楊蕊，朱寶錦，呂超，張磊，肖迎松

（1 東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍 江大慶 163318； 2 黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江大慶 163318）

引 言

氣液旋流分離器是一種快速離心分離裝置，具有適應(yīng)性強(qiáng)、體積小、分離高效、運(yùn)行連續(xù)且無(wú)活動(dòng)部件等優(yōu)勢(shì)，廣泛應(yīng)用于石油化工、航空航天等工業(yè)領(lǐng)域中。油氣開(kāi)采環(huán)節(jié)中，氣液旋流分離器運(yùn)行需要?jiǎng)恿︱?qū)動(dòng)，往復(fù)泵等動(dòng)力機(jī)械在運(yùn)行過(guò)程中不可避免地存在瞬時(shí)流量脈動(dòng)，同時(shí)管道內(nèi)流體的共振和流量控制元件的周期性振蕩也會(huì)產(chǎn)生流量脈動(dòng)，由此引起氣液旋流器入口流量呈現(xiàn)出脈動(dòng)變化[1-2]，使得旋流器內(nèi)部流場(chǎng)分布存在顯著性差異，直接影響氣液分離性能與效果，甚至導(dǎo)致旋流系統(tǒng)中各元件的周期性振動(dòng)及損壞。許多學(xué)者針對(duì)入口不穩(wěn)定流速條件下旋流分離器流場(chǎng)的影響開(kāi)展實(shí)驗(yàn)研究，楊容等[3]對(duì)脈動(dòng)進(jìn)料狀態(tài)下不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的旋流分離器進(jìn)行數(shù)值模擬分析，結(jié)果表明采用頻率為0.4 Hz 的正弦脈沖進(jìn)料氣液分離效率最高。趙立新[4]分析了脈動(dòng)流條件下分離性能的影響因素，結(jié)果表明一定程度的脈動(dòng)可以提高分離效果。倪玲英等[5]研究了斷續(xù)流對(duì)分離性能的影響，結(jié)果表明流量的不連續(xù)性使油水分離效率下降5%。

盡管學(xué)者們對(duì)脈動(dòng)條件下氣液旋流分離器內(nèi)部流場(chǎng)特性展開(kāi)了一系列的研究，但針對(duì)流量脈動(dòng)條件下旋流分離器內(nèi)氣液兩相流型的研究卻鮮有探索。由于氣液兩相流流型[6-11]作為影響兩相流[12]運(yùn)行狀態(tài)和流場(chǎng)分布的重要影響因素，對(duì)其進(jìn)行研究就顯得尤為重要。但是目前對(duì)于流型[13-16]的研究大多基于穩(wěn)定流場(chǎng)，楊偉霞等[17]進(jìn)行不同角度的氣液兩相流動(dòng)實(shí)驗(yàn)，提出流型轉(zhuǎn)化界限。也有學(xué)者對(duì)壁面振動(dòng)而引起的非穩(wěn)態(tài)[18]流場(chǎng)條件下的氣液兩相流型進(jìn)行研究，孫博等[19]對(duì)低頻高幅式橫向振動(dòng)工況下的水平通道進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)振動(dòng)參數(shù)的改變對(duì)彈狀流轉(zhuǎn)換界限有更為顯著的影響。周云龍等[20]對(duì)不同起伏非線(xiàn)性振動(dòng)條件下的傾斜上升管進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，建立了考慮振動(dòng)加速度的關(guān)系式，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

綜上所述，以往關(guān)于氣液兩相流型的研究主要集中于穩(wěn)態(tài)及振動(dòng)條件下，但是在實(shí)際工況中，旋流分離器入口流場(chǎng)通常呈現(xiàn)周期性波動(dòng)。因此，本文針對(duì)流量脈動(dòng)條件下旋流分離器內(nèi)氣液兩相流型進(jìn)行高速高清可視化實(shí)驗(yàn)研究，通過(guò)分析流量脈動(dòng)工況下氣泡動(dòng)力學(xué)行為，揭示脈動(dòng)工況下旋流分離器內(nèi)流體流動(dòng)參數(shù)的變化規(guī)律。為進(jìn)一步探究氣液兩相相互作用提供理論基礎(chǔ)，為流量脈動(dòng)條件下氣液分離器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)原理

