超声速分离技术是一种新型的气体净化和分离技术，可同时去除天然气中的水、二氧化碳和重烃等杂质^[1]，该技术目前广泛应用于井口天然气的脱水、脱酸等天然气处理工艺^[2-3]。超声速分离器主要由收缩-扩张的Laval喷管、扩压段装置、旋流器和分液装置等部件组成^[4]。当天然气流过Laval喷管并通过绝热膨胀至低温和低压状态时，可将杂质冷凝成液滴，并经旋流器在离心力的作用下与干气体分离。相比于其他传统的天然气处理技术，该技术具有设备紧凑、工艺流程简单、无需化学药剂、操作灵活和节能环保等优势^[5]。但分离器内产生的激波是阻碍其效率提升的关键因素。因此，针对超声速分离器的结构设计与优化开展了大量的研究，以期能削弱激波对其分离性能的影响。

Twister BV公司于2003年首先开展超声速分离器研究^[6]，其最先研制出先冷凝后旋流的旋流后置型超声速分离器，具有良好的分离效果，但激波出现在旋流器位置处，导致部分可凝结组分还未充分凝结就被排出。随后，该团队研制出第二代旋流前置型分离器，将旋流器放置在分离器入口处，有效克服了第一代产品的缺陷，但存在旋流强度不足的缺点。同时，俄罗斯TransLang公司也基于相同原理研制出旋流后置型超声速分离器，并命名为“3S”（super sonic separator）^[7]。

Blythe等^[8]研究了喷管内凝结流动过程中的激波现象，阐述了激波区域与液滴生长位置之间的关系。Delale等^[9]结合经典成核理论和Hertz-Knudsen液滴的生长规律对喷管内的超临界凝结和亚临界凝结问题进行分析，发现了凝结过程对流场的影响规律，并对喷管内激波的稳定性开展了研究。Malyshkina等^[10]采用二维欧拉模型研究天然气超声速净化效率。Bian等^[11-14]对旋流后置型超声速分离器的各关键部件开展研究，对分离器渐缩段、渐扩段、旋流器和分液装置等结构进行优化，使分离器性能得到有效提升。Wen等^[15-17]研究了激波和边界层对超声速分离器内天然气旋流流动的影响。Liu等^[18-20]研制出含有对称切向进口的超声速分离器，同时提出了内部截面为环形的喷管优化方案，使分离器的凝结效率与旋流强度均有所提升。而后继续研制出了一套湿气再循环超声速分离器^[21]，该装置实现了湿气的循环回流分离，且激波出现位置更加靠近分液口，但仍无法完全解决旋流后置型超声速分离器中的激波问题。Eriqitai等^[22]研制出一种双喉道自启动超声速旋流分离器，将部分壁面采用多孔结构代替，实现了对渐扩段流通面积的调节作用，该结构具有较强的自适应能力。Wang等^[23]研制出具有环形截面的锥心式超声速分离器，同时采用循环式分液结构，具有液滴沉降距离短、压力损失小等优点。Jassim等^[24-25]以真实气体为流动介质，研究了各种喷管结构对超声速流动状态和液化效率的影响。

总结近年来超声速分离器的发展历程可知，激波是影响分离器制冷凝结与分离的关键因素，激波的产生会严重破坏分离器创造的低温环境，同时，激波的产生与分离器的结构密不可分。典型的超声速分离器主要分为旋流前置型与旋流后置型两大类，旋流前置型分离器可避免激波，但旋流分离强度不足；旋流后置型分离器可满足旋流强度的要求，但所产生的激波始终无法避免。众多学者对旋流后置型分离器进行结构优化，尽管激波问题得到了一定程度的改善，但始终无法彻底解决。因此，解决旋流后置型超声速分离器的激波问题对于提升其凝结与分离效率，推进装置大规模工业化具有重要的意义。

为了解决旋流后置型超声速分离器的激波问题，本研究基于热力学和空气动力学原理，提出了一种适用于旋流后置型超声速分离器的激波控制理论，使激波尽可能出现在扩压段，以延长制冷段的长度。根据该理论，设计了一种能够控制激波的跨旋流结构，并建立了该结构的普适性设计公式。同时，通过数值模拟分析了跨旋流结构的倾斜角度、渐扩段长度和旋流器叶片扭转角度对激波控制的影响，得到了各部件的最优参数，并验证了激波控制理论的正确性。改进后的分离器能有效控制激波，并提高其冷凝和分离效率。

