锥角对导叶式旋流器分离性能影响试验研究

中图分类号： TH137；TQ051.8 文献标识码 ： A doi：10.3969/j.issn.1005-0329.2013.03.001Experimental Study of Separating Property Concerning Taper Angle of Vane-#deal HydrocydoneYU Kai，WANG Zhen-bo，JIN You-hai，SUN Zhi-qian，HOU Sheng-chao(China University of Petroleum (East China)，Qingdao 266580，China)Abstract： Vane-guided solid-liquid separation hydroeyclone with three diferent kinds of taper angles in terms of 5。，7。and10。WaS researched while with other structural parameters and operating parameters remain unchanged.The experimental resultsdemonsate that vane-guided hydrocyclone with taper angles of 7。is best characterized by the highest separation eficiency，acomparatively low pressure drop；there is a definite link between the angle of cone and the separation eficiency of solid particleswhich have diferent grain diameters；there is an upward trend as to the separation eficiency of suspended maters wi the aIIgleof cone decreasing。

Key words： angle of cone；solid-liquid separation；van e-guided hydrocyelone1 前言 2 试验装置及方法固液水力旋流器因其占地面积孝操作维护方便等优点，在油田地面除砂、微细物料的分级和 示。

分离中被广泛应用 J。中国石油大学(华东)多相流分离实验室所研发的导叶式固液分离旋流器具有总压降低、分离效率高、管汇配置方便等优点，因此更适用于井下多相分离和海洋平台上采出液的预处理 J。但就锥角等结构对导叶式旋流器分离性能的影响尚未做过深入研究。基于此，在其它结构参数和操作参数不变的情况下，对锥角为5。、7。和 10。的导叶式固液分离旋流器的分离性能进行试验研究。

收稿日期： 2012-06-15基金项目： 中国石油大学(华东)研究生创新工程资助项目(CX-1225)导叶式固 -液分离旋流器的结构如图1所溢导流叶片图1 旋流器结构示意2 FLUID MACHINERY Vo1.41，No.3，2013为了更加直观地观察其内部流场中颗粒的运动现象，该旋流器以有机玻璃为原料，按与工业用旋流器 1：1的比例制成，锥段长度 420mm、主直径 50mm、溢流口径 15mm。其中，导叶为造旋的核心部件，其安装位置和结构如图2，3所示。导流叶片的成型原理是-根母线和-个圆柱面相交成-定角度，沿圆柱面的某种曲线移动而形成的曲面就是叶片的成型面。其设计参数主要包括：叶片数 n、叶片出口角 (导流叶片出口处直线段与此处径向截面的夹角)、流道宽度W(导流叶片在出口直线段处相邻两导叶片之间的距离)等。

溢流出口进八料f J ； - 、 l l 图 2 旋流器人 口结构示意图 3 导流叶片结构不意试验过程中，料液经搅拌器搅拌均匀后，由螺杆泵送人固 -液水力旋流器内进行分离，分离后形成的溢流和底流分别由循环管路排回料罐，如此往复，形成了-个封闭的循环系统。在固 -液水力旋流器的入 口、溢流 口及底流口处都设有采样支流，以方便测试和取样。在管路上设有压力传感器和电磁流量计，用于测量入口处、溢流口处和底流处的压力和流量。试验流程如图4所示。

试验中连续相介质为清水，固相介质为细砂。相关物理参数如表 1所示。

电图4 试验装置流程示意表 I 不同颗粒粒径与密度对比粒径 百分 比 中位粒径 密度 颗粒类别(I.Lm) (%) ( m) (g/cm )≤2.157 10水砂 ≤7.122 25≤20.260 50 22.33 2.67混合物≤34.510 75≤46.180 90由表 1可知，试验用砂的粒径绝大部分在50 m以下。在此基础上做如下定义，粒径在 0～201xm的颗粒为悬浮物，粒径在 20～30 m的颗粒为泥，粒径在 301，zm以上的颗粒为砂。

3 试验结果分析对于固-液水力旋流器的试验研究，应主要从结构参数、操控参数以及料液的物料参数等 3个方面进行优化，并以分离效率、压降、粒径分布、粒级效率4个指标来建立评价固-液水力旋流器分离效果优劣的体系。

锥段是固-液水力旋流器内部固液两相发生分离的主要区域，因此，为了研究椎角对导叶式旋流器分离性能的影响，在其它结构参数和操作参数保持不变得情况下，对 5。、7。、10。3种锥角进行探讨。