1.1 實(shí)驗(yàn)對(duì)象

旋流分離器的結(jié)構(gòu)形狀如圖1 所示，其重要尺寸參數(shù)如表1所示。

圖1 旋流分離器Fig.1 Cyclone separator

表1 尺寸參數(shù)Table 1 Dimension parameters

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

室內(nèi)實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)工藝流程如圖2 所示，脈動(dòng)控制主機(jī)26 將實(shí)驗(yàn)參數(shù)轉(zhuǎn)換成模擬量，變頻器27 的顯示面板實(shí)時(shí)顯示操作參數(shù)，開(kāi)啟閥門(mén)28，驅(qū)動(dòng)往復(fù)泵3，從而起到實(shí)時(shí)調(diào)速控制的作用。在實(shí)驗(yàn)開(kāi)始前和進(jìn)行過(guò)程中，需要對(duì)氣液流量進(jìn)行分別測(cè)量和調(diào)節(jié)。開(kāi)啟閥門(mén)2，往復(fù)泵3 從水罐1 處將水輸送至閥門(mén)4，并開(kāi)啟閥門(mén)4。液相流經(jīng)流量計(jì)5，調(diào)節(jié)所需液相流量。然后啟動(dòng)空氣壓縮機(jī)13，將空氣輸送至壓力存儲(chǔ)罐15 中并加壓。當(dāng)壓力表16 達(dá)到所需壓力時(shí)開(kāi)啟閥門(mén)17，通過(guò)調(diào)節(jié)氣體流量計(jì)18調(diào)節(jié)氣體量。調(diào)節(jié)后氣液混合流體通過(guò)閥門(mén)6進(jìn)入旋流分離器7內(nèi)部產(chǎn)生旋流。通過(guò)高速攝像機(jī)對(duì)旋流分離器內(nèi)氣液兩相進(jìn)行攝取成像。關(guān)閉閥門(mén)23 及開(kāi)啟閥門(mén)24，此時(shí)溢流端流出的混合液進(jìn)入氣相排空池25中。關(guān)閉閥門(mén)11及開(kāi)啟閥門(mén)12，此時(shí)旋流分離器流出的水全部回流至水罐1 中，實(shí)現(xiàn)水資源的循環(huán)利用。

圖2 實(shí)驗(yàn)流程Fig.2 Experimental process

為了對(duì)脈動(dòng)條件下的流場(chǎng)進(jìn)行直觀(guān)的定性分析，將此氣液旋流分離器的下錐段加工成有機(jī)玻璃，并利用高速攝像技術(shù)對(duì)旋流器內(nèi)氣核的狀態(tài)進(jìn)行可視化觀(guān)測(cè)研究，實(shí)驗(yàn)工藝實(shí)物圖及主要觀(guān)測(cè)區(qū)域如圖3 所示。為了獲得清晰準(zhǔn)確的圖像，在實(shí)驗(yàn)開(kāi)始前進(jìn)行實(shí)驗(yàn)管路的試運(yùn)行，調(diào)整高速攝像機(jī)的位置和焦距等參數(shù)，同時(shí)調(diào)整補(bǔ)光燈，使高速攝像CDU 圖像上的畫(huà)面清晰。為保證測(cè)量結(jié)果的準(zhǔn)確性，在調(diào)整完畢后，高速攝像機(jī)位置和焦距等參數(shù)固定。同時(shí)由于實(shí)驗(yàn)段為光滑的曲面，光線(xiàn)在不同位置的折射會(huì)對(duì)氣泡位置和大小造成影響，所以在實(shí)驗(yàn)段不同位置放置同樣為曲面的球體進(jìn)行標(biāo)定，以減小實(shí)驗(yàn)誤差。

圖3 高速攝像實(shí)驗(yàn)觀(guān)測(cè)區(qū)域Fig.3 High-speed camera test observation area

開(kāi)啟螺桿泵開(kāi)關(guān)，空氣壓縮機(jī)運(yùn)行10 min 后，待壓力表示數(shù)穩(wěn)定為0.6 MPa 后，開(kāi)啟變頻控制開(kāi)關(guān)，調(diào)速實(shí)驗(yàn)設(shè)備運(yùn)行，如圖4所示。根據(jù)不同工況調(diào)整流量脈動(dòng)形式，將CDU（控制面板）的圖像數(shù)據(jù)傳輸?shù)絇C 端的專(zhuān)用I-SPEED suite 圖像處理軟件中逐幀進(jìn)行分析。