1 超声速分离器激波控制机理

在超声速分离器中，后置旋流器会对高速流体产生干扰作用，很容易产生激波，使流体在短时间内从超声速状态转变为亚声速状态，流体温度急剧上升。这些剧烈的变化很容易导致凝聚态液滴的二次挥发。本研究通过阐明激波控制机理，以减少后置旋流器对高速流体的扰动。这种结构调整可以从根本上控制激波的产生位置，从而提高分离器的冷凝效率。

在激波出现之前，喷管内的流体可以近似为等熵膨胀流，其连续性方程见式（1）。

$ {q}_{m}=\rho vA $

(1)

式中：q_m为质量流量，kg/s；ρ为流体密度，kg/m³；v为流体速度，m/s；A为横截面积，m²。

根据连续性方程，可以得到任意两个横截面积之间的关系，见式（2）。

$ \frac{A_2}{A_1}=\frac{\rho_1v_1}{\rho_2v_2}=\frac{\rho_1\mathrm{\mathit{M}}a_1c_1}{\rho_2Ma_2c_2} $

(2)

式中：Ma₁和Ma₂是渐扩段中任意两个横截面上的马赫数；c₁和c₂是渐扩段中任意两个横截面上的声速，m/s。

根据一维绝热流的能量方程、热完全气体状态方程和等熵流理论^[26]，可以得到任意两个截面的温度、密度和压力之间的关系，见式（3）~式（5）。

$ \frac{{T}_{2}}{{T}_{1}}=\frac{{c}_{2}{}^{2}}{{c}_{1}{}^{2}}=\frac{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{1}}^{2}}{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{2}}^{2}} $

(3)

$ \frac{{\rho }_{2}}{{\rho }_{1}}={\left(\frac{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{1}}^{2}}{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{2}}^{2}}\right)}^{\tfrac{1}{\gamma -1}} $

(4)

$ \frac{{p}_{2}}{{p}_{1}}={\left(\frac{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{1}}^{2}}{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{2}}^{2}}\right)}^{\tfrac{\gamma }{\gamma -1}} $

(5)

式中：$ T $为温度，K；p为压力，MPa；γ为比热比。

将式（3）和式（4）代入式（2），得到式（6）。

$ \frac{{A}_{2}}{{A}_{1}}=\frac{{Ma}_{1}}{{Ma}_{2}}{\left(\frac{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{2}}^{2}}{1+\dfrac{\gamma -1}{2}{{Ma}_{1}}^{2}}\right)}^{\tfrac{\gamma +1}{2(\gamma -1)}} $

(6)

在超声速分离器中，流体马赫数可达到1.9，流体膨胀后在接触旋流器前温度可降至170 K，为可凝结组分提供了理想的低温环境。然而，旋流器的复杂结构将占据部分流通面积，流通面积的突然变化易导致激波的迅速产生。将跨旋流结构的入口横截面积定义为A₁，将跨旋流结构的任意横截面积定义为A₂。由式（5）和式（6）可知，要控制因旋流器产生的激波，需要考虑两个影响因素：①根据式（6）可知，流体流通面积需要持续增加，即A₂/A₁>1；②但根据式（5），流体流动面积的增加速度不能过快，以避免过多的压力损失。一般认为，分离器内的压力损失应控制在35%~70%^[12]。为了计算理想条件下跨旋流段的结构参数，假设压力损失为35%。根据式（5）计算出任意截面和进口的截面积比为1.29。因此，当跨旋流段中任意截面和入口的横截面积比在1.00~1.29之间时，该结构可实现激波控制，同时满足压力损失的要求，是一种良好的激波控制设计方案。

2 激波可控超声速分离器结构设计

根据激波控制机理设计了一种跨旋流结构，并将旋流器安装在该结构内，结构参数如图1所示。跨旋流结构的具体尺寸有待进一步确定。因此，提出了跨旋流结构的设计公式，使其尺寸参数始终满足激波控制条件，见式（7）。

