0 引言

水力旋流器可将胶结在一起的天然气水合物泥砂混合浆体进行离心分离。陈浩等^[1]基于固态流化开采技术设计了海洋天然气水合物混合浆体的海底预分离工艺，将常规单一锥角的水力旋流器作为分离设备，基本能满足分离要求。但天然气水合物在分离过程中会分解出气体，易形成负压而产生空气柱，加上腔体内气体的不稳定会造成空气柱晃动，剧烈的晃动会消耗能量，不仅影响分离精度，而且会降低分离效率。基于此又提出了双锥-内锥形水力旋流器，以提高内旋流强度，使游离的少量天然气气体及水合物与泥砂更易分离，但未减小空气柱的影响。因此需要找到在消除空气柱的同时又能增强旋流效果的方法，而在沉砂口处加装强制起旋装置有望解决水合物泥砂的分离问题。王树立和蔡跃跃等^[2-3]研究了起旋扭带扭率6.2~8.8时管道螺旋流动水合物生成与流动规律，研究结果表明扭带是易安装且起旋效果较好的旋流装置。为此，笔者设计了内置扭带的水力旋流器，采用有限体积法模拟其分离过程，研究不同长度扭带组合后的内流场变化对除砂分离效率的影响，得到最优的组合方案，以期为后续水力旋流器性能的深入研究提供参考。

1 旋流器概述 1.1 工作原理

水力旋流器是利用离心力将物料在高速旋转下进行分离的设备。从进料口以较高的切向速度进入旋流器内的天然气水合物泥砂混合浆体在离心力的作用下，密度大的泥砂颗粒快速沉降，密度较小的水合物颗粒与泥砂颗粒强化分离。颗粒密度不同，产生的离心力大小也不同，从而形成不同的离心半径。水力旋流器的内部流场运动形式可分为内旋流、外旋流、短路流、循环流、空气柱及零速包络面等6种，如图 1所示。其中，内、外旋流对分离精度影响较明显。内、外旋流作为分离器内的主要流场，首先产生的外旋流是从溢流口到沉砂口方向的旋流，分布区域从内壁面至零速包络面处，携带泥砂从沉砂口排出；内旋流运动方向与外旋流相反，且分布区域从零速包络面至腔体中心，可将天然气水合物颗粒从溢流口排出。零速包络面是判别内、外旋流区域的分界线，也是影响分离精度的重要因素之一。短路流和空气柱都是降低分离效率的运动形式，可以通过在溢流口外壁附加环形齿来减小甚至消除短路流。天然气水合物分离与常规液固分离不同，天然气水合物会解析出天然气气体，更易产生空气柱，空气柱会降低分离效率。

1.2 空气柱对水力旋流器分离性能的影响

物料在旋流器内高速旋转时，空气作为较轻组分的物质易于在旋流器中心聚集，加之沉砂口和溢流口都与大气连通，因此会在旋流器中央形成负压区，为空气柱的形成提供了良好的条件。尤其在分离天然气水合物情况下，流场内部的条件复杂且变化剧烈，更易解析出天然气气体，加剧了空气柱的形成，缩短了空气柱的萎缩时间。

空气柱的形成与沉砂口的直径密切相关，并且在该位置容易产生。沉砂口的直径越粗，空气柱的体积越大，呈现扭曲麻花状。空气柱不仅不参与分离工作，并且耗散能量，加剧了内部流场的不稳定。为提高分离效率，应消除或减小空气柱。徐继润等^[4]在水力旋流器的溢流口放置固体棒来占据空气柱位置，以达到消除空气柱的目的。此举虽然内部能量损失减小了51.5%，提高了分离性能，但是随着固体棒加粗，溢流口流量减小，影响了溢流口物质的排出。褚良银等^[5]设计的水力旋流器采用插入中心翅片的方式，可将旋流器中心空气柱及附近液体流动形成的强制大涡破坏成小涡，同时也使中心附近区域内流体速度的猛增趋势得到抑制，在分离性能改善的同时还提高分离精度。但插入一定量的中心翅片后，会改变旋流器的速度场，且对旋流器的分离性能和能耗产生一定的负面影响，插入的中心翅片数目越多，这种负面影响越大。

