示了在不同气速下，流经旋流臂后的液滴群均会形成以下三种特征。

图11 旋流臂末端不同气速下的液滴群特征Fig.11 Droplet characteristics at different gas velocities in the end of vortex arm

(1)在旋流臂的限制作用下，液滴受惯性分离影响汇聚成小水流，从旋臂的下沿流出，且气速越大，小水流喷射的角度越接近水平。

(2)在旋流臂的上方区域，液滴群会保持入口直管段中的液滴粒径分布不变，但体积分率有所降低。

(3)在旋流臂的下方区域，部分小液滴会聚集形成大液滴游离在混合相之中，且这些大液滴只在路径的中下方出现。

只有当流经旋臂后的液滴群具有以上的分布特征时，才能观测到图9 和图10 展示的测量规律。即：低气速时，旋流臂末端会形成大粒径分布，只是由于混合相喷射角度向下倾斜，大粒径分布更靠近运动区域的下方，没有被测量光路检测到，此时测量光路测量的是在运动区域的上方，即经过旋流臂上方流出的液滴群。此时小粒径液滴作为主体，无大液滴的影响，相对的体积占比就会比旋流臂前端处高。在高气速下，液滴的流动更接近水平喷射，此时形成的大粒径分布就会出现在光路中，从而被检测出双峰特征。也就是说上文所提到的特征气速13.56 m/s 可能是聚集形成的大粒径液滴通过测量光路处的临界气速。

由于液滴在流经旋流臂后，液滴粒径分布形成双峰，分布规律发生明显改变。因大粒径的存在会提升整个液滴群的SMD 值，并且大粒径的粒径值均超过100 μm，它们在后续的离心分离过程会非常容易被分离。因此小液滴的粒径分布依旧是后续离心分离的关注对象。同时旋流臂中心以上部分流出的均是粒径小的液滴，它们非常容易发生夹带逃逸，这也应该是后续分离中需要重点关注的部分。

2.3 入口结构的气液分离性能

实验从压降和分离效率的角度在不同的操作条件下对旋流头的预分离性能进行了考察。图12呈现旋流头压降和设备总压降，随着气速的增大，发现压降均有所增加，分离器的总阻力系数约为8.2，旋流头压降占比仅约3.2%～8.4%，且气速越高，旋流头压降占比越小。常规旋风分离器的阻力系数一般在10～20 之间[27]。一方面说明入口结构耗能较少，另一方面也说明入口结构压降对分离器总压降的影响不显著。

图12 旋流头压降和设备总压降Fig.12 Pressure drop of vortex head and total

根据图11所示的旋流臂末端液滴分布特征，旋流臂的预分离量指的是沿旋流臂下沿流出的水流量。图13呈现了旋流头和分离器总分离效率规律。随着气速的增加，总分离效率呈降低趋势，但降幅微弱；旋流头的预分离效率逐渐降低，占比约为42.8%～62.5%。虽然在惯性分离原理中，在转折处混合相相对速度差异越大越容易分离，但是在气液分离体系中，还应考虑到液滴的形变问题。当气速越大，气流的剪切力也越大，不仅会作用在液滴本身，还会对已经先聚结的液膜进行撕裂，使呈水流状态部分的水量减少，降低旋流头的分离效率。同时液滴撞击在旋流臂壁面的动能越大，液滴破碎、弹溅的概率越大。当液滴从液膜中剥离后，就会跟随气流共同进入筒体内部参与离心分离。

图13 旋流头和分离器的分离效率Fig.13 Separation efficiency of vortex head and total

在气速增大过程中，惯性分离效率降低，离心分离效率增大，但总分离效率基本保持不变。进一步说明了入口结构设计的合理性，它不仅能够迫使混合相发生旋转，为混合相提供离心分离环境，所提供的惯性分离也能协同后续的离心分离，使分离器在宽气速条件范围内依旧可以保持高水平的分离效果。

3 结论

入口结构旋流头是新型多旋臂气液分离器的重要组件之一。通过大型冷模实验，测量液滴群在旋流头中运动的实时粒径分布，结合旋流头的预分离性能，详细地考察了入口旋流头结构各部位对混合相液滴群粒径分布的影响规律，得到以下结论。

(1)初始液滴在进入高速气流的直管段后，粒径会迅速重新分布，重新分布后的液滴粒径分布呈类正态分布，SMD 为16.8 μm。粒径小于10 μm 的液滴大量增多，超过200 μm的液滴几乎消失。

(2)液滴在剪切效应和边壁效应的共同影响下，在H/D=2.47～8.48 长度间的入口直管段运动时，运动状态稳定，SMD 虽呈增大趋势，但增幅微弱。在入口直管段末端，液滴粒径分布和气速密切相关。当气速超过16.95 m/s 后，D90增大明显，从而使液滴群的SMD略有增大。

(3)液滴流经旋流臂后，在惯性分离的作用机制下，液滴预分离后形成水流从旋流臂下沿流出。混合相中的液滴群粒径会重新分布，形成双峰特征，旋流臂对液滴的聚结效果明显。大粒径液滴集中分布在旋流臂出口的下方区域，旋流臂出口的上方区域仅有小粒径液滴，有可能在后续的离心分离过程中直接逃逸。

(4)旋流头的压降占比为3.2%～8.4%，分离效率占比为42.8%～62.5%。随着气速增大，旋流头分离效率逐渐降低。混合相在通过旋流头后可进行离心分离，总分离效率满足分离要求。入口结构设计合理，不仅可以为混合相创造强旋流的初始分离环境，同时也可利用自身结构对混合相进行预分离。