王治紅 朱 超 王小強(qiáng) 但小東

（1．西南石油大學(xué)

2．中國(guó)石油西南油氣田公司重慶天然氣凈化總廠綦江分廠）

井口采出的天然氣通常需經(jīng)過(guò)脫水處理以達(dá)到水露點(diǎn)要求。傳統(tǒng)的脫水方法［1］包括低溫法、溶劑吸收法、固體吸附法和化學(xué)反應(yīng)法等。上述脫水方法存在設(shè)備龐大、投資費(fèi)用高、污染環(huán)境等缺點(diǎn)［2－3］。因此，具有結(jié)構(gòu)緊湊、節(jié)約成本和環(huán)境友好等優(yōu)點(diǎn)的超音速分離技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。目前，對(duì)超音速分離技術(shù)的研究主要集中在基礎(chǔ)理論、結(jié)構(gòu)優(yōu)化、實(shí)驗(yàn)研究等方面［4－8］。鮑玲玲 等［9］首 次 提 出 了 再 循 環(huán) 超 音 速分離管的工作原理和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，并搭建了室內(nèi)研究平臺(tái)對(duì)其分離性能進(jìn)行研究，但國(guó)內(nèi)對(duì)其與傳統(tǒng)超音速分離器內(nèi)部流動(dòng)特性的差異尚缺乏相關(guān)報(bào)道。因此，以某氣田天然氣為介質(zhì)，在相同的結(jié)構(gòu)尺寸下，對(duì)傳統(tǒng)超音速分離器與再循環(huán)分離器內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行對(duì)比模擬。同時(shí)，針對(duì)再循環(huán)腔不同進(jìn)口位置對(duì)流場(chǎng)穩(wěn)定性的影響進(jìn)行了分析。

1 再循環(huán)超音速分離器

再循環(huán)超音速分離器［9］主要由整流段、Laval噴管段、旋流段、再循環(huán)分離腔、擴(kuò)壓段組成，如圖1所示。在超音速分離器中，氣體先在整流段整流，然后在Laval噴管中進(jìn)行絕熱膨脹，由亞音速轉(zhuǎn)變?yōu)槌羲贍顟B(tài)，其溫度和壓力均迅速降低，形成有利于凝結(jié)的低溫、低壓環(huán)境，此時(shí)，天然氣中的水蒸氣等可凝成分由不飽和狀態(tài)達(dá)到過(guò)飽和狀態(tài)，自發(fā)凝結(jié)成核，形成液滴，與未凝結(jié)的氣體形成氣液混合物。氣液混合物經(jīng)過(guò)旋流分離葉片時(shí)產(chǎn)生旋流場(chǎng)，已凝結(jié)的液滴在離心力的作用下被甩到分離器管壁上，通過(guò)氣流的作用，使混合物中的氣相和液相在分離段發(fā)生分離。從旋流段出口分離出來(lái)的液滴帶有一部分氣體，在再循環(huán)分離腔中由于重力作用發(fā)生氣液分離，液體由液體出口排出，氣體則進(jìn)入分離器，將殘存的液滴旋流分離出去。經(jīng)旋流分離后的氣體進(jìn)入擴(kuò)壓段，氣體壓力逐漸升高，當(dāng)?shù)竭_(dá)擴(kuò)壓段出口時(shí)，氣流壓力恢復(fù)至入口壓力的70%～80%［10］。

2 數(shù)學(xué)模型與數(shù)值方法

2．1 數(shù)學(xué)模型

對(duì)天然氣混合物而言，超音速分離器內(nèi)部流場(chǎng)是帶有相變和激波的多組分超音速氣、液兩相流動(dòng)。對(duì)于如此復(fù)雜的流體，無(wú)法完全真實(shí)地考慮所有影響因素，因此，需要對(duì)其進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。假設(shè)天然氣氣流在噴管內(nèi)的凝結(jié)流動(dòng)過(guò)程為一維等熵的可壓縮流動(dòng)過(guò)程，其控制方程基本微分形式如式（1）～式（6）所示：