1.3 内旋流强度对水力旋流器分离性能的影响

从进料口进入旋流器内不同密度的物料，会获得一定的切向速度产生离心力，不同密度的物料获得的离心力不同，形成了不同方向的螺旋涡。密度较大的物料从溢流口向沉砂口方向形成外螺旋，并直接从沉砂口排出，而一部分较轻组分的物料内迁至内螺旋。由于内、外螺旋方向相反，密度小的颗粒向溢流口方向运动，形成内旋流，空气柱大部分位于内旋流区。若加装强制起旋装置，且与内旋流旋向相同进行起旋，则会提高内旋流强度，同时将长条形空气柱打散成小气泡并挤压上移至溢流口，便于排出，但应不影响沉砂口排砂能力。增强内旋流强度能有效提高轻质物料的分离效率并减小空气柱的波动对分离精度的影响，也具有对轻质物料聚集和向上输送的能力。

2 旋流器结构参数及内置扭带设计

扭带是一种有效的强制起旋装置，可引导流体旋流^[6]。选取扭率为6.2的扭带对内旋流区域旋流进行引导^[7]，只有扭带旋向与水力旋流器内旋流区的旋向相同，才能使内旋流区的旋流强度增强。空气柱的直径与沉砂口直径大致相同，内旋流从沉砂口到溢流口方向以螺线涡方式运动。因此，天然气水合物分离器设计思路是：将扭带与沉砂口等径来占据空气柱的位置，阻止空气柱的产生或迫使其上移至溢流口方向；在水力旋流器沉砂口设置扭带对起始处内旋流效果进行增强。以下研究水力旋流器的结构参数以及不同长度扭带对内旋流区域的影响效果，根据分离效率及颗粒在腔体内迹线的变化，侧面反映扭带放置对空气柱的减小或消除的情况。

2.1 天然气水合物分离器结构参数

天然气水合物分离器本体包括上方的圆柱筒体和下方的锥形筒体。在圆柱筒体顶部设有溢流口，侧壁上设有进料口，在锥形筒体底部设有沉砂口，在分离器本体内部且位于分离器轴心处纵向设有一个扭带。扭带顶部通过扭带上固定支架与圆柱筒体的底部内侧壁固定连接，扭带底端通过扭带下固定支架与锥形筒体的底部内侧壁固定连接。主要研究不同长度扭带对内流场的影响，为简化模型，除去了固定扭带的支架。图 2为分离器结构示意图。

根据文献[8]和相关经验公式，确定水力旋流器参数为：圆柱筒体高285 mm、筒体直径250 mm，锥形筒体高463 mm、锥角15°，溢流口直径70 mm，溢流管总长度85 mm，其中伸入圆柱筒体内的长度65 mm，进料口直径40 mm、长度为50 mm，沉砂口直径30 mm。

2.2 扭带参数确定

选取相同扭率Y，不同扭带长度L及变径扭带与水力旋流器进行组合。扭带结构如图 3所示。

3 数值模拟 3.1 模型建立

采用Solidworks 2018对天然气水合物旋流分离器进行三维建模，利用ICEM CFD对模型进行网格划分。为得到较准确的计算结果，对扭带等细节位置进行局部加密处理，通过网格无关性验证后，普通水力旋流器的网格数为135 105个，长200 mm扭带的网格数为120 095个，长300 mm扭带的网格数为132 882个，长450 mm扭带的网格数为144 504个，长200 mm变径扭带的网格数为1 350 046个。图 4为旋流器的网格划分图。

3.2 天然气水合物混合浆体的介质参数

根据深水浅层水合物固态流化开采的运行工况，确定海洋天然气水合物的流体介质为海水、天然气水合物及泥砂，采用多相流模型模拟天然气水合物泥砂混合浆体在水力旋流器内的运动情况。天然气水合物为粒径60 μm的固体颗粒，泥砂为粒径90 μm的固体颗粒。表 1为天然气水合物泥砂混合浆体介质参数^[9]。

