新型超声速旋流分离器的数值模拟研究

新型超声速旋流分离器的数值模拟研究

超声速旋转检测器主要由拉刻喷管、超声速旋转检测器、旋转元件、压力控制器等组成。结构致密、轻巧、简单、可靠（无旋转部件）、无人值守等优点。第一代超声速旋流分离器采用先膨胀再旋流原理,其旋流部件是安装在超声速整流管段的超声速翼,当气流以超声速流经过该超声速翼时,轴向速度转化为切向速度,产生巨大的离心力将气流中的水和重烃凝析液滴分离出来。但是,由于超声速翼处于超声速区,速度的转化是在超声速条件下进行的,翼后产生复杂的膨胀波和斜激波,这样一方面导致激波难以控制,降低了分离器的压力恢复能力,另一方面导致能量的损失增大,降低了超声速旋流分离器的分离性能。因此,笔者针对第一代超声速旋流分离器存在的不足,根据空气动力学、流体力学和传热学的相关理论,设计一种静态导向叶片安装在拉伐尔喷管之前,使流体经旋流后再进入拉伐尔喷管进行膨胀降温的新型超声速旋流分离器。1投资主体结构设计将超声速旋流分离器内的轴向速度向切向速度的转化设定在亚声速条件下进行,即在流体经喷管膨胀到超声速之前就产生旋转,则叶片后就不会产生膨胀波和斜激波,这样便降低了分离器内的能量损失,而且该结构使得液滴的再蒸发影响程度减小,可有效地提高分离效率,同时膨胀波和斜激波的消失使得扩压器内的激波变得容易控制,为提高分离器的压力恢复能力提供了条件。基于此设计思想,将该分离器的旋流部件安装在亚声速段,即将一组静态导向叶片安装在拉伐尔喷管之前,安装位置如图1所示。在分离器入口流量为300m3/h,入口绝对压力为0.6MPa,温度为30℃的工况条件下,对该超声速旋流分离器进行结构设计。(1)面的切线方向流体在流经分离器的静态导向叶片后发生旋转,旋转气流在超声速喷管入口表面的切线方向产生一个或多个气体射流,使发生凝结的液滴被抛向壁面。对静态导向叶片采用叶栅设计法,叶型中心的形状采用圆弧型,圆弧形中线由一段圆弧构成。设计叶片弦长为60mm,扭曲角为30°,安装角为40°。(2)不平衡时流体的稳定性拉伐尔喷管可以使气流膨胀以获得超声速,并在出口处形成低温低压。气流在通过拉伐尔喷管的过程中,发生绝热膨胀,没有热量的损失或增加,近似于等熵过程。在喷管内温度急剧下降的过程中,气流达到过饱和状态开始凝结,出现成核现象,随后液滴开始生长,形成气液混合物。在该超声速旋流分离器中,由于流体停留的时间特别短(只有几毫秒),是一个不平衡的瞬态过程,因此不会形成水合物。根据空气动力学原理,拉伐尔喷管亚声速收缩段采用双三次曲线法设计,喉部为一段光滑圆弧,超声速扩张段按富尔士消波法设计。本工况下设计的拉伐尔喷管入口直径为70mm,收缩段长为130.62mm,喉部直径为9.58mm,扩张段长为36.12mm,喷管出口直径为12.41mm,喷管长为166.74mm。双三次曲线法公式为⎧⎩⎨⎪⎪D−DcrD1−Dcr=1−1X2m(xL)3,xL≤Xm;D−DcrD1−Dcr=1(1−Xm)2(1−xL)3,xL>Xm.{D-DcrD1-Dcr=1-1Xm2(xL)3,xL≤Xm;D-DcrD1-Dcr=1(1-Xm)2(1-xL)3,xL>Xm.式中,D1,Dcr,D分别为收缩段进口、出口及任意x处的截面直径;L为收缩段长度;Xm为前后两段曲线连接点的相对坐标,本设计取Xm=0.45。(3)扩压器设计及结果扩压器是新型超声速旋流分离器的重要部件,它相当于二次压缩机,通过扩压器可将气体的动能转化为压力能。由于扩压器入口处的气流速度为超声速,要求超声速气流进入扩压器后能够形成强烈的正激波,使气流的速度降为亚声速,所以在设计扩压器时主要考虑在总压损失尽可能小的条件下将超声速气流减速至亚声速状态,并提高扩压器的出口静压,以达到设计所要求的背压条件。本设计采用流量函数法将扩压器设计成锥形,设计的扩压器入口直径为12.41mm,出口直径为23.40mm,长为104.82mm。本研究设计的分离器全长为571.56mm,入口直径为70mm,出口直径为23.40mm,分离器整体结构如图2所示。2计算值的值2.1风场模型计算精度超声速旋流分离器内部流场十分复杂,CFD(计算流体动力学)技术是研究超声速旋流分离器的重要手段,其中的FLUENT软件适用于模拟亚声速、跨声速和超声速流动的大范围内的复杂流场结构的可压缩流动。在FLUENT给出的湍流模型中:零方程模型和一方程模型计算速度快,但计算精度偏低;雷诺应力模型计算精度高,但计算量相当大;二方程模型介于二者之间,其计算精度可满足工程应用,计算速度又能被目前的计算机所承受,因此在工程运用中最为普遍。