圖4 氣液兩相供給設(shè)備Fig.4 Gas-liquid two-phase supply equipment

實(shí)驗(yàn)在常溫常壓下進(jìn)行，氣液比為30%，分流比為60%。在實(shí)際情況中往復(fù)泵僅對(duì)液相產(chǎn)生脈動(dòng)抽吸作用，并未對(duì)氣相施加流量脈動(dòng)形式。氣液兩相流運(yùn)動(dòng)中，氣相為離散相，其運(yùn)動(dòng)狀態(tài)與形式隨主相液相的帶動(dòng)而波動(dòng)，所以在實(shí)驗(yàn)中通過(guò)脈動(dòng)控制主機(jī)使脈動(dòng)進(jìn)液速度按正弦規(guī)律變化，從而使氣液混合相在旋流器入口處以脈動(dòng)形式進(jìn)入旋流腔，如式（1）所示。氣液混合相基礎(chǔ)流動(dòng)速度A=6.7075 m∕s，脈動(dòng)幅值B=1.033 m∕s，周期T=6.28 s。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

由于高速相機(jī)拍攝的原始照片在成像、存儲(chǔ)和傳輸過(guò)程中會(huì)受到傳感器缺陷、碼流丟失和環(huán)境噪聲的影響。因此必須對(duì)原始圖像進(jìn)行處理和轉(zhuǎn)換，用以獲得清晰的和更好的視覺(jué)效果，為識(shí)別、分析和決策等提供重要的技術(shù)支持，提高圖像識(shí)別結(jié)果的準(zhǔn)確性和可靠性。

本文運(yùn)用Matlab[21-22]對(duì)原始圖像進(jìn)行去噪[23-25]、查找邊緣[26-27]等圖像處理。去噪采用高斯平滑模板[28]，得到的圖像如圖5（b）所示；運(yùn)用Canny 算法[29-32]進(jìn)行邊緣查找，如圖5（c）所示；采用反色處理和背景去除的方式刪除圖片中無(wú)用信息，得到最終處理后的圖像，如圖5（d）所示。本文針對(duì)高速攝像處理后的圖片，根據(jù)氣液兩相的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行特殊幀的選擇，f表示特殊幀圖像的幀數(shù)，通過(guò)觀(guān)察氣液兩相介質(zhì)的分布情況來(lái)判別流動(dòng)結(jié)構(gòu)模型。

圖5 圖像輪廓提取Fig.5 Image contour extraction

2.1 完整脈動(dòng)周期內(nèi)氣相運(yùn)動(dòng)形態(tài)

流場(chǎng)穩(wěn)定后通過(guò)高速攝像實(shí)驗(yàn)得出完整脈動(dòng)周期內(nèi)流型如圖6所示?；旌舷嘣跉庖盒鞣蛛x器入口所具備的能量包括初速度動(dòng)能和壓力勢(shì)能，切向入口及柱錐狀的主體結(jié)構(gòu)將混合相的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)改變?yōu)槔@軸的旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，在實(shí)現(xiàn)旋流分離的過(guò)程中，混合相速度下降，壓力重新分布為近壁面到軸中心壓力逐漸減小，軸心區(qū)域?yàn)樨?fù)壓，近入口端壓力高于遠(yuǎn)端的主要壓力分布形式。當(dāng)f=20 幀時(shí)，氣相向軸心運(yùn)動(dòng)，聚集形成的氣核延續(xù)至底流口。經(jīng)過(guò)Δt=0.250 s后即f=70 幀時(shí)，液膜向下滑落并聚集，同時(shí)將氣泡擠于前，因此0.385 s后即f=147 幀時(shí)，通過(guò)貫徹147 幀相鄰關(guān)鍵幀的高速攝像圖，對(duì)比分析及測(cè)量后得出，第147 幀的中心氣柱長(zhǎng)度達(dá)到此幀速度條件下的最大值。隨著入口流速的增加，分散氣核不斷匯聚，并在軸線(xiàn)附近形成氣柱，此時(shí)氣核匯聚的能量會(huì)進(jìn)一步舉升液相，但是在此過(guò)程中，氣相能量不斷消耗，液相在此滑落。從f=309 幀開(kāi)始，氣相由于底錐給予的向上的力，氣核不斷上移，1.600 s 后即f=629 幀時(shí)，流場(chǎng)中的氣相含量達(dá)到最小值。由于入口流量脈動(dòng)的影響，和氣相不斷進(jìn)入流場(chǎng)，0.680 s 后即f=765 幀時(shí)，氣核重新向底錐附近延伸，f=1184 幀時(shí)，在底錐附近又重新形成較大氣核，周而復(fù)始形成沖擊流，此種現(xiàn)象呈現(xiàn)周期往復(fù)性。

