周宇航，陳建義，王亞安，張丁于，馬紅瑩，葉松

（1 中國石油大學重質油國家重點實驗室，北京 102249； 2 過程流體過濾與分離技術北京市重點實驗室，北京 102249）

引 言

管柱式氣液分離器（GLCC）是一種應用在深海油氣生產系統(tǒng)中的氣液分離設備[1-2]。一般的管柱式氣液分離器為單入口形式，由傾斜入口管、豎直筒體、溢流管和底流管組成。其工作原理為：氣液兩相先在向下傾斜管中形成分層流流型，達到預分離效果，后經入口噴嘴沿切向進入豎直筒體，流體便由直線運動變?yōu)閳A周運動。在豎直筒體內，旋轉流體產生離心力，在氣液相分離的過程中，由于氣液兩相的密度差和速度差，流體在離心力和重力的作用下共同完成分離，即液相被甩至邊壁沿豎直筒體內部流入底流管，氣體旋轉向上流向溢流管。部分液相被氣相帶出至溢流管稱為氣相帶液（LCO）現(xiàn)象，有部分氣相被液相帶出至底流管稱為液相帶氣（gas carry-under，GCU）現(xiàn)象。這兩種現(xiàn)象分別影響GLCC 的液相效率和氣相效率。在富氣田即高氣液比情形下（來流含氣率≥95%），LCO 是研究重點。

針對LCO 率，前人重點針對上部筒體分離空間內的氣液流動情況進行了理論分析[3-5]、實驗觀測[6-17]、數(shù)值模擬[18-28]方面的研究。其中，Hreiz等[10]較早指出，LCO 現(xiàn)象發(fā)生的主要原因是GLCC 上部筒體內液膜的溢出。許承煒等[13]進一步考察了液膜流型與LCO 的關系。Yue 等[22-23]則提出了除了液膜溢出，還會有少量液滴逃逸導致LCO 現(xiàn)象，并且提出了基于液膜流型的LCO 率計算方法。Wang 等[16]還基于最小氣液界面應力理論建立了判斷流型轉變的依據(jù)。Movafaghian 等[6]設計了一種向上分支的雙入口GLCC，認為這種結構可以抑制液膜上行，這種向上雙入口結構已經成功應用于中石化中原油田和中石油大慶多相流測量系統(tǒng)[17]。眾多研究表明，液膜流型的轉變對GLCC 分離性能產生了影響[27-31]。因此，為保證較高的分離效率，需提出一種主動控制流型的結構方式。

本文提出了一種向上分支的雙入口GLCC，并在其支路上增設一個閥門，通過控制支路上閥門的流通面積以控制上部筒體液膜流型。擬利用高速攝像機觀察其液膜流型特征[32]，通過實驗測量獲得不同流通面積下的液相分離效率，并通過數(shù)值模擬進一步觀察閥門開度對GLCC 流場的影響，以期獲得對本結構實際性能的認識。本研究可為GLCC 的優(yōu)化設計提供參考，希望加深對其內部的氣液流動理論的認識。

1 實驗部分

圖1（a）為實驗對象尺寸圖，傾斜管主路、支路內徑d=54 mm，下傾角度α=27°[4]。兩個漸縮噴嘴均為矩形漸縮噴嘴，噴嘴與豎直筒體相切處端面的長為a=54 mm，寬為b=20 mm。豎直筒體內徑D=74 mm，筒體高徑比約為33。分支點設置在傾斜管主路長度的靠近豎直筒體側約1/2 處，支路包含垂直于傾斜管主路向上的分支路以及平行于傾斜管主路的管路。圖中對各管段進行命名描述，序號1～3 為壓力測量點，利用RS485 型號的信號傳感器和數(shù)據(jù)采集箱對氣液相進行流量、壓力采集。應用Photron SA-X2 型號高速攝像機拍攝局部位置的流型變化。

圖1（b）為實驗流程圖。氣相由風機鼓出，經渦街流量計測得其體積流量Qg，液相自儲罐中由泵增壓后泵出，經渦輪流量計測得其體積流量Ql。氣液兩相經由靜態(tài)混合器混合后通入GLCC 進行分離。分離后的氣相從GLCC 頂部溢流口排出，經管路下游的立式絲網捕集器對其中攜帶的液體進行捕集，而后氣相通入大氣；分離后的大量液相則從GLCC底部底流口流出，通過回路管道流回儲罐以供循環(huán)利用。在實驗過程中，氣、液相流量和平衡液位高度通過底流管閥門調節(jié)。根據(jù)前人大量實驗研究[4,11-16]，平衡液位的高度在主入口以下約400 mm處。流體物性及實驗工況如表1所示。