二方程模型中的RNGk-ε模型适用于高雷诺数湍流场的求解,尤其对强旋流流场有着很好的改进效果,因此考虑到计算精度和运行速度,本研究中选用RNGk-ε模型进行数值计算。2.2湍流模型类型超声速旋流场是在非常精细网格上的高速可压缩流动,因此选用耦合隐式算法。流动方程采用二阶迎风格式求解,湍流模型中湍流动能方程和湍流动能耗散率方程均采用一阶迎风格式求解。考虑到计算精度,对流场参数变化剧烈的静态导向叶片周围进行局部网格加密,加上耦合隐式算法所需内存较大,提高了数值计算对计算机的硬件要求,选用parallel算法可合理解决这一问题。2.3密度的选择和热传导系数数值模拟计算中流体介质为饱和凝析气,其天然气物性及相平衡特性如下:(1)密度。对于可压缩流体的密度关系式,选取理想气体状态方程p=ρRT,即密度变化遵照理想气体定律,在FLUENT密度选项中选择理想气体计算密度。(2)黏性。与温度相关的Sutherland定律可以很好地适用于高速可压缩流体。该定律使用理想化的分子间作用力势函数,公式是由二或三系数指定。本文选用三系数的Sutherland黏性定律。(3)热传导系数。模拟能量和黏性流动时需要定义热传导系数。由于选用气体定律定义密度,所以选用分子运动论定义热传导系数。(4)比定压热容。在240K<T<1000K内,比定压热容cp随温度的变化非常微弱,并且cp对流场中流体物性的影响也很小,因此cp可以近似地当作常数来处理。2.4进、出口边界针对超声速可压缩气体流动特征,设定进口边界为压力入口,出口边界为压力出口,固体壁面采用无滑移、无渗流、绝热边界。对于高马赫数可压缩流动,操作压力的意义不是很明显,因此取操作压力为零,采用绝对压力进行数值计算。进、出口边界需要指定的参数如下:(1)总压、总温、静压和入口湍流参数。总压、总温和静压根据入口条件得到,指定湍流强度和黏性比作为湍流参数。(2)静压、回流总温和出口湍流参数。静压由设计的出口压力给出,忽略壁面散热和其他形式的能量损失时,总能量不变,回流总温与入口总温相等,仍指定湍流强度和黏性比作为湍流参数。3在分离器中，流畅性分析3.1降压比的影响保持温度和入口压力恒定,调整出口压力,研究升压比(定义为分离器出口静压与入口静压的比值)对激波的影响,分析结果如图3所示。图3中以拉伐尔喷管出口为零点,旋流分离段长为100mm,后接扩压器。研究表明,随着升压比的增大,激波由扩压器向拉伐尔喷管方向移动。当升压比为40%时,激波位于扩压器内;当升压比为73%时,激波位置前移到扩压器入口;再增大升压比,激波进入旋流分离段,当升压比达80%时,激波进入拉伐尔喷管。因此,在恒定温度和入口压力,调整出口压力的条件下,将升压比控制在40%~73%内,可保证激波在分离器旋流分离段以后,超声速旋流分离器即可正常工作。升压比的提高表明该新型超声速旋流分离器的压力恢复性能得到了改善,意味着天然气流经该分离器后压能损失有所减少。3.2结构静温特性分析对该超声速旋流分离器内部流体的流场规律进行数值模拟,截面平均马赫数、平均静温、平均静压和平均切向速度沿轴向的变化规律如图4所示。从图4中可以看出,平均马赫数在拉伐尔喷管之前基本为零,在喷管中快速增加,喷管出口处达到最大值2.0,之后在旋流分离段有所下降,在扩压器入口处产生突越,这是因为在此处产生激波的缘故,马赫数在经扩压器后趋近于零。图4(b),(c)中显示平均静温及平均静压在喷管之前基本保持不变,经拉伐尔喷管膨胀后降至最低,在旋流分离段缓慢升高,在经激波及扩压器的作用后有所恢复。由图4(d)可知,平均切向速度在静态导向叶片之前基本为零,经叶片旋流进入拉伐尔喷管后迅速增大,进入旋流分离段后有所减小,后来由于受到激波影响而急速下降,经扩压器后趋近于零。从以上分析可知,在设计的新型超声速旋流分离器中,流体流速在拉伐尔喷管喉部处达到声速,出口截面处达到超声速,形成低温低压区,凝析出了大量的游离水和重烃凝液,具有很好的膨胀降温效果。同时,流体经静态导向叶片产生旋转,在拉伐尔喷管里产生巨大的离心加速度,取得了良好的旋流分离性能。数值模拟研究表明,在升压比为55%时,温度低至-98.82℃,压力低至82.945kPa,超声速旋流场离心加速度高达243558g(g为重力加速度),可以达到很好的气液分离效果。4增压比的影响(1)新型超声速旋流分离器采用先旋流再膨胀原理,降低了能量损失,使得激波更容易控制,大大提高了分离器的