圖6 完整脈動(dòng)周期內(nèi)流動(dòng)形態(tài)Fig.6 Flow pattern in complete pulsating period

2.2 流量減小段和增大段氣相運(yùn)動(dòng)行為

上述分析是基于整個(gè)脈動(dòng)周期內(nèi)得出的流動(dòng)形態(tài)變化規(guī)律，而在脈動(dòng)的不同時(shí)刻，流場(chǎng)內(nèi)部呈現(xiàn)出不同的流動(dòng)模型。因此選取流量脈動(dòng)變化曲線(xiàn)的不同時(shí)間段作為研究對(duì)象，分析流場(chǎng)變化和氣泡行為機(jī)理，如圖7 所示。流量脈動(dòng)曲線(xiàn)先增大后減小，以3.90 m3∕h 為基礎(chǔ)值，上下波動(dòng)0.28 m3∕h，在3.62 m3∕h 達(dá)到流量最小值，在4.18 m3∕h 達(dá)到流量最大值。

圖7 流量脈動(dòng)變化曲線(xiàn)Fig.7 Flow fluctuation curve

選取上述脈動(dòng)進(jìn)液實(shí)驗(yàn)工況條件下的流量曲線(xiàn)增大段的氣液運(yùn)動(dòng)形態(tài)作為研究對(duì)象，此時(shí)靠近底錐軸向偏上位置，氣泡形態(tài)為斷裂的細(xì)長(zhǎng)空氣柱，如圖8 所示。選取流量增大段f=350～600 幀，觀(guān)測(cè)時(shí)長(zhǎng)為1.250 s，研究此時(shí)間段內(nèi)氣核形態(tài)發(fā)現(xiàn)，在f=350～450 幀時(shí)間段內(nèi)，隨著入口速度的增大，空氣柱尾部距離底錐頂針的距離l由27.3 mm 增大至41.6 mm，流量增大段的氣核整體向溢流口方向運(yùn)移，表明隨著入口流量逐漸增大，外旋流場(chǎng)的準(zhǔn)自由渦能夠?yàn)閮?nèi)旋流場(chǎng)的準(zhǔn)強(qiáng)制渦提供足夠的能量，促進(jìn)了氣泡在一定范圍內(nèi)的聚并，且提供的旋流強(qiáng)度能夠使氣核的尺寸減小，但存在減小的極大值。而底錐附近氣泡受到更大的剪切力被破裂成更小氣泡，從底流口逃逸的氣泡尺寸也隨之減小，分離效率提高。f=450～600 幀時(shí)間段內(nèi)，以l為研究對(duì)象，空氣柱距離底錐的距離保持在41.6 mm 左右，說(shuō)明脈動(dòng)流量在2.25～3.00 s之間脈動(dòng)氣核尾部與底錐頂針之間距離達(dá)到最大值，在軸心附近形成氣柱，此時(shí)旋流器的分離效率最高。

圖8 流量增大段氣核運(yùn)移過(guò)程Fig.8 The overall flow pattern of flow enhancement section

當(dāng)流量處于最大值時(shí)，靠近底錐軸向偏上位置，氣泡形態(tài)為微小氣泡群，并繞底錐所在軸心進(jìn)行螺旋搖晃擺動(dòng)，氣泡之間的碰撞概率明顯升高，之后流量逐漸降低，選取f=850～1100 幀時(shí)間段研究流量減小段的氣核形態(tài)變化，觀(guān)測(cè)時(shí)長(zhǎng)為1.25 s，如圖9 所示。研究此時(shí)間段內(nèi)氣核運(yùn)移規(guī)律發(fā)現(xiàn)，旋流場(chǎng)中，氣核隨著入口速度的變化而發(fā)生軸向運(yùn)移，流量減小段的氣核整體向底錐方向運(yùn)移。隨著入口速度的下降，空氣柱距離底錐的距離由40.1 mm 降低至18.6 mm，表明外旋流場(chǎng)的準(zhǔn)自由渦無(wú)法為內(nèi)旋流場(chǎng)的準(zhǔn)強(qiáng)制渦提供足夠的能量，氣核尾部逐漸覆蓋底錐，更多氣泡從底流口逃逸，導(dǎo)致分離效率下降，同時(shí)得到脈動(dòng)流量最低點(diǎn)附近是旋流器分離效率最差的位置。