图 1

图 1     超声速分离器跨旋流段的结构参数

${\begin{split} \dfrac{{A}_{2}}{{A}_{1}}= \left\{\begin{array}{lr} \dfrac{{{R}_{2}{}^{2}}}{{{R}_{1}{}^{2}}} = {\left(\dfrac{x\tan\theta +{R}_{1}}{{R}_{1}}\right)}^{2} & 0 < x < {L}_{1}\\ \dfrac{{\pi {R}_{2}{}^{2}}-{R}_{2}}{\pi {{R}_{1}}{}^{2}} = \dfrac{{\pi (x\tan\theta +{R}_{1})}^{2}-(x\tan\theta +{R}_{1})}{\pi {{R}_{1}}^{2}} & {L}_{1} < x < ({L}_{1}+{L}_{2})\\ \dfrac{{{R}_{2}{}^{2}}}{{{R}_{1}{}^{2}}} = {\left(\dfrac{x\tan\theta +{R}_{1}}{{R}_{1}}\right)}^{2} & ({L}_{1}+{L}_{2}) < x < ({L}_{1}+{L}_{2}+{L}_{3})\end{array}\right.\\ \end{split}} $

(7)

式中：$ {R}_{1} $和$ {R}_{2} $分别为跨旋流段入口和出口截面半径，mm；$ \theta $为跨旋流段倾斜角度，（°）；$ {L}_{1} $为跨旋流段入口截面到旋流叶片前端距离，mm；$ {L}_{2} $为跨旋流段入口截面到旋流叶片后端距离，mm；$ {L}_{3} $为跨旋流段长度，mm；x为任意截面到跨旋流段入口的距离，mm。

$ {L}_{1} $的值选择为5 mm，以满足$ {A}_{2} $/$ {A}_{1} $>1的条件。$ {L}_{3} $的值选择为10 mm，以防止流体膨胀太快。此外，跨旋流结构的倾角也是影响冲击控制的关键参数。$ \theta $的最佳值需要通过进一步的数值模拟研究来确定。跨旋流结构的具体参数见表1。

表 1

表 1    跨旋流结构的具体参数 R1/mm L1/mm L2/mm L3/mm θ/（°） 12.44 5 15 10 待定

表 1    跨旋流结构的具体参数

激波可控超声速分离器由收缩-扩张喷管、直管段、跨旋流结构、液体分离装置和旋流器等部分组成，如图2所示。渐缩段是喷管实现流动冷凝的关键结构，维托辛司基曲线的设计结果保证了渐缩曲线能够通过喉部平滑地连接到渐扩曲线上。采用等斜率法设计渐扩段结构，并以恒定的角度对称膨胀，合适的膨胀角度可为可凝结组分提供足够的低温环境。直管段结构可以有效地延长低温区域的长度。使用表1中的参数设计了跨旋流结构。旋流器采用单叶片扭转结构。超声速分离器的具体参数见表2。其中，跨旋流结构的倾斜角度、渐扩段的长度和旋流器叶片扭转角度3个结构参数对激波控制的影响很大，需要通过数值模拟进一步确定。

图 2

图 2     激波可控超声速分离器结构

表 2

表 2    激波可控超声速分离器结构尺寸设计 总长度/ mm 入口部分 长度/mm 渐缩段 长度/mm 喉部半径/ mm 渐扩段 第一直管段 部分长度/ mm 旋流器 第二直管段 部分长度/ mm 跨旋流结构 长度/ mm 倾斜角度/ （°） 长度/ mm 叶片扭转 角度/（°） 厚度/ mm 长度/ mm 倾斜角度/ （°） 1 036 125 238 8.5 待定 2 155 15 待定 0.5 105 30 待定

表 2    激波可控超声速分离器结构尺寸设计

3 计算模型

超声速分离器内天然气混合物的流动涉及亚声速和超声速状态，同时包括多组分相变过程和激波的出现等复杂因素。在使用计算流体力学软件模拟分离器内部的天然气混合物流动时，无法充分考虑到所有的影响因素，故需要进行简化假设。本研究的重点是模拟超声速分离器内激波的产生与控制过程，故进行以下简化假设：①分离器中的流动为稳态流动；②管壁为绝热边界；③数值模拟的介质是甲烷与二氧化碳的混合气体；④气体状态方程采用Peng-Robinson方程（以下简称P-R方程）；⑤分离器内的流动是等熵且可压缩流动；⑥分离器中的气流为单一气相流，忽略了相变冷凝过程对气流状态的影响。