連續(xù)性方程：

其中

動(dòng)量守恒方程：

式中，ρ為密度，kg／m3；θ為時(shí)間，s；u 為速度矢量，m／s；fB為體積力，N；μ為流體動(dòng)力黏度，N·m／s2。

能量守恒方程：

式中，H為熱力學(xué)焓，J；T為熱力學(xué)溫度，K；p為壓力，Pa；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W／（m·K）；ST為流體的內(nèi)熱源及由于黏性作用流體機(jī)械能轉(zhuǎn)換為熱能的部分，有時(shí)簡(jiǎn)稱黏性耗散項(xiàng)，J。

常用的湍流模型包括單方程（Spalart－All maras）模型、二方程模型及雷諾應(yīng)力模型和大渦模擬模型。二方程模型中的RNG k－ε模型適用于高雷諾數(shù)湍流場(chǎng)的求解，尤其對(duì)強(qiáng)旋流場(chǎng)有著很好的改進(jìn)效果，且其計(jì)算精度既可滿足工程應(yīng)用，計(jì)算速度又能被目前的計(jì)算機(jī)所承受，因此本文中選用RNG k－ε模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算。

RNG k－ε模型如式（5）～式（6）所示［11］：

式中，k 為湍動(dòng)能，m2／s2；ε 為湍流 耗 散 率，m2／s3；μeff為擴(kuò)散系數(shù)，m2／s；Gk表示由于平均速度梯度引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生；Gb是由于浮力影響引起的湍動(dòng)能產(chǎn)生；YM是可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總的耗散率的影響；C1ε、C2ε和C3ε為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；αk和αε為與k 和ε有關(guān)的常數(shù)。

2．2 數(shù)值方法

超音速分離器內(nèi)部流場(chǎng)十分復(fù)雜，因此，借助流場(chǎng)模擬軟件模擬亞音速、音速和超音速流動(dòng)的大范圍內(nèi)復(fù)雜流場(chǎng)結(jié)構(gòu)的可壓縮流動(dòng)［12］。流動(dòng)方程采用二階迎風(fēng)格式求解，湍流模型中湍流動(dòng)能方程和湍流動(dòng)能耗散率方程均采用一階迎風(fēng)格式求解。

使用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行方程離散，由于上游相鄰節(jié)點(diǎn)比下游相鄰節(jié)點(diǎn)對(duì)離散區(qū)域節(jié)點(diǎn)的影響更強(qiáng)烈，在確定界面的物理量時(shí)考慮了流動(dòng)方向。對(duì)于一維問(wèn)題，其離散方程如下：

式中

二階迎風(fēng)格式與一階迎風(fēng)格式的相同點(diǎn)在于：二者都通過(guò)上游單元節(jié)點(diǎn)的物理量來(lái)確定控制體積界面的物理量。但二階迎風(fēng)格式不僅要用到相鄰節(jié)點(diǎn)的值，還要用到與相鄰節(jié)點(diǎn)相鄰的節(jié)點(diǎn)的值。同樣以一維問(wèn)題為例，離散方程為：

式中

式中，下標(biāo)P表示當(dāng)前控制體積的節(jié)點(diǎn)；E、W分別表示東西側(cè)相鄰節(jié)點(diǎn)；EE、WW表示東西側(cè)相間節(jié)點(diǎn)；a表示節(jié)點(diǎn)系數(shù)；Φ表示廣義變量；D表示界面的擴(kuò)散傳導(dǎo)性；F表示通過(guò)界面上單位面積的對(duì)流質(zhì)量通量。

以上公式通過(guò)考慮空間位置上的節(jié)點(diǎn)可推廣到多維問(wèn)題。一階迎風(fēng)格式計(jì)算效率高，精度稍差，而二階迎風(fēng)格式則恰好相反。

流場(chǎng)計(jì)算的本質(zhì)是對(duì)離散后的控制方程組進(jìn)行求解，求解方法可分為：耦合式解法（coupled method）和分離式解法（segregated method）［13］。