圖9 流量減小段氣核運(yùn)移過(guò)程Fig.9 The overall flow pattern of flow weakening section

2.3 氣液兩相流動(dòng)形態(tài)劃分

通過(guò)深入分析此實(shí)驗(yàn)工況下整個(gè)脈動(dòng)周期氣液兩相流動(dòng)形式，得出流量脈動(dòng)條件下旋流場(chǎng)內(nèi)氣液兩相流流動(dòng)形態(tài)。

f=42 幀時(shí)，氣相在軸心處以類(lèi)圓形小氣泡懸浮于液相中，氣泡體積大小各不相同，氣泡直徑在2.90～4.80 mm范圍內(nèi)，形成氣泡流，如圖10（a）所示。隨著入口流量的增大，氣泡在旋流分離器內(nèi)受到流體擠壓力也越大，未達(dá)到氣泡破碎融合的邊界，使氣泡被徑向擠壓呈現(xiàn)條狀，小氣泡合并成大氣泡的概率逐漸增大。當(dāng)旋流分離器在氣泡流模式下穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，氣泡沿軸向運(yùn)動(dòng)的速度等于或略低于液體的速度。

f=165 幀時(shí)，隨著進(jìn)氣量的增加，氣相以近橢圓形的小氣彈形式懸浮在軸心處，并不斷相互碰撞融合，彼此黏附形成連續(xù)的界面，且在此過(guò)程中由于流場(chǎng)的不穩(wěn)定，造成小氣彈之間相互碰撞沖擊又分開(kāi)，從而分裂形成粒徑更加細(xì)小的氣泡依附在氣彈周?chē)S之流動(dòng)，從而形成塞狀流，如圖10（b）所示。旋流分離器內(nèi)氣彈長(zhǎng)度在13.24～22.56 mm 范圍內(nèi)，依附在氣彈周?chē)臍馀葜睆皆? mm 左右。隨著氣液兩相的運(yùn)動(dòng)，分離出的氣相向軸心處聚集，與塞狀流碰撞融合，塞狀流的長(zhǎng)度隨之增大。

隨著時(shí)間的推移，在f=286 幀時(shí)，隨著氣液兩相流速增大，塞狀流中的氣彈之間發(fā)生碰撞融合，且小氣泡與依附的氣彈也發(fā)生融合，氣彈的長(zhǎng)度進(jìn)一步增加，旋流分離器內(nèi)呈現(xiàn)彈狀流，如圖10（c）所示。旋流分離器內(nèi)的氣泡長(zhǎng)度不斷增大，且每段氣泡依附的零散氣泡也逐漸減少，流場(chǎng)中形成條狀的氣泡。彈狀流中各氣彈形態(tài)大小不一，由于旋流分離器的外形結(jié)構(gòu)為柱錐狀，因此隨著分離空間的變小，氣相在離心力及液相的擠壓下以氣泡的形式向軸線(xiàn)位置運(yùn)動(dòng)，與氣彈碰撞融合，所以此位置的氣彈徑向?qū)挾雀?，且氣彈形態(tài)復(fù)雜。

圖10 氣液兩相流動(dòng)形態(tài)Fig.10 Gas-liquid two-phase flow pattern

本次高速攝像可視化實(shí)驗(yàn)中，在f=332 幀時(shí)，氣核尾端形成了一種形似絲狀的流型，定義為絲狀流，如圖10（d）所示。由于離心力作用，液相匯聚成水柱，分離出的氣相在外力的作用下受到擠壓成為絲狀，此時(shí)氣絲柱可以看作無(wú)數(shù)絲狀流受力擠壓形成，絲狀流很微小且存在形式不穩(wěn)定。