3.1 控制方程

其控制方程包括连续性方程、动量方程和能量方程^[27-28]，见式（8）~式（10）。

连续性方程：

$ \frac{\partial \rho }{\partial t}+\frac{\partial \left(\rho {u}_{j}\right)}{\partial {x}_{j}}=0 $

(8)

动量方程:

$ \begin{split}\frac{\partial }{\partial t}\left(\rho {u}_{i}\right)&+ \frac{\partial \left(\rho {u}_{i}{u}_{j}\right)}{\partial {x}_{j}}= -\frac{\partial p}{\partial {x}_{i}}+\frac{\partial (-\rho {{u}_{i}}^{\prime}{{u}_{j}}^{\prime})}{\partial {x}_{j}}\\& +\frac{\partial }{\partial {x}_{j}}\left[\mu \left(\frac{\partial {u}_{j}}{\partial {x}_{i}}+\frac{\partial {u}_{i}}{\partial {x}_{j}}-\frac{2}{3}{\delta }_{ij}\frac{\partial {u}_{j}}{\partial {x}_{j}}\right)\right] \end{split}$

(9)

能量方程:

$ \frac{\partial }{\partial t}\left(\rho E\right)+\frac{\partial }{\partial {x}_{j}}(\rho {u}_{j}E+{u}_{j}p)=\frac{\partial }{\partial {x}_{j}}({k}_{{\mathrm{eff}}}\frac{\partial T}{\partial {x}_{j}}+{u}_{i}{\tau }_{{\mathrm{eff}}}) $

(10)

式中：t为时间，s；$ {u}_{i} $、$ {u}_{j} $分别为流体在i方向和j方向的速度分量，m/s；x_i和x_j分别为i方向和j方向的单位长度，m；$ \mu $为黏度，kg/(m·s)；$ {\delta }_{ij} $为克罗内克符号；$ \rho {{u}_{i}}^{\prime}{{u}_{j}}^{\prime} $为雷诺应力项；$ E $为能量密度，J/kg；$ {{k}}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}} $为有效导热系数，W/(m·K)；$ {\mathrm{\tau }}_{\mathrm{e}\mathrm{f}\mathrm{f}} $为有效应力张量。

3.2 湍流模型

对于不同的计算内容，Fluent软件为数值模拟计算提供了各种不同的湍流模型^[29]。用户需要根据实际情况选择合适的湍流模型，使仿真结果最接近实际工作条件下的结果。在高速旋流的条件下，k-ε模型具有较好的计算效果和较高的计算速度，因此，使用的湍流模型为RNG k-$ \varepsilon $模型，见式（11）~式（13）^[5]。

$ \rho \frac{{\mathrm{D}}k}{{\mathrm{D}}t}=\frac{\partial }{\partial {x}_{i}}\Bigg[\Bigg(\mu +\frac{{\mu }_{{\mathrm{t}}}}{{\sigma }_{k}}\left)\frac{\partial k}{\partial {x}_{i}}\right]+{G}_{{\rm{k}}}+{G}_{{\rm{b}}}-\rho \varepsilon -{Y}_{{\rm{M}}} $

(11)

$ \rho \frac{{\mathrm{D}}\varepsilon }{{\mathrm{D}}t} = \frac{\partial }{\partial {x}_{i}}\Bigg[\Bigg(\mu + \frac{{\mu }_{{\mathrm{t}}}}{{\sigma }_{\varepsilon }}\left)\frac{\partial \varepsilon }{\partial {x}_{i}}\right] + {C}_{1\varepsilon }\frac{\varepsilon }{k}{(G}_{{\mathrm{k}}} + {C}_{3\varepsilon }{G}_{{\mathrm{b}}}) - {C}_{2\varepsilon }\rho \frac{{\varepsilon }^{2}}{k} $

(12)