表1 流體物性及實驗工況（25℃）Table 1 Parameters of fluid properties and experimental conditions（25℃）

圖1 GLCC實驗對象與流程Fig.1 Experimental device and flowchart of the GLCC

本實驗選用DN50 球閥，閥門全開時管道流通面積A=1847 mm2。擬定閥體轉動角度θ=0°時，流道為全流通狀態(tài)。根據(jù)仿真結果可計算得到各個閥體轉動角度下流通面積Aθ及流通面積比S（Aθ/A），數(shù)值見表2。

表2 閥體轉動角度與流通面積的轉換Table 2 Conversion of valve body rotation angle and flow area

2 數(shù)值模擬部分

2.1 模型選擇

應用ANSYS Fluent19 軟件進行模擬。鑒于RNGk-ε模型在各向同性渦黏性假設基礎上考慮了湍流黏度、高應變率及流線彎曲的影響，符合GLCC內回轉流和旋流的特點，同時，相關研究[21-28]也證明了RNGk-ε模型模擬的結果和實驗吻合得較好，因此在計算時選擇RNGk-ε模型為湍流模型，并修正旋流常數(shù)αs=1.18。

通常，多相流模擬方法主要分為兩種：歐拉-拉格朗日方法和歐拉-歐拉方法[19]。歐拉-歐拉方法將主相和分散相均作為相互作用的連續(xù)介質進行計算，歐拉-拉格朗日方法將主相看作連續(xù)介質，而分散相則看作是離散顆粒。本文主要研究液膜的分布狀況，故選擇歐拉-歐拉方法。其中雙流體多相VOF 模型采用各向異性曳力方程來表現(xiàn)相界面曳力，不僅避免了VOF 自身未考慮曳力模型的局限性，又能得到更為準確的相界面。相關研究[22-23,27]也證明了雙流體多相VOF 模型模擬的結果與實驗吻合較好。

曳力模型選擇Symmetric 模型。該模型適用于在某一區(qū)域內次項為分散相，而另一區(qū)域內又變?yōu)檫B續(xù)相的情況。在GLCC 中，筒體上部氣體為連續(xù)相，液體以液滴或液膜形態(tài)存在，為分散相；而在筒體下部，液體又變?yōu)檫B續(xù)相，氣體以氣泡形式存在，為分散相。因此，本模型可適用于GLCC 的氣液兩相模擬。

2.2 差分格式和算法

采用QUICK 格式來控制方程進行離散，壓力速度耦合選擇Phase Couple SIMPLE 算法，壓力梯度項選擇Least-Square Cell-Based 方法[21-24,27]。

2.3 介質及邊界條件

模擬計算時，選擇常溫空氣、常溫水為工作介質。按照給定的入口位置、液相出口位置、氣相出口位置，分別采用速度入口邊界、液位900 mm 對應壓力值的液相壓力出口邊界Pl、氣相壓力出口邊界（Pg=0 Pa）。在計算時適當加長GLCC 的溢流管和底流管，從而假設其為充分發(fā)展的壓力出口邊界。壁面為無滑移條件，用標準壁面函數(shù)進行處理。

對于閥門內部閥體部分網格，需要對其設置滑移運動方式，本研究中依據(jù)網格的運動方式選用設置為Mesh motion，應用于滑移網格與固定網格之間的坐標系沒有發(fā)生相對運動的情況。速度運動方式選擇Absolute[33-34]。其中需要設置滑移網格的滑移軸與滑移速度?；凭W格重心的具體位置即為滑移原點，同理可以根據(jù)閥門的具體尺寸及安裝位置推導出滑移軸的方向，依據(jù)閥體的運動方向推導出滑移方向。

2.4 網格劃分

對研究對象做了網格劃分，并做了網格無關性驗證。表3 為采用五種網格數(shù)量對GLCC 進行數(shù)值模擬得到的壓降值。此處壓降指入口噴嘴和溢流管之間的溢流壓降。以Ql=1.5 m3·h-1，Qg=180 m3·h-1為例，通過比較氣體壓降，測試了網格獨立性。由于壁面采用標準壁面函數(shù)法，故壁面Y+值不小于15即可滿足要求。因此，最終的網格數(shù)目確定為998965 個，其雅各比質量達到0.5 以上，邊壁第一層網格厚度約為0.14 mm。