流場(chǎng)穩(wěn)定后，在f=421 幀時(shí)，彈狀流逐漸碰撞融合成長(zhǎng)條狀氣泡，此為氣液兩相分離后形成的穩(wěn)定形態(tài)氣核，由于入口流體流速是脈動(dòng)變化的，形成的氣核整體呈波狀長(zhǎng)氣泡，且波狀氣泡在各段的寬度不一樣，即波狀流，如圖10（e）所示。波狀流的上端存在被擠壓變形的氣泡，這些氣泡尚處于融合階段。波狀流寬度較大，脈動(dòng)會(huì)改變流型轉(zhuǎn)換的邊界條件，使兩種流型之間的過(guò)渡線(xiàn)發(fā)生一定程度的偏離。

2.4 基于脈動(dòng)進(jìn)液條件的流動(dòng)形態(tài)模型

在氣液兩相混合流場(chǎng)中，氣相實(shí)際速度vg表示為氣相所占流通截面上局部速度的平均值。

式中，Qg為氣相體積流量，m3∕s；Ag為氣相流通截面面積，m2。

液相實(shí)際速度vl表示為液相所占流通截面上局部速度的平均值。

式中，Ql為液相體積流量，m3∕s；Al為液相流通截面面積，m2。

氣相折算速度vsg表示為假定流通截面只被氣相占據(jù)時(shí)的流速。

式中，A為流通截面面積，m2。

液相折算速度vsl表示為假定流通截面只被液相占據(jù)時(shí)的流速。

氣液兩相混合物速度v表示為氣相折算速度與液相折算速度之和。

Reynolds數(shù)為表征流體流動(dòng)情況的無(wú)量綱數(shù)。

式中，ρ為流體的密度，kg∕m3；d為管道當(dāng)量直徑，m；μ為流體的黏性系數(shù)，Pa·s。

滑動(dòng)比s表示為氣相實(shí)際速度與液相實(shí)際速度之比。

根據(jù)高速高清攝像實(shí)驗(yàn)獲取的數(shù)據(jù)，通過(guò)相鄰幀之間的氣泡運(yùn)動(dòng)位移和時(shí)間的關(guān)系，計(jì)算出流場(chǎng)中特殊幀時(shí)刻氣相折算速度和液相折算速度，如表2所示。

表2 折算速度Table 2 Conversion speed

由于氣相折算速度和液相折算速度是在徑向截面獲得的，在計(jì)算時(shí)結(jié)構(gòu)尺寸可以抵消，所以在確定流型轉(zhuǎn)換圖時(shí)，不考慮結(jié)構(gòu)尺寸的影響。因此根據(jù)氣相折算速度和液相折算速度，確定了脈動(dòng)條件下旋流場(chǎng)內(nèi)氣液兩相流流型轉(zhuǎn)換界限圖，如圖11所示。在脈動(dòng)進(jìn)液條件下的旋流場(chǎng)中，Reynolds 數(shù)是判別流動(dòng)特性的重要依據(jù)，旋流場(chǎng)中速度的變化同時(shí)表示Reynolds 數(shù)的變化，通過(guò)計(jì)算Reynolds 數(shù)判定旋流場(chǎng)中流動(dòng)形態(tài)為湍流。流量脈動(dòng)條件下旋流分離器內(nèi)以彈狀流為核心流型，此時(shí)Re＜79363；當(dāng)Re＜54841 時(shí)為氣泡流，此時(shí)截面含氣量φ＜9.8%；當(dāng)Re＜87036 時(shí) 為 波 狀 流，此 時(shí)截面含氣量φ＜84.6%。隨著入口流速的增加，類(lèi)圓形氣泡維持形狀則需要更高的液相折算速度來(lái)產(chǎn)生更高的湍動(dòng)力，因此，流量的增大將使氣泡流和塞狀流之間的轉(zhuǎn)換邊界向較高的液相速度移動(dòng)，此時(shí)54841＜Re＜62751。塞狀流中的小氣彈在對(duì)流作用下發(fā)生碰撞，從而促進(jìn)氣彈碰撞融合，形成連續(xù)的界面，而轉(zhuǎn)換成彈狀流。在彈狀流形成過(guò)程中，伴隨著氣泡流與氣彈的融合，進(jìn)一步增大彈狀流的長(zhǎng)度。隨著流量的增大，氣泡流與彈狀流之間轉(zhuǎn)換界限向更高的氣相速度移動(dòng)。而塞狀流與彈狀流之間轉(zhuǎn)換界限則向更低的氣相速度移動(dòng)。在彈狀流的基礎(chǔ)上繼續(xù)提升液相折算速度，在尾端部分氣核及部分氣彈在外力的作用下受到擠壓成為絲狀流。波狀流的氣液兩相流流速較大。脈動(dòng)使氣相周?chē)囊耗げ▌?dòng)，使形成的氣核整體呈波狀長(zhǎng)氣泡。同時(shí)，脈動(dòng)會(huì)破壞氣相附近液膜的穩(wěn)定性，使液膜厚度發(fā)生周期性變化。

