陳佳男，蔣文明，劉 楊，曹學文

(中國石油大學(華東) 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580）

天然氣作為一種清潔能源被廣泛應用于諸多行業(yè)，然而從氣井采出的天然氣通常含有大量水蒸氣和重烴等雜質，導致天然氣熱值和管道輸送能力下降并有堵塞管道和腐蝕設備等危害。 因此天然氣凈化成為天然氣加工處理中的必要環(huán)節(jié)。 常用的天然氣凈化包括冷凝分離[1]、吸收[2]、吸附[3]等方法。 冷凝分離是采用焦耳-湯普森效應和渦輪膨脹將天然氣制冷，通過低溫將水蒸氣分離出來。 吸收法是采用液體干燥劑作為脫水工質。 吸附法是通過分子篩、硅膠等固體干燥劑，將液滴吸附在干燥劑上，從而實現(xiàn)氣液分離。 但是上述方法通常存在一些缺點。 例如，設備復雜，投資費用高，污染環(huán)境等。

超聲速分離技術是一項應用于天然氣凈化的創(chuàng)新技術[4-8]，克服了傳統(tǒng)技術所存在的一些缺點，具有以下優(yōu)點：分離器內部不存在旋轉部件，具有較高的可靠性；氣體在分離器內停留時間很短，可以防止水合物形成；分離器內部不需添加化學藥劑，無污染；最重要的是分離器末端的擴壓器可以實現(xiàn)能量轉換，將部分動能轉換為壓能，從而達到節(jié)能的目的。

氣液密度差是實現(xiàn)氣液分離的關鍵，液滴特性對分離器的分離效率有重要的影響。 本文對超聲速分離器內部流動特性進行了數(shù)值模擬，建立了連續(xù)相與離散相的數(shù)學模型，通過離散粒子法研究了液滴密度、液滴粒徑和液滴初始速率對分離器分離性能的影響。

1 超聲速分離器結構設計

根據(jù)旋流器位置不同，可將超聲速分離器劃分為前置型超聲速分離器和后置型超聲速分離器。 前置型超聲速分離器的旋流器安裝于喉部之前，后置型超聲速分離器的旋流器安裝于喉部之后，即擴張段內。 對于前置型分離器而言，因為其旋流器安裝在亞音速段，所以產(chǎn)生的旋流強度相對較弱；對于后置型旋流器而言，旋流產(chǎn)生在超聲速段，強度較大。 因此本文采用后置型超聲速分離器。

如圖1所示，分離器包括進口段、收縮段與擴張段、 排液段和擴壓段。 收縮段采用Translation of Witoszynski曲線[9]，擴張段采用等斜率法進行設計[9]，喉部與擴張段之間采用曲線進行過渡。 超聲速分離器全長467 mm，進口段為40 mm，收縮段長68 mm，擴張段為257 mm，喉部直徑為5 mm。 考慮到旋流強度以及激波的影響，旋流器采用貼壁式旋流器[10]，位置設于喉部之后，距喉部152 mm。

2 數(shù)學模型

2.1 控制方程

基于超聲速噴管中天然氣的流動特性， 氣相流動控制方程包括連續(xù)性方程、動量方程和能量方程。

連續(xù)性方程：

動量方程：

能量方程：

2.2 湍流模型

湍流流場中有許多小漩渦，流層間相互滑移混合，這時的流體作不規(guī)則運動，是一種非線性的復雜流動。 Fluent軟件中提供了一系列用于模擬湍流流動的數(shù)學模型，其中，雷諾應力模型采用各向異性的湍流粘度計算湍流應力，適合超聲速分離器中的高速旋流流場。 因此，本研究采用雷諾應力模型模擬超聲速分離器內部氣體流動情況。

2.3 數(shù)值方法及邊界條件

根據(jù)噴管內氣體流動特性，采用壓力-速率耦合算法，用SIMPLE算法對壓力項進行計算，用二階迎風格式對能量、動量、湍流動能和耗散率項進行離散以確保計算精度[11-13]，將甲烷設置為工作介質，將分離器進出口設置為壓力邊界[14]。

壓力入口：入口溫度為273 K，入口壓力為6 MPa。選擇湍流強度和湍流粘性比作為湍流參數(shù)，分別設置為0.05和1。

壓力出口：出口回流溫度設置為300 K，出口背壓為3 MPa， 湍流強度和湍流粘性分別設置為0.05和6。

壁面邊界條件：絕熱、無滑移、無滲流邊界。

2.4 網(wǎng)格生成及無關性驗證

本模擬的計算域為分離器內部有效流動區(qū)域，為求解計算域，需要用空間計算網(wǎng)格把計算域劃分為離散單元或體積，即網(wǎng)格的生成。 采用對復雜幾何結構具有良好適應性的非結構網(wǎng)格進行計算域的劃分，由于喉部相對于其他部位較小，并且旋流葉片會擾動流場，所以對旋流葉片以及喉部附近的網(wǎng)格進行加密處理，增加計算精準度。