表3 不同網格數(shù)目下壁面Y+值和氣相壓降值對比Table 3 Wall Y+of upper cylinder and errors of gas pressure drop under different grid sizes

圖2為雙入口GLCC的計算網格示意圖，所有網格均為六面體結構化網格，邊壁均采用加密的方式，網格的質量較好，不存在較大的扭曲。

圖2 GLCC的計算網格Fig.2 The computational grids of GLCC

3 結果與分析

本文研究了入口氣液流量、閥門開度改變時雙入口GLCC 傾斜管、上部筒體的流型特征，測量了對應工況的液相分離效率。還通過數(shù)值模擬，分析了內部流線、液膜厚度及氣相速度特性。

3.1 流型對比

圖3 為入口氣、液流量固定時支路附近流型隨閥門開度的變化，可以看到，當流通面積比為100%時，部分來流流入支路，進入支路的流量與來流工況有關，可以觀察到進入支路的液量先發(fā)生上下攪混波動，后進入支路；流通面積比為40%時，進入支路的氣液量上下攪混波動程度減小，流入支路的流量減少，大量來流從傾斜管主路進入；流通面積比為0 時，在傾斜管主路與支路分支附近發(fā)生部分液量波動，來流全部從傾斜管主路流入。

圖3 支路附近流型隨閥門開度的變化（Ql 1.8 m3·h-1，Qg 180 m3·h-1）Fig.3 Flow pattern near branch with valve opening（Ql 1.8 m3·h-1，Qg 180 m3·h-1）

流體從傾斜管進入筒體后，會在豎直筒體內形成不同的液膜流型。在高氣液比的情況下，傾斜管主路、支路入口附近均形成湍動的旋環(huán)流或攪混流，這種流型不利于分離。利用閥門開度的變化改變傾斜管主路、支路的流量分配比，改變傾斜管主路、支路的流型，以期改變豎直筒體內部的流型。

由圖4 可知，當流通面積比為100%時，傾斜管主路內流型為彈狀流，支路內流型為分層流；傾斜管主路入口附近形成旋環(huán)流，支路入口附近形成旋環(huán)流。流通面積比為40%時，傾斜管主路內流型轉變?yōu)榄h(huán)狀流，支路內液膜流型為分層流；傾斜管主路入口附近形成旋環(huán)流，液膜沿筒壁延展高度較閥門全開時有所升高；流經支路入口流量雖然減少，但是由于傾斜管主路附近延伸的液膜升高，導致上部筒體液膜鋪展的高度升高，液膜湍動程度增加，支路入口附近形成攪混流。流通面積比為0 時，來流全部從傾斜管主路內流入，傾斜管主路內流型為環(huán)狀流；傾斜管主路入口附近形成攪混流，與流通面積比為40%時相比，傾斜管主路入口附近液膜沿筒壁延伸的高度增加；支路內為氣相，但是傾斜管主路入口附近沿筒壁延伸的部分液膜會反向流入支路。

圖4 流型隨流通面積比的變化（Ql 1.8 m3·h-1，Qg 180 m3·h-1）Fig.4 Flow pattern with flow area ratio（Ql 1.8 m3·h-1，Qg 180 m3·h-1）

3.2 實驗效率對比

分離效率反映GLCC 對氣液混合介質的分離能力，是評價GLCC 分離性能的主要指標。本文重點關注液相分離效率，計算公式見式（1）。

式中，t為測量時間，s；V為t(s)時間內從立式氣液分離器底端口收集出的液體體積量，ml。在95%置信區(qū)間內的最大相對不確定度為±0.26%。

圖5 展示了單、雙入口（流通面積比為100%）GLCC 的液相分離效率隨氣、液流量的變化規(guī)律?？梢钥闯觯趯嶒灧秶鷥?，單、雙入口GLCC 的效率曲線都發(fā)生了改變：當Ql一定時，液相分離效率E隨著Qg的增大而減?。划擰g一定時，E隨著Ql的增大而減小。但雙入口GLCC 在氣、液流量較大時，液相分離效率才開始降低。且相同工況下，雙入口GLCC的液相分離效率均高于單入口GLCC 的液相分離效率。圖6為液相分離效率隨不同流通面積比的變化規(guī)律。當Ql0.9 m3·h-1,Qg200 m3·h-1時，液相分離效率幾乎不變，均為100%。說明在低液量的情況下，不用調節(jié)閥門，依然能達到較高的液相分離效率。當Ql=1.2～3.0 m3·h-1時，出現(xiàn)了液相分離效率下降的現(xiàn)象，通過改變閥門開度可使液相分離效率發(fā)生變化。當流通面積比為15%、40%、70%、100%時，均發(fā)生了液相分離效率下降的情況，通過觀察液膜流型可以發(fā)現(xiàn)，支路入口上方液膜流型發(fā)生攪混的變化，會導致液相分離效率降低。當流通面積比為0時，液相分離效率均較高，這是由于此時主要在傾斜管主路入口附近形成旋環(huán)流或攪混流，進入上部筒體液量降低。