圖11 流型轉(zhuǎn)換界限圖Fig.11 Flow pattern conversion boundaries

2.5 氣泡的聚并和破碎

通過(guò)觀(guān)察特殊幀時(shí)氣液兩相流動(dòng)形態(tài)，發(fā)現(xiàn)產(chǎn)生流型變化的根本原因是氣泡間的聚并和破碎行為。旋流分離器的工作過(guò)程中，由于其內(nèi)部流場(chǎng)為強(qiáng)旋流，特別是在脈動(dòng)進(jìn)液的復(fù)雜工況下，氣相在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中不斷碰撞和破裂，形成氣核或破碎為分散的小氣泡分布在水相之中，造成旋流場(chǎng)中流型的變化，從而導(dǎo)致分離效率發(fā)生根本改變。

在高強(qiáng)度的旋轉(zhuǎn)流場(chǎng)作用下，密度大的水受到的離心力大于密度相對(duì)小的空氣，水在離心力的作用下徑向朝管壁運(yùn)動(dòng)，空氣則匯聚在軸心位置。在此期間，水隙中的氣泡在內(nèi)慣性力的作用下被擠壓、拉伸、碰撞和破裂，這種空化作用致使近壁面處水相占據(jù)絕對(duì)主導(dǎo)，氣泡不斷地在軸心位置靠攏聚并形成氣核。氣泡之間的聚并行為過(guò)程如圖12所示。在f=183 幀時(shí)，流場(chǎng)中存在大量分散的氣泡，0.015 s之后即f=186 幀時(shí)，隨著小氣泡之間的碰撞聚并，小氣泡和大氣泡之間的吞噬聚并逐漸形成了f=187 幀所示的絲狀氣泡形態(tài)，本文將其稱(chēng)為氣絲，0.005 s后氣絲之間合并，形成188 幀所示的氣塊，直至f=189 幀氣塊更加明顯，邊更加清晰，最終在f=198 幀即0.045 s之后，聚并和聚合之后形成帶狀氣泡團(tuán)。

圖12 多個(gè)氣泡之間的聚并Fig.12 The coalescence of multiple bubbles

入口速度的不斷變化引發(fā)流場(chǎng)強(qiáng)度改變，氣泡尾流產(chǎn)生的黏性剪切力會(huì)導(dǎo)致流體顆粒周?chē)嬖谒俣忍荻?，?dǎo)致氣泡的分裂和破碎。在f=855 幀特殊幀下，存在一個(gè)細(xì)長(zhǎng)頸氣泡，也就是氣泡帶，氣泡帶在流場(chǎng)的作用下于圖示位置發(fā)生凹陷，氣泡界面的速度脈動(dòng)逐漸超過(guò)臨界值，并在f=857 幀位置發(fā)生界面重塑，生成的新的界面隱約可見(jiàn)，1 幀之后即f=858 幀時(shí)，分離后的氣泡界面逐漸變得清晰，氣泡在黏性剪切力的作用下逐漸被拉伸，分裂成兩個(gè)直徑幾乎相等的子氣泡，成類(lèi)似扭曲的圓柱型。f=859幀時(shí)，具有較大體積的氣泡處于尾流外部時(shí)，撞擊氣泡界面渦的慣性力超過(guò)形成的最小子氣泡的界面力，尾流邊界的剪切應(yīng)力導(dǎo)致氣泡的拉伸、變形直至分裂。最終在f=861 幀時(shí)撞擊氣泡界面的渦的湍動(dòng)能超過(guò)臨界值，破碎產(chǎn)生很多個(gè)較小的子氣泡。分離后的氣泡受到來(lái)自各個(gè)方向力的擾動(dòng)被打亂成眾多分散的小氣泡，氣泡部分發(fā)生斷裂，部分形成新的零散氣泡，如圖13所示。