3.1 效率及压降试验结果分析固 -液水力旋流器的锥角与分离效率、压降的关系曲线如图5、6所示。

2013年第 41卷第 3期 流 体 机 械 3瓣辍谴- 宴- 0.5逝O.O图5 锥角与分离效率的关系4流量(m ，h)。 图 6 锥角与压降的关系由图5可知，分离效率随着流量的增加呈现先增大再减小的趋势。在-定范围内，流量-定时，分离效率随锥角的增大呈先升高再下降的趋势。这主要是因为随着锥角的增大，液流切向速度增大，因此产生的离心力增大，颗粒更容易克服流体 的曳力 到达边壁，促进 了固液两 相的分离L3 J。但锥角增大到-定程度后，切 向速度过大，导致锥段涡流强度增加，返混严重，不利于分离过程的进行；在底流口径不变的情况下，随着锥角的增加，锥段长度减小，这意味着停留时间变短，不利于固体颗粒的分离。

从图6可知，在-定范围内，流量-定时，压降随锥角的增大而增加。这是因为锥角的增大会使自然旋流长变短，即准强制涡消失的时间提前，长度变短，这意味着液流由外部准 自由涡进入内部准强制涡的时间提前，且速度转向突变的程度随着锥角的增大而增加，耗能巨大；切向速度增加，导致流体内部及边界层与旋流器锥段内壁的摩擦增加 ，耗能增加；切向速度增大到-定程度后 ，会使流场的湍流强度提高，消耗能量。以上原因都导致压降随锥角的增加而增大。

3.2 粒径分布试验结果分析为了考察旋流器对悬概粒、泥和砂的分离能力，采用美 国贝克曼库尔特有限公司生产的Coulter LS230激光粒度分析仪对入口和溢流样品中固体颗粒的粒径分布进行了分析，结果如图7所示。由图可知，分离前后，固相颗粒的粒径发生了显著变化，溢流中残存颗粒的粒径、含量均明显减少。分离前，固体颗粒体积分数相似、固体颗粒粒径大都分布在40-5O仙m之间，即砂的含量最高，泥和悬浮物的含量相对较少。分离后，溢流中固体颗粒含量大幅降低，且大都为 0-20 m之间的悬浮物颗粒，20 m以上的泥砂颗粒的含量已经相当低，分离效果明显。

图 7 不同锥角下粒径分布曲线从图还可以得出：(1)锥角为 5。和 7。时，分离后峰值粒径为 5～ 7 m，所 占体积分数均在 3.8%以下；锥角为l0。时，溢流中的粒径大都集中在 6～8 m之间，体积分数在 3.8% -4.0%之间。

(2)锥角为5。时，溢流中20 颗粒的体积分数为 1.5% -2.0%，70～8O 的砂可被除尽；锥角为7。时，溢流中20 m颗粒的体积分数在1.5%以下，60 m以上的砂可被除尽；锥角为 10。时，溢流中2O m颗粒的体积分数波动较大，总体在2.0%4 FLUID MACHINERY Vo1.41，No.3，2013以上，30501a，rn的泥砂颗粒即可被除荆因此，在其它条件不变的情况下，5。锥角更有利于 2O m以下悬浮物颗粒的分离，7。锥角适合分离 20 m以上的泥砂颗粒，l0。锥角对 301.Lm以上的砂分离效果明显。

1·0褂0.s0.01.0瓣O.5O.O3.3 粒级效率试验结果分析为了研究 3种锥角结构对各粒径固体颗粒的分离效率，在考察总分离效率、压降和粒径分布的基础上，对旋流器的粒级效率进行了计算。在不同流量的情况下，各粒径的粒级效率如图8所示。

1O糌0.s鬃0.00 25 50 U 25 50 J 25 U粒径( m) 粒径( m) 粒径( m)(a)5。时粒级效率曲线 (b)7。时粒级效率曲线 (C)10。时粒级效率曲线图8 不同锥角时粒级效率曲线由图 8可知，在流量-定的情况下，5 m以 也是导致其分离效率较高的-个原因，而且团聚上的颗粒粒级效率随着颗粒粒径的增加呈现增大 作用在低流量下较为明显 。