3.3 边界条件设定

天然气水合物泥砂混合浆体中天然气水合物占比约为15%，泥砂占比约为25%，其中离散相的体积分数超过10%，故采用欧拉-欧拉多相流混合模型^[10]，且不考虑颗粒间的碰撞、破碎及合并等影响。天然气水合物浆体与泥砂间的曳力模型均选用文献[11]中的模型。雷诺应力模型(RSM模型)对旋流强度较大的情况具有良好的模拟效果，故采用RSM湍流模型。根据文献[12]的模拟结果，当固体颗粒粒径60~80 μm、进口压力7.3 MPa、进口速度6~8 m/s、泥砂体积分数15%~20%时，天然气水合物泥砂混合浆体的分离效果最优，故采用该运行工况。

3.4 控制方程 3.4.1 液相控制方程

质量守恒方程为：

(1)

动量方程为：

(2)

能量方程为：

(3)

式中：ρ_l为液相密度，v_l为液相的流动速度，μ_l为液相的动力黏度，p为作用在液相微元体上的压力，F为作用在流体微元体上的体积力，u、v、ω为三个方向的速度，E为单位质量液相的内能，E_i为液相内能，E_f为液相势能。

3.4.2 颗粒相的控制方程

天然气水合物液-固间的曳力采用文献[11]中的模型，因此曳力系数表达式为：

(4)

(5)

式中：α_l为流体的体积分数；Re_s为雷诺数；d_s为固体颗粒粒径，μm；为固体颗粒速度，m/s。

4 模拟结果分析 4.1 不同扭带下速度迹线图

不同扭带下速度迹线如图 5所示。

从图 5a可见，沉砂口处的迹线呈扭曲状，说明空气柱在沉砂口对内旋流有较大的波动影响，因此未能呈现出竖直向上的螺旋迹线，期间产生的能量损失会直接影响分离效率。从图 5c可见，装配长200 mm扭带的水力旋流器内旋流迹线明显增强，外旋流的速度也得到了显著提高，并呈现出未扭曲竖直的螺旋迹线，说明扭带占据了空气柱的位置，消除了沉砂口附近空气柱对内旋流的影响；此时内旋流区域迹线更为笔直、密集和连续，同时加强了内旋流区速度的稳定性，有助于轻质水合物颗粒的二次分离。在内流区稳定的流场内，含有少量泥砂时水合物混合颗粒停滞时间更久，在离心力的作用下重质泥砂更易再次被甩至外旋流区，形成二次分离。因此，图 5c所示的扭带组合增强内旋流的效果最佳。下面主要研究长200 mm扭带组合的切向速度、静压、水合物及泥砂体积分数曲线，进一步分析内部流动、对比不同长度扭带分离效率和除砂效果。

4.2 静压分布规律

取从沉砂口至溢流口旋流器中心的连线为中心线，正方向为Z轴正方向。由于水力旋流器流场对称分布，所以取垂直于中心线的6条线为特征线，并将特征线上参数进行曲线绘制，以便直观地看出水力旋流器各参数分布规律。从0.2~0.7 m每隔0.1 m绘制一条特征线，共6条特征线。以特征线上的流场分布来说明长200 mm扭带与水力旋流器组合内流场的分布规律，如图 6所示。

长200 mm扭带与水力旋流器组合的内部静压力分布如图 7所示。从图 7可以看出，由壁面沿径向到轴心的静压力逐渐减小，与普通水力旋流器的静压图很相似，符合水力旋流器内部压力的分布规律^[13]。从V形线的上端开口程度可看出，长200 mm扭带装配的水力旋流器比普通水力旋流器的开口窄且陡，说明扭带的装配使得壁面与轴心的压差比普通水力旋流器的压差大。这也从侧面反映内旋流的增强、压差的提高使内外旋流分区更为明显，提高了分离的精度。外壁面的静压提高说明消除的空气柱使能耗减小，外旋流强度增强。外旋流主要用于分离重质砂，从而可以提高除砂效率。