$ {\mu }_{{\mathrm{t}}}=\rho {C}_{\mu }\frac{{k}^{2}}{\varepsilon } $

(13)

式中：D为物质导数；ε为湍流耗散率，m²/s³；k为湍动能，m²/s²；G_k为平均速度梯度引起的湍动能产生，m²/s²；G_b为浮力引起的湍流动能产生，m²/s²；$ {\mu }_{{\mathrm{t}}} $为湍流黏性系数，kg/(m·s)；$ {\sigma }_{k} $和a_ε为与$ k $和ε有关的常数；Y_M是可压缩湍流脉动膨胀对耗散率的影响；C_1ε、C_2ε、C_3ε和$ {C}_{\mu } $为常数。

3.3 数值计算方法及边界条件

数值模拟的介质是甲烷与二氧化碳的混合气体，其中，二氧化碳摩尔分数为0.4。混合气体流量设置为265 m³/h。采用真实气体的P-R方程求解混合气体的密度，并基于密度的求解器求解流量控制方程。采用二阶迎风方案对湍流耗散率、湍流动能输运方程和气体流动方程进行离散化，以提高计算精度。能量方程的残差值设为10⁻⁶，其他方程的残差值设为10⁻⁴。当残差小于相应的设定值时，认为该解具有良好的收敛性。

对于可压缩气体的超声速流动特性，将可压缩气体的壁面边界条件设置为无滑移、无渗流和绝热边界条件。入口边界条件设置为压力入口，并规定了压力、温度和湍流参数。将出口边界条件设置为压力出口。根据井口天然气的实际工作压力，将入口压力和温度分别设置为6.0 MPa和273 K，入口湍流强度和黏度比分别设置为0.05和1。出口压力设置为2.0~2.5 MPa，出口湍流强度和黏度比分别设置为0.05和10，以研究出口压力对分离器内激波控制的影响。

3.4 模型验证

通过Arina^[30]的喷管结构和计算结果，验证了数值计算方法的正确性，其所采用的喷管结构喷嘴总长度为10 cm，喉部位置为$ {x}_{{\mathrm{th}}} $=5 cm处。

喷嘴的渐缩段和渐扩段设计曲线见式（14）和式（15）。

$ A\left(x\right)=2.5+3\Bigg(\frac{x_{\mathrm{A}}}{{x}_{{\mathrm{th}}}}-1.5\Bigg){\left(\frac{x_{\mathrm{A}}}{{x}_{{\mathrm{th}}}}\right)}^{2} \quad\quad\quad x_{\mathrm{A}} < {x}_{{\mathrm{th}}} $

(14)

$ A\left(x\right)=3.5-\frac{x_{\mathrm{A}}}{{x}_{{\mathrm{th}}}}\left[{6-4\frac{x_{\mathrm{A}}}{{x}_{{\mathrm{th}}}}+{\left(\frac{x_{\mathrm{A}}}{{x}_{{\mathrm{th}}}}\right)}^{2}}\right] \quad\;\; x_{\mathrm{A}} \ge {x}_{{\mathrm{th}}} $

(15)

式中：A（x）为在x位置的横截面积，cm²；x_A为任意截面到Arina研究中喷管入口的距离，cm。

采用上述数值计算方法，工作条件与Arina的研究条件完全相同：流体介质为水蒸气，入口压力和出口压力分别设置为100.000 kPa和83.049 kPa，入口温度为288 K，经数值计算得到压力分布图，并将计算结果与Arina的研究结果进行了比较见图3。由图3可知，两者的计算结果基本相同，压力误差均小于1.6%。同时，也可以准确地预测激波出现的位置。计算结果表明，上述数值计算方法可用于计算超声速分离器中的流体流动过程。

图 3

图 3     数值模拟结果与Arina研究中喷管内压力分布的比较

4 结果和讨论

4.1 跨旋流结构的倾斜角度对激波控制的影响

跨旋流结构的倾斜角度对其结构的影响见图4。根据激波控制理论，跨旋流结构中任意截面和入口截面的比值是选择倾斜角度值的重要参考。理论而言，面积比控制在1.00~1.29对激波控制有积极的影响。基于此，选择2.3°~4.8°的不同倾角值构建分离器模型，并通过数值模拟对内部流场进行研究。