的趋势。这主要是因为： 除此之外，由图 8可知，在流量-定的情况(1)粒径小的悬浮物颗粒所受的离心力很 下，随着锥角的减小，旋流器对粒径较小的悬浮物小，径向沉降速度不足以抵消向内的流体速度，即 颗粒的分离效率呈上升的趋势。当流量为 5m /h相对于流体的跟随性较好，径向速度方向与流体 时，锥角为5。的结构对粒径为 101m的悬概粒相同，结果使得这部分颗柳入溢流； 的分离效率已经到达 70%，高于相同流量下锥角(2)小粒径颗粒在底流口附近的部分易随外 为7。和 lO。时旋流器对该粒径微粒的分离效率。

部准自由涡进入内部准强制涡； 这主要是因为在-定范围内，随着旋流器锥角的(3)湍流的径向扩散作用使已经进入边界层 减小，旋流器内流场的湍流度降低，湍流径向扩散的小粒径颗粒返混 ，再次进入内旋流； 作用微弱，不容易把已分离出来细微颗粒再返混(4)由于湍流脉动，颗粒沉降又存在-定随 入溢流；在底流口直径不变的情况下，锥角减小意机性，尤其是粒径接近分割粒度的颗粒。即对于 味着锥段长度增加，因此颗粒的停留时间变长。

靠近器壁的颗粒，即使粒度小于分割粒度，也更可能随粗颗粒向下成为底流，而与之相反，对于溢流 4 结论管附近的颗粒来说，即使粒径较大，也可能进入溢流 J。 (1)流量-定的情况下，在-定范围内，旋流这 4个原因都导致旋流器对 5-101.m的颗 器的分离效率随着锥角的增加呈现先增大再减小粒的分离效果变差，分离效率低下。由于大颗粒 的趋势；压降随着锥角的增大而增加；7。锥角旋流所受的离心力足够使其克服流体的曳力而沉降到 器总分离效率最高、压降较低；壁面，因此旋流器对 25 m以上的泥砂颗粒的分 (2)在其它结构参数和操作参数相同的情况离效率较高，可达90%以上。 下，5。锥角更有利于20t.Lm以下悬浮物颗粒的分值得注意的是，2 m以下的悬概粒的粒级 离，7。锥角适合分离 201m以上的泥砂颗粒，10。

效率反而较高，这主要是因为：固体颗粒在沉降过 锥角对301xm以上的砂分离效果明显；程中，除受到来自流体介质的静态浮力与动态阻 (3)流量-定的情况下，5 m以上的颗粒的力之外，颗粒之间的机械碰撞对沉降过程也起着 粒级效率随着粒径的增加而增大；由于团聚等作重要的作用。当向外沉降的大颗粒碰到以较小速 用的影响，2 m以下的悬概粒的粒级效率反而度沉降的信粒，作为碰撞过程中动量交换的结 较高；在-定范围内，随着锥角的减小，旋流器对果，前者的沉降有所减缓，而后者则在大颗粒的携 悬浮物颗粒的分离效率呈上升的趋势。

带下加速向外沉降；细微颗粒的团聚和聚结作用 (下转第84页)FLUID MACHINERY Vo1.41，No.3，2013蒸发器采用不同管径的内螺纹铜管，研究R290制冷在不同管径下的特性。其中蒸发器分别采用管径为 4，5mm、66mm、4，7mm的内螺纹铜管，翅片宽度均为 14mm，冷凝器内螺纹铜管管径为4，6mm，翅片宽度 14mm。试验结果如图 2所示 。

内螺纹铜管管径(mm)邑萤图 2 调整管径后的试验结果从图可以看出，蒸发器内螺纹铜管管径的减小，对制热量与低温制热量的提升有直接的影响，与 mm 管相 比，4，5mm 管 的制热 量提 升 了2.1%，低温制热量提升了3.4%。蒸发器内螺纹铜管的管径，以 4，7mm为基准，4，6mm与4，5mm的内部容积分别减少了20.4%与47.7%。虽然蒸发器管径的减嗅使制冷剂的流速增加，导致蒸发器内的沿程阻力增加，对能力会有不利影响。

但是 R290的气态动力黏滞系数和饱和液态动力黏滞系数都比R22的小，黏滞系数猩以减少流体与管壁以及流体内部的摩擦损失，另-方面也可以减少传热时的附面层厚度，从而增大换热系数 。同时，在制热工况下，蒸发器内的制冷剂多为液态，所占制冷剂总量的比重较大，蒸发器内部容积的减小提高了系统其它部件尤其是冷凝器的所占制冷剂总量的比重，从实验数据看，此项调(上接第4页)