本文將網(wǎng)格數(shù)分別設置為65639、196384、466894、859624， 采用噴管喉部和出口溫度作為網(wǎng)格無關性驗證的依據(jù)， 結果見表1。 從表中可以看出，隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，溫度漸漸趨于穩(wěn)定，當網(wǎng)格數(shù)大于466894時，溫度基本不再發(fā)生變化。 在確保計算精度的前提下，為了節(jié)省計算時間，最終選取網(wǎng)格數(shù)目為466894。

表1 不同網(wǎng)格數(shù)下噴管喉部和出口溫度

2.5 模型驗證

采用文獻[15]中的噴管和數(shù)據(jù)驗證本文所提出的數(shù)值方法的可靠性，文獻中采用的工作介質為水蒸氣，入口壓力與出口壓力分別為0.1 MPa和0.083 MPa。數(shù)據(jù)對比結果見圖2，從圖中可以看出，模擬結果與文獻數(shù)據(jù)大致吻合，壓力變化趨勢一致，并且可以準確計算出激波的產(chǎn)生位置，說明上述提出的數(shù)值計算方法可以用來預測氣體的超聲速流動過程。

3 離散相計算模型

為了更好地研究粒子特性對超聲速分離器分離效率的影響，對超聲速分離過程進行了簡化和假設：（1）天然氣中可凝組分全部凝結為液滴，并且不會發(fā)生汽化；（2）液滴一旦接觸超聲速噴管擴張段的壁面，就會進入集液槽；（3）在整個分離過程中液滴不會發(fā)生破碎與融合現(xiàn)象；（4）如果液滴在集液槽前未被捕獲，就會從干氣口排出分離器。

3.1 控制方程

在分離器內， 液滴的運動可分解為軸向運動、徑向運動和切向運動，可以通過對液滴受力分析和軌跡求積得出，離散相控制方程可以描述為：

式(6)中F為附加的加速率項，包括壓力梯度力、質量力、薩弗曼升力和熱泳力[16]。根據(jù)氣體在超聲速分離器內部的流動特性，質量力、壓力梯度力和熱用力均可以忽略不計， 只有薩弗曼升力對離散相（液滴）運動有顯著影響。 薩弗曼升力可表述為：

3.2 邊界條件

在超聲速分離器內部存在回流現(xiàn)象，因此將分離器入口設置為逃逸邊界，即使粒子因回流回到計算域中，也不再計算。 擴壓器出口設置為逃逸邊界條件。 集液槽、排液口和噴管擴張段均設置為捕捉邊界，統(tǒng)計分離器內被捕捉的粒子數(shù)量。 除此之外的所有邊界均設為反射邊界。

4 結果與討論

4.1 分離器內流場分布

基于上述數(shù)值求解方法，對超聲速分離器內部流場進行了模擬。 圖3為分離器內部流體靜溫與馬赫數(shù)（Ma）的軸向分布。

從圖3可以看出， 氣體在拉瓦爾噴管內進行絕熱膨脹，速率達到超音速，形成低溫環(huán)境。 分離器內馬赫數(shù)與溫度分別存在兩個極值點， 第一個極值點出現(xiàn)在旋流器之前（x= 0.185 m），第二個極值點出現(xiàn)在拉瓦爾噴管出口（x= 0.300 m）。 其中第一個極值點的出現(xiàn)是由于旋流器導致管道流通面積減小，形成激波。 激波后的溫度驟升， 流速降至亞音速（Ma＜1）。 由于排液間隙的存在，導致流場產(chǎn)生劇烈擾動，從而產(chǎn)生第二個激波，出現(xiàn)第二個極值點。在第二激波后，氣體進入擴壓器內并伴隨著能量轉換，氣體的動能轉換為壓能，實現(xiàn)壓力恢復。

4.2 液滴密度對分離性能的影響

為了研究粒子物性對分離器分離效率的影響，對分離效率進行如下定義：

通過離散粒子模型， 將液滴入射面設置在x= 130 mm處（認為天然氣中的可凝組分在該處發(fā)生凝結），并將液滴密度設置為700 kg/m3、800 kg/m3、900 kg/m3、1000 kg/m3、1100 kg/m3、1200 kg/m3。

圖4為液滴密度對分離器分離效率的影響。 從圖中可以看出，液滴密度上升導致分離器的分離效率增加，當密度從700 kg/m3升至1200 kg/m3時，分離效率從45.3%增至62.1%。 由離心公式可知，當液滴其它條件不變時，密度增加導致液滴所受離心力上升，增大了液滴被甩至壁面的可能性，從而增大了分離效率。