耦合式解法同時(shí)求解離散化的控制方程組，聯(lián)立求解出各變量。分離式解法不直接求解聯(lián)立方程組，而是順序求解各變量控制方程。當(dāng)計(jì)算中流體的密度、能量等參數(shù)存在相互依賴關(guān)系時(shí)，耦合式解法具有很大優(yōu)勢(shì)，而隱式算法主要應(yīng)用于高速可壓流動(dòng)、有限速率反應(yīng)模型等。超音速分離器內(nèi)的流動(dòng)是在精細(xì)網(wǎng)格上的高速可壓縮流動(dòng)，因此，選用耦合隱式算法。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3．1 計(jì)算模型

本文所分析的再循環(huán)超音速分離器物理模型如圖1所示，主要由整流段、Laval噴管段、旋流段、再循環(huán)分離腔、擴(kuò)壓段組成。Laval噴管收縮段采用Witozinsky曲線，長(zhǎng)度為90 mm；擴(kuò)張段采用直線型面，擴(kuò)張角設(shè)為0．3°。旋流分離段設(shè)計(jì)為直管，長(zhǎng)度為100 mm。擴(kuò)壓段采用擴(kuò)張角為4°的直線型面。再循環(huán)腔截面設(shè)計(jì)為長(zhǎng)方形結(jié)構(gòu)，根據(jù)進(jìn)口位置的不同適當(dāng)改變長(zhǎng)度。

針對(duì)可壓縮氣體的超音速流動(dòng)特性，以天然氣為流動(dòng)介質(zhì)。設(shè)進(jìn)口邊界為壓力入口，出口邊界為壓力出口，固體壁面采用無(wú)滑移、無(wú)滲流絕熱邊界［14］。

3．1．1 壓力入口

壓力入口邊界需指定的參數(shù)為總壓、總溫和湍流參數(shù)?？倝汉涂倻馗鶕?jù)入口條件分別設(shè)為0．84 MPa和288 K。由于湍流模型選用的是RNG k－ε模型，湍流參數(shù)指定湍流強(qiáng)度為0．05，其黏性比為1。

3．1．2 壓力出口

壓力出口邊界需要指定的參數(shù)為靜壓、回流總溫和湍流參數(shù)。在壓力出口邊界，設(shè)定靜壓為0．67 MPa，用于出口亞音速情況。忽略壁面散熱和其他形式的能量損失，回流總溫與入口總溫相等，湍流強(qiáng)度和黏性比分別設(shè)為0．025和5。

3．2 超音速分離器內(nèi)流場(chǎng)分布

在入口壓力為0．84 MPa、溫度為288 K、流量為40 000 m3／d的操作工況下，以某氣田天然氣為流動(dòng)介質(zhì)（其原料氣組成如表1所列），基于相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)，分別設(shè)計(jì)了常規(guī)超音速分離器和再循環(huán)超音速分離器，并對(duì)其進(jìn)行穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬。

常規(guī)超音速分離器和再循環(huán)分離器中心軸線上的靜壓、靜溫、速度和馬赫數(shù)分布對(duì)比如圖3（a）～（d）所示。圖中橫座標(biāo)x表示分離器的軸向距離，以Laval噴管起點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)。

表1 原料氣組成Table 1 Composition of feed gas

氣流在再循環(huán)分離器中的流動(dòng)情況與常規(guī)分離器基本相同，在Laval噴管出口處馬赫數(shù)達(dá)到1．3左右，溫度為229 K，壓力0．263 MPa。與常規(guī)分離器相比，分離性能稍有提高。在擴(kuò)壓段進(jìn)口（0．32 m左右）產(chǎn)生激波，溫度、壓力和馬赫數(shù)發(fā)生突變。由于激波產(chǎn)生在擴(kuò)壓段進(jìn)口，使進(jìn)入擴(kuò)壓段的干氣處于亞音速，因而在擴(kuò)壓段內(nèi)部實(shí)現(xiàn)壓力、溫度的回升，馬赫數(shù)下降，使各個(gè)參數(shù)達(dá)到分離器設(shè)計(jì)的預(yù)期目的。