圖13 氣泡破碎行為Fig.13 Bubble breaking behavior

2.6 氣液兩相流動(dòng)對(duì)分離效率的影響

由于氣液旋流分離器的底流口、溢流口均有氣相的存在，氣相難以捕集測(cè)量，需要用到氣液緩沖罐對(duì)分離效率進(jìn)行測(cè)定。氣液緩沖罐中的氣體為飽和狀態(tài)，甚至可能含有微小液滴，同時(shí)對(duì)溢流口和底流口進(jìn)行對(duì)照實(shí)驗(yàn)，以減小測(cè)量結(jié)果的偏差。通過(guò)氣液緩沖罐上部和下部的排氣管與排液管上的流量計(jì)獲得具體氣相流量和液相流量，再通過(guò)式（11）計(jì)算分離效率

式中，F(xiàn)為分流比；Cd為底流出口含氣量；Ci為入口含氣量。

為了探究截面的含氣量對(duì)分離效率的影響，運(yùn)用DoseResp 函數(shù)[式（12）]建立分離效率E和截面含氣量φ之間的數(shù)學(xué)關(guān)系。

表3 展示了式（12）中擬合參數(shù)的值、標(biāo)準(zhǔn)誤差和相關(guān)性等。其中，概率＞|t|表示數(shù)據(jù)的給定值和平均值之間有顯著差異的概率。由表3 可知，有顯著性差異的概率最高不高于0.2%。

表3 參數(shù)值及誤差Table 3 Parameter values and errors

將表3中各參數(shù)代入式（12）并保留小數(shù)點(diǎn)后兩位得到式（13）。

擬合曲線(xiàn)如圖14所示。

圖14 分離效率擬合曲線(xiàn)Fig.14 Fitting curve of separation efficiency

根據(jù)以上研究，得到分離效率E和截面的含氣量φ之間的擬合效果，如表4 所示。Reduced Chi-Sqr 表示觀(guān)測(cè)值與擬合值的直接差異，其值越小，表示擬合效果越好；決定系數(shù)R2(COD)越接近1，表示擬合效果越好；校正決定系數(shù)調(diào)整后R2相比決定系數(shù)R2(COD)消除了特征數(shù)量和樣本數(shù)量的影響，其值越接近1，表示擬合效果越好。綜上所述，式（13）對(duì)分離效率和截面的含氣量φ之間的數(shù)學(xué)關(guān)系具有顯著性。

表4 擬合效果Table 4 Fitting effect

3 結(jié) 論

通過(guò)旋流分離器的高速高清可視化實(shí)驗(yàn)，探究了流量脈動(dòng)條件下氣泡的動(dòng)力學(xué)行為對(duì)氣液兩相流流型的影響。得出的主要結(jié)論如下。

（1）在整個(gè)脈動(dòng)周期內(nèi)，氣核尺寸和形態(tài)隨流量脈動(dòng)呈現(xiàn)周期往復(fù)性。在流量增大段即幀數(shù)在350～600 幀區(qū)間段內(nèi)，氣核整體向溢流口方向運(yùn)移，分離效率呈現(xiàn)增大趨勢(shì)。而在流量減小段即幀數(shù)在850～1100 幀區(qū)間段內(nèi)，氣核整體向底錐方向運(yùn)移。

（2）通過(guò)氣液兩相折算速度繪制流型轉(zhuǎn)換界限圖，在脈動(dòng)條件下，旋流場(chǎng)內(nèi)以彈狀流為核心流型，此時(shí)Re＜79363；當(dāng)Re＜54841 時(shí)為氣泡流，此時(shí)截面含氣量φ＜9.8%；當(dāng)Re＜87036 時(shí)為波狀流，此時(shí)φ＜84.6%。隨著流量的增大，各流型之間轉(zhuǎn)換界限發(fā)生改變，建立了截面含氣量和分離效率之間的數(shù)學(xué)關(guān)系式。

（3）深入分析流量脈動(dòng)周期內(nèi)的特殊幀，得出流量脈動(dòng)條件下旋流分離器內(nèi)氣液兩相流動(dòng)主要流動(dòng)形態(tài)包括氣泡流、塞狀流、彈狀流、絲狀流及波狀流。氣泡間的聚并破碎行為是影響氣液兩相流動(dòng)形態(tài)發(fā)生變化的主要原因。