图 4

图 4     跨旋流结构的倾斜角度的数值模拟

跨旋流结构的倾斜角度（θ）值对分离器内轴向温度和马赫数的影响见图5。由图5可知，当其他条件相同时，随着跨旋流段结构的倾斜角度从2.3°增至3.3°，流体的流通面积逐渐增大，所增加的流通面积逐步大于旋流器所占用流通面积，使得混合天然气的膨胀深度逐步增加，旋流器后部最大马赫数从1.62升至1.76，最低制冷温度从194.7 K降至185.6 K，制冷效果逐步提升。在此范围内，（A₂/A₁）逐步增大且一直在激波可控范围内，激波出现在第二段直管段末端（x=0.65 m）。当跨旋流结构的倾斜角度逐步增至3.8°时，激波出现位置开始前移（x=0.61 m），当跨旋流结构的倾斜角度继续增至4.3°时，流体在经过后置型旋流器时马赫数从1.71急剧降至0.71，温度从189.5 K急剧升至256.4 K，说明此时激波出现在旋流器位置处（x=0.53 m）。根据激波控制理论，当θ=4.3°、θ=4.8°时，（A₂/A₁）>1.39，此时激波将会出现。模拟结果证明了激波控制理论的正确性。因此，当跨旋流结构的倾斜角度较小时，无法满足流通面积持续增大的要求，流通面积过大会导致膨胀深度过大，无法避免激波出现在后置型旋流器位置处，故综合考虑，选取跨旋流结构的倾斜角度为3.3°。

图 5

图 5     跨旋流结构的倾斜角度对分离器内轴向温度和马赫数的影响

4.2 渐扩段长度对于激波控制的影响

在超声速分离器中，渐扩段长度是影响流体膨胀深度和激波控制的重要因素。本研究选择了62~137 mm的不同渐扩段长度来构建分离器模型，得到了渐扩段长度对分离器内激波控制的影响规律，并确定了渐扩段的最佳长度。图6显示了渐扩段长度对分离器内轴向温度和马赫数的影响。

图 6

图 6     渐扩段长度对分离器内轴向温度和马赫数的影响

由图6可知，当渐扩段长度从62 mm增至107 mm时，气体的膨胀深度逐渐增大，使得最大马赫数从1.78增加到2.05，最低制冷温度从184.3 K降至166.6 K，更有利于可凝结组分的凝结。在此过程中，虽然流体速度在通过旋流器后下降，但流体在进入扩压段之前马赫数>1.50，仍处于超声速状态，表明激波可以被控制。然而，当渐扩段的长度继续增至122 mm时，由于流体的膨胀深度过大，使得压力损失过高。因此，由于流体能量不足和旋流器的干扰，流体的马赫数从2.03急剧降至0.78，温度从167.8 K急剧升至254.1 K，说明此时激波出现。最后，在避免激波的条件下，为了尽可能降低气体温度，将渐扩段最佳长度设置为107 mm。

4.3 旋流器叶片扭转角度对激波控制的影响

旋流器的旋流结构是干扰流体稳定流动和诱发激波的主要原因。同时，旋流器也是实现凝结液滴旋流分离的关键组成部分。该旋流器采用单叶片扭转结构，具有结构简单的优势。此外，有必要对叶片扭转角度进行数值模拟研究，以确定最佳扭转角度。优化后的旋流器不仅能提供足够的旋流强度，还能实现对激波的控制。

当旋流器叶片扭转角度分别为60°、90°、120°和150°时，旋流叶片前、中、后段垂直于轴的截面上的马赫数分布见图7。由图7可知，流体在进入旋流器前沿轴向均匀流动，从轴向中心到壁面的速度逐渐减小。经旋流器后，流体偏离轴向朝壁面移动，表明旋流器能有效地改变流体在分离器内的运动方向。因此，由于离心力的作用，凝结组分被分离至分液口。同时，截面马赫数基本对称分布，表明单一扭转叶片可以保证旋流均匀。