圖6 不同流通面積比下雙入口GLCC液相分離效率對比Fig.6 Liquid separation efficiency of dual-inlet GLCC with different flow area ratio

3.3 模擬結果分析

3.3.1 液相流線對比圖7 展示了流通面積比分別為100%、40%、0 三種情況下，液相流線在雙入口GLCC中的分布。

圖7 數(shù)值模擬流線對比（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）Fig.7 Comparison of streamline in numerical simulation（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）

當流通面積比為100%時，來流在管路分支出現(xiàn)第一次分流，而后在兩個入口處又出現(xiàn)了第二次與第三次分流。流體在分離筒體中呈現(xiàn)出三維旋流狀態(tài)，在上部筒體內尤為明顯。在兩個入口之間，流體流動略為混亂：一部分流體自支路入口進入筒體先螺旋向下流動，而后轉為向上流動，此外還存在從傾斜管主路入口進入分離筒體后向上流動的流體。

當流通面積比為40%時，閥門阻礙了部分流體，經過支路的流量減少，部分流體從支路折返回傾斜管主路，大部分流體從傾斜管主路入口進入筒體。從流線可以看出，傾斜管主路入口噴嘴附近湍流程度增大。

當流通面積比為0 時，流體全部沿傾斜管主路進入筒體，進入豎直筒體后，在傾斜管主路入口附近形成強旋環(huán)流，部分沿筒壁延伸的流體從支路入口逆向進入支路后折返回豎直筒體。從流線圖可以看出，閥門全關時筒體上部流線較少。從實驗和模擬呈現(xiàn)出的流線圖可定性說明數(shù)值模擬結果的準確性。

3.3.2 液含率及氣液流量分配對比圖8(a)選取了三個截面，距離傾斜入口管與豎直筒體相切處分別為270、600、1000 mm。圖8(b)展示了傾斜管三個截面的液含率分布對比，單入口GLCC 中，來流在傾斜管和噴嘴內的分布幾乎沒有差別；而對于雙入口結構，來流在分支前圓管內與分支后噴嘴內的分布存在差異：在噴嘴內，液含率明顯減少，說明支路起到了分流作用。進一步比較支路流通面積比改變時的液含率分布：流通面積比減少時，傾斜管主路內液含率增加。這意味著新結構可以主動控制傾斜管主路、支路內的液含率分布，進而主動控制豎直筒體內部流型，與實驗拍攝的流動情況相符，這也驗證了本設計的設想。

圖8(c)進一步給出了流通面積比改變時，雙入口GLCC 在管道分支后的氣液流量分配。注釋詞Upper 和Lower 分別代表支路、傾斜管主路；左圖表示液量分配，右圖為氣量分配。由圖可知，雙入口結構的支路起到了有利的分流作用。當Ql、Qg一定時，支路內流通面積減小，使得進入傾斜管主路內的氣、液量增大。從流量占比來看，傾斜管主路內的氣、液量占比均有所增加?？傮w來看，通過改變支路流通面積比的方式，可以主動控制傾斜管主路、支路內的氣、液量分配比，這些特征進一步揭示了新結構的優(yōu)越性。

圖8 液含率分布對比及氣液流量分配關系（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）Fig.8 Comparison of the liquid volume fraction and gas-liquid flowrate distribution（Ql 1.5 m3·h-1 Qg 180 m3·h-1）

