吳雪峰，李安英，麻宏強(qiáng)，，張 煥，王 麗，謝 越

（1. 華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院，江西 南昌 330013；2. 蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050）

由于橇裝化設(shè)備具有安裝便攜、占地面積小、移動(dòng)方便的特點(diǎn)，因此在地面進(jìn)行石油跟天然氣管道布置安裝過(guò)程中被廣泛使用[1]。氣液分離閃蒸撬是一種全新的結(jié)構(gòu)，能夠利用重力進(jìn)行分離，同時(shí)也能利用閃蒸進(jìn)行瞬態(tài)分離[2-4]。Shyu 等[5]研究了一種多通道的分離器，并對(duì)分離器的分流速率、壓力和速率分布模型進(jìn)行了模擬，并用相關(guān)數(shù)學(xué)模型分析了流入速率、轉(zhuǎn)速、通道形狀和大小對(duì)分離器的分離特性和效率的影響。賀登輝等[6]針對(duì)兩級(jí)旋風(fēng)分離器建立了數(shù)值模型，分析了速率和濕度對(duì)分離效率的影響，最后進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。陳石等[7]提出了機(jī)械蒸氣再壓縮（MVR）蒸發(fā)系統(tǒng)的氣液分離器結(jié)構(gòu)，分析了結(jié)構(gòu)中起到隔斷作用的擋板的數(shù)量對(duì)分離器分離特性的影響。孫李[8]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和理論結(jié)合研究了氣液圓柱旋風(fēng)分離器內(nèi)的的液體殘留現(xiàn)象。王丹東等[9]設(shè)計(jì)了一種新型層流圓筒式氣液分離器，并與普通圓筒分離器進(jìn)行對(duì)比，研究了它們的內(nèi)部流動(dòng)特性，并進(jìn)行了數(shù)值模擬。目前這項(xiàng)技術(shù)已用于氣液分離閃光燈的優(yōu)化和分離。陳秋燕[10]通過(guò)數(shù)值模擬研究了不同葉型波紋板氣體分離器的分離性能，并通過(guò)圖像描繪出收集效率和Stokes 數(shù)之間存在的函數(shù)關(guān)系。二級(jí)旋風(fēng)分離器設(shè)計(jì)用于不同的入口流速和潮濕條件。Shao等[11]設(shè)計(jì)了一種新型的旋風(fēng)分離器，并運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)（CFD）模擬分析了流體的分離效率與流場(chǎng)特性，發(fā)現(xiàn)該分離器沿軸方向的速度較小，因此可以利用這點(diǎn)在相對(duì)富余的時(shí)間里進(jìn)行氣液分離。羅小明等[12]發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)中多數(shù)分離得到的液體會(huì)從底部的回油孔進(jìn)入到壓縮機(jī)中，如果出口過(guò)熱，則不會(huì)積聚制冷劑；如果進(