图 7

图 7     不同旋流器叶片扭转角度下旋流器前、中、后段马赫数分布图

图8显示了叶片扭转角度对分离器内轴向温度和马赫数的影响。随着叶片扭转角度从60°逐渐增至120°，旋流器对流体的扰动逐渐增大。因此，当流体通过旋流器后，其平均温度从186 K升至207 K，平均马赫数从1.75降至1.51。平均马赫数虽有所下降，但第二直管段末端（距离为0.63 m处）的马赫数仍高于1，说明激波仍在可控范围内。但当叶片扭转角度增至150°时，激波发生位置从0.63 m前移至0.53 m处，不利于可凝结组分的凝结。

图 8

图 8     叶片扭转角度对分离器内轴向温度和马赫数的影响

图9为旋流器中心横截面的切向速度分布。随着叶片扭转角度的逐渐增大，最大切向速度从100 m/s增至228 m/s。但当叶片扭转角度为150°时，切向速度较120°时略有下降，但最大值仍为200 m/s，具有较高的切向速度。图10为横旋流结构的切向速度分布。由图10可知，随着叶片扭转角度的逐渐增大，受切向速度影响的流体面积逐渐增大，说明旋流器产生的旋流强度逐渐增大。最后，综合考虑上述数值模拟结果，当叶片扭转角度为120°时，该分离器不仅可以实现激波控制，还具有较高的分离性能。因此，叶片扭转角度的最佳值为120°。

图 9

图 9     不同旋流叶片扭转角度下旋流器中心横截面切向速度分布

图 10

图 10     横旋流结构的切向速度分布

通过上述数值模拟分析，确定了分离器影响激波控制的3个重要参数的最佳值：跨旋流结构的倾角值为3.3°，渐扩段长度为107 mm，旋流器的叶片扭转角为120°。图11显示了激波可控分离器内的轴向马赫数、温度和压力的分布。气体从入口进入分离器，经过收缩-扩张喷管后达到超声速状态，温度从273 K降至190 K。在此温度下，可凝组分凝结成液滴。而后流体经过旋流器时，由于旋流器的干扰，各参数略有波动，但马赫数仍可保持在1.5以上，温度可保持在210 K以下，结果表明，激波可控分离器能有效控制因后置旋流器产生的激波，提高其凝结分离效率。

图 11

图 11     激波可控超声速分离器内马赫数、温度和压力分布

图12为激波可控超声速分离器与传统旋流后置型分离器的轴向马赫数分布对比。结果表明，激波可控超声速分离器可有效控制激波，并将激波出现位置移动至第二直管段的末端（距离为0.63 m处）。在相同条件下，激波可控超声速分离器的制冷段长度增加了17.2%，显著提高了分离器的冷凝性能^[13]。采用离散相位模型对超声速分离器的分离效率进行研究^[31]，由于所凝结的CO₂液滴粒径通常约为0.5 μm^[32]，因此，采用粒径为0.5 μm的粒子计算得到激波可控超声速分离器的分离效率为72.6%，而传统超声速分离器在粒径为0.5 μm的条件下分离效率为61.2%^[31]，激波可控分离器性能有所提升。同时，与Han等^[12]的数值模拟研究进行了比较，当安装液体分离装置时，优化后的结构仍然可以控制激波。由于液体分离装置对激波控制的影响显著，该结果相比无液体分离装置的数值模拟结果更接近实际情况，具有较高的工程参考价值。

图 12

图 12     传统旋流后置型超声速分离器和激波可控超声速分离器的马赫数分布

5 结论

本研究对传统旋流后置型分离器的结构进行了优化，设计了一种用激波可控超声速分离器实现对因后置旋流器产生的激波的控制。进一步建立了具有优化结构的分离器的数值模型，并进行了数值模拟，分析了其内部流场状态。其主要结论如下：

1） 与传统旋流后置型分离器相比，跨旋流结构可以保证流体流通面积在渐扩段持续增加，以实现对激波产生位置的控制。

2） 确定了激波可控超声速分离器中影响激波控制的3个重要参数。将跨旋流结构的倾斜角度设为3.3°，渐扩段长度设为107 mm，旋流器的叶片扭转角度设为120°，此时具有最佳性能。激波可控超声速分离器能有效地控制激波、提高分离器的凝结和分离效率。

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