4.3 液滴初始速率對分離性能的影響

離散粒子法假設離散相被充分稀釋，顆粒速率與氣相速率相同。 因此通過改變分離器進出口參數(shù)可實現(xiàn)液滴速率的改變。 通過改變進出口參數(shù)，分別將粒子初始速率設置為460 m/s、590 m/s、680 m/s、750 m/s、830 m/s。

圖5展示了液滴初始速率對分離效率的影響。從圖中可知，液滴初始速率的增加導致分離效率上升，當初始速率從460 m/s增加至830 m/s時，分離效率由55.1%增至82.3%， 增加了27.2%。 由此可以看出，增加液滴初始速率對于液滴的分離效率有明顯的提升。 主要是因為本研究設置的是液滴初始速率而非軸向速率（在離散粒子模型中設置軸向速率會導致液滴速率不變）， 液滴會隨著氣體流速的上升而上升，經(jīng)過旋流器后，速率較大的液滴會獲得較高的切向速率和離心力。 因此，在設計超聲速分離器的過程中，應該在推遲激波產(chǎn)生的前提下，盡量增大噴管的擴張半角，使噴管出口的馬赫數(shù)盡可能的升高，從而加大液滴的速率。 除此之外，可以通過增加旋流葉片角度、葉片數(shù)量等方式獲得更高的旋流強度，以此增大液滴的切向速率。

4.4 液滴粒徑對分離性能的影響

通過超聲速凝結特性可知，隨分離器入口壓力和溫度的不同， 分離器內凝結的液滴粒徑也不同，在超聲速分離過程中， 液滴半徑范圍在0.1～3.0 μm之間，因此將液滴半徑分別設置為0.1 μm、0.5 μm、1.0 μm、1.5 μm、2.0 μm、2.5 μm、3.0 μm。

圖6描述了液滴半徑對分離效率的影響， 可以看出，液滴半徑對分離效率的影響極大，當液滴半徑由0.1 μm增加至2.5 μm時，分離器的分離效率從23.7%增加到90.4%，增加了66.7%；液滴由2.5 μm增加至3.0 μm時，效率從90.4%增加到92.3%，僅僅增加了1.9%。 由此可以看出，當液滴半徑超過一定數(shù)值時，半徑對分離效率的影響不再顯著，這是因為此時離心力在控制液滴運動中不再起主要作用。 為了增大分離器的分離效率，應該盡可能地增大液滴半徑，可以通過減小拉瓦爾噴管擴張角或者加大旋流強度來增大液滴碰撞概率，使液滴半徑處于一個較高水平。

5 結論

本研究通過計算流體力學軟件Fluent建立了超聲速分離器內部氣體流動的數(shù)學模型以及離散相模型，模擬了分離器內部氣體流動過程，研究了液滴特性對分離效率的影響，主要結論如下：

（1）由于旋流器和排液間隙的影響，在旋流器之前和拉瓦爾噴管出口均出現(xiàn)了激波，激波后的氣體參數(shù)出現(xiàn)極大的變化。

（2）液滴密度與液滴初始速率的增加均會導致分離效率的提升，其原因主要是液滴所受離心力的增大。 因此在分離器設計時，應該在推遲激波產(chǎn)生的前提下，增加噴管擴張段角度，提升液滴速率，或者增大旋流強度，提升液滴的切向速率。

（3）液滴半徑增大同樣會導致分離效率增加，但是當液滴半徑超過一定數(shù)值時，離心力不再起主要作用，此時增大液滴半徑對分離效率的提升幾乎沒有效果。 在設計分離器過程中可以減小噴管擴張角或者增大旋流強度來增加液滴碰撞概率，使多個小液滴融合為一個大液滴從而增大分離效率。 但是減小擴張角度會降低液滴速率，因此應該選擇適當?shù)慕嵌?，使分離器達到最佳分離性能。

符號說明

a1、a2、a3-常數(shù)，無量綱；dij-應變張量，無量綱；dl-顆粒直徑，m；E-總能，J；FD-阻力系數(shù)，無量綱；Fs-薩弗曼升力，N；g-重力加速度，m/s2；Ks-常數(shù)，Ks=2.584；ntrap-捕獲的液滴數(shù)量，無量綱；nescape-逃逸的液滴數(shù)量，無量綱；p-氣相壓力，Pa；q-熱通量，W/m2；Re-雷諾數(shù)，無量綱；t-時間，s；u-氣相速率，m/s；ul-離散相速率，m/s；ρ-氣相密度，kg/m3；ρl-離散相密度，kg/m3；νg-動態(tài)粘度，N·s/m2。