3.3.3 氣相速度場特性對比探究GLCC 內部速度場的分布更能從流場本身反映閥門開度對GLCC分離特性的影響差異。選取了四個高度分別為z=1450、1650、1850、2050 mm，其具體位置如圖1(a)所示。圖9 為三種閥門開度下GLCC 上部筒體內氣相速度場沿軸向的切向速度(vt)分布?？梢钥闯?，三者的切向速度均呈現(xiàn)出類“M”形狀，即為典型的蘭金渦分布[22-24]。邊壁處為準自由渦，中心區(qū)為準強制渦，由于邊壁無滑移邊界條件，壁面處切向速度為0。雙入口GLCC 最大切向速度位置沿軸向向上靠近筒體中心，渦核中心也相對固定，基本與筒體幾何中心重合。支路流通面積比為100%時，傾斜管主路、支路入口附近發(fā)生切向速度由正變負的情況，而其余位置的切向速度均為正數(shù)，說明此時傾斜管主路、支路入口附近渦核中心不穩(wěn)定，隨著高度的增加，渦核中心更靠近筒體中心；支路流通面積比為40%時，選取的四種高度切向速度均發(fā)生翻負的情況，這種狀況下的渦核中心不穩(wěn)定，不能維持液膜在筒體邊壁穩(wěn)定旋轉，這對液相分離不利；支路流通面積比為0 時，傾斜管主路、支路入口附近切向速度出現(xiàn)正負交替，而其余位置的切向速度均大于零，且切向速度在筒體中心的位置為零。從實驗拍攝流型圖、液膜流型圖以及流線圖中可以觀察到，支路入口附近會發(fā)生部分流體折返進支路的現(xiàn)象，這一現(xiàn)象會導致支路入口附近的旋流場不穩(wěn)定。而其余高度的旋流場穩(wěn)定性較強，強離心力不僅易于捕集氣芯中的液滴，且還能維持液膜在筒體邊壁穩(wěn)定旋轉，這對液相的分離十分有利。

圖9 GLCC上部筒體內切向速度對比（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）Fig.9 Comparison of tangential velocity distribution in the upper cylinder of GLCC（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）

軸向速度對液滴的裹挾和液膜的切削具有促進作用，軸向速度越高，對液相分離越不利。圖10為三種閥門開度下GLCC上部筒體內軸向速度(va)沿軸向的分布（r表示徑向位置），可以看出存在明顯差異。支路流通面積比為100%時，GLCC 的軸向速度分布大致上也為“M”形，不過分布不規(guī)則，最大軸向速度出現(xiàn)在靠近壁面處，由于壁面條件，壁面處的軸向速度為0。此外，最大軸向速度出現(xiàn)在靠近支路入口一側，說明支路入口附近分離不穩(wěn)定。支路流通面積比為40%時，整體軸向速度較大，在z=2050 mm 位置，GLCC 的軸向速度出現(xiàn)翻負現(xiàn)象，這對分離顯然不利。支路流通面積比為0 時，軸向速度只在傾斜管主路入口附近發(fā)生翻負現(xiàn)象，說明此時上部筒體分離較為穩(wěn)定。

圖10 GLCC上部筒體內軸向速度對比（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）Fig.10 Comparison of axial velocity distribution in the upper cylinder of GLCC（Ql 1.5 m3·h-1,Qg 180 m3·h-1）

4 結 論

GLCC 的LCO 率（或分離效率）是關鍵的特征參數(shù)，其與上部筒體內旋流液膜流型有密切的關系，本文通過高速攝像機觀察其液膜流型分布特征，實驗測量獲得了不同閥門開度下的液相分離效率，利用數(shù)值模擬進一步分析流場內部的特性參數(shù)，得到如下結論。

（1）支路流通面積比對傾斜管內的氣液流型及上部筒體內的液膜流型均有影響。結果表明：支路流通面積比從100%改變到0 時，傾斜管主路/支路的流型變化為：彈狀流/分層流—環(huán)狀流/分層流—環(huán)狀流/氣相；傾斜管主路入口/支路入口的附近液膜流型變化為：旋環(huán)流/旋環(huán)流—旋環(huán)流/攪混流—旋環(huán)流/氣相。

（2）支路流通面積比從100%改變到0 時，液相分離效率先降低后升高。這是由于閥門開度減小時，在傾斜管支路入口附近先逐漸形成攪混流后消失，逐漸在傾斜管主路入口附近形成旋環(huán)流，進入上部筒體內液量先升高后降低。

（3）除閥門開度影響上部筒體內流型，從傾斜管主入口流入并在豎直筒體內延伸的部分流體從支路入口反向流入支路也會影響上部筒體內流型的轉變，這種增設閥門的雙入口GLCC 結構可以減少支路入口上部筒體的液膜產生，抑制液膜上行。

（4）對比氣相速度場發(fā)現(xiàn)，閥門逐漸關閉時，GLCC 上部筒體內氣相切向速度的旋渦中心與筒體幾何中心幾乎重合，沒有出現(xiàn)翻負現(xiàn)象，這有利于氣液離心分離；GLCC 上部筒體氣相軸向速度逐漸減小，沒有出現(xiàn)翻負現(xiàn)象，這有利于抑制液膜向上溢出。