4.3 切向速度分布规律

图 8为长200 mm扭带与水力旋流器组合的切向速度分布规律。从图 8可以看出，速度分布曲线为M形，符合内部切向速度的分布规律^[14]。

4.4 水合物浆体分布规律

沿轴向不同位置水合物体积分数如图 9所示。从图 9可以看出，水合物颗粒主要集中在上端溢流口及中心轴附近。图 9a中，在Y轴0.7 m处出现一个明显高出其他位置的陡峭波峰，其余位置在上端也呈现出较为明显的波峰。这是因为内旋流强度提高使内外旋流分区更加明显，也从侧面说明内旋流的稳定提升对内旋流区少量未被完全分离的天然气水合物浆体进行了二次分离，使内旋流区内的水合物含量更纯净，这也使天然气水合物分离后纯度更高，因此水合物在溢流口出现了较明显的波峰。图 9b中0.7 m位置并没有出现陡峭的波峰，其余位置的水合物含量相差不大，针对轻质物水合物的分离不明显，未能产生二次分离促使分离精度提高。

5 不同扭带下分离效率 5.1 分离效率计算

采用汉考克综合效率计算公式的变形公式^[15]来计算分离效率，即：

(6)

式中：E为分离效率，α为给矿中计算级别物料含量，β为溢流中计算级别物料含量，θ为底流中计算级别含量，均以百分数计。

不同扭带与水力旋流器组合水合物分离效率对比如图 10所示。从图 10可见：内置长200 mm扭带的水力旋流器由于内旋流的增强，使得分离效率提高；当扭带长于200 mm时，会使刚进入水力旋流器的分离物质触碰到扭带，旋流区域发生紊乱，不利于内旋流与外旋流区域的划分；同时由于扭带占据了沉砂口的位置，若扭带过长会增加碰撞摩擦，消耗能量；另外，扭带过长使存在于溢流口的空气柱被挤压聚集在短路流内，更不易排出造成气阻，使分离效率降低。

5.2 除砂效率

不同扭带与水力旋流器组合沿Y轴泥砂分布对比如图 11所示。

从图 11可以看出：长200 mm扭带与300 mm扭带的泥砂下降情况最剧烈；在长450 mm扭带、长200 mm变径扭带及无扭带水力旋流器内的泥砂分布情况变化比较平缓，表明扭带与旋流器的组合提高了除砂分离能力；含扭带的水力旋流器在最下端沉砂口泥砂含量均小于普通水力旋流器，这说明扭带消除了空气柱对泥砂排出的主要影响，并且扭带的放置不会影响沉砂口泥砂的排出。

内置长200 mm扭带水力旋流器与普通水力旋流器沿轴向不同位置泥砂体积分数云图对比如图 12所示。从图 12可见：内置长200 mm扭带水力旋流器在中心轴附近的旋流区内泥砂含量最低，且从沉砂口至溢流口的空气柱未呈麻花形扭曲分布，空气柱只分布在溢流口上端，达到了消除空气柱的目的；扭带的放置使外旋流区更为均匀，呈稳定渐开线的形状，提高了内、外旋流的稳定性。空气柱的消除和稳定性的提升进一步提高了旋流分离器的分离效率。

6 结论

(1) 内置扭带的水力旋流器比普通水力旋流器在除砂分离性能方面都有所提高。扭带的放置不仅消除了空气柱对沉砂口泥砂排出的阻碍，还增强了内旋流效果并提高了分离效率及分离精度。内旋流增强及稳定性提高使未完全分离干净的天然气水合物泥砂混合浆体在内旋流区停滞时间延长，将泥砂与水合物进行二次分离，提高了水合物浆体纯度，以致在溢流口的水合物含量激增出现突兀的波峰，而普通旋流器未能出现这种现象，说明扭带的放置有助于提高分离精度。

(2) 通过计算不同扭带下的分离效率可知，长200 mm非变径扭带与水力旋流器的组合对天然气水合物的分离效果最好。这是因为扭带过长在增强阻力的同时还会引起内旋流的不稳定，降低对水合物的分离效率；选择效果最好的长200 mm扭带进行变径，对内旋流的增强效果不仅不明显，而且还增加了阻力，分离效率低于普通水力旋流器。