眾所周知，激波產(chǎn)生的位置對(duì)分離器分離性能影響很大。若激波靠近喉部，可能會(huì)將超音速分離區(qū)中的超音速流均變?yōu)閬喴羲?，影響分離性能，增加能量損失。如圖3所示，常規(guī)分離器激波產(chǎn)生位置在噴管出口，旋流分離器內(nèi)馬赫數(shù)的分布為0．78～0．7，流場(chǎng)為亞音速，溫度發(fā)生突變（從230 K到249 K）。溫度快速上升的后果是低溫下剛凝結(jié)成核的小液滴會(huì)再次氣化，從而影響液滴的成核和分離，降低分離性能。相反，再循環(huán)分離器激波產(chǎn)生位置在擴(kuò)壓段進(jìn)口位置，旋流分離段內(nèi)馬赫數(shù)分布為1．27～1．2，流場(chǎng)始終是超音速，溫度分布在229～235 K，有利于氣體中水和重組分的冷凝分離。

3．3 再循環(huán)腔進(jìn)口位置對(duì)流場(chǎng)的影響

再循環(huán)腔進(jìn)口位置對(duì)流場(chǎng)的影響如圖4所示，圖中a、b、c分別為再循環(huán)腔進(jìn)口位置距離Laval噴管出口位置30 mm、15 mm、0 mm時(shí)超音速分離器內(nèi)部速度云圖分布。從圖中可以看出，a、b、c在噴管出口處的速度基本相同，但在進(jìn)入旋流分離段后，a中的流場(chǎng)出現(xiàn)劇烈波動(dòng)，穩(wěn)定性最差，b稍好，c中的流場(chǎng)穩(wěn)定性最好。這主要是由于從再循環(huán)分離腔分離出來(lái)進(jìn)入旋流段的氣體速度較低，而氣流主體速度較高，兩者混合需要時(shí)間，因此距離越長(zhǎng)混合越充分，流場(chǎng)越穩(wěn)定。

流場(chǎng)穩(wěn)定性對(duì)分離器的分離效率有很大影響。通過(guò)圖4可以看出，隨著流場(chǎng)穩(wěn)定性的增加，Laval噴管內(nèi)的流場(chǎng)參數(shù)分布基本不受影響，分離器內(nèi)氣流經(jīng)絕熱膨脹后在噴管出口位置時(shí)已出現(xiàn)氣液混合物。因此，旋流分離段是決定分離器分離效率的關(guān)鍵。旋流分離段內(nèi)超音速流場(chǎng)出現(xiàn)振蕩，溫度發(fā)生波動(dòng)，使有利于凝結(jié)分離的流場(chǎng)出現(xiàn)波動(dòng)，部分已凝結(jié)的小液滴將會(huì)再次氣化，導(dǎo)致凝結(jié)分離出來(lái)的水和重?zé)N流量減少，降低分離效率。

4 結(jié)論

（1） 以某氣田天然氣為原料氣，分別對(duì)基于相同結(jié)構(gòu)尺寸的傳統(tǒng)超音速分離器和再循環(huán)超音速分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到兩種分離器內(nèi)部溫度、壓力、速度和馬赫數(shù)的變化情況。結(jié)果表明：在相同的壓降下，再循環(huán)超音速分離器內(nèi)部流場(chǎng)分布較常規(guī)超音速分離器好。

（2） 對(duì)分離器內(nèi)激波產(chǎn)生位置的研究表明，在相同的結(jié)構(gòu)參數(shù)下，再循環(huán)超音速分離器能使激波產(chǎn)生的位置遠(yuǎn)離喉部，使旋流分離段維持在超音速流場(chǎng)，有利于液滴的凝結(jié)和分離。

（3） 通過(guò)分析再循環(huán)腔不同進(jìn)口位置對(duì)分離器內(nèi)部流場(chǎng)分布的影響得出，進(jìn)口位置在Laval噴管出口時(shí)流場(chǎng)穩(wěn)定性較好，有利于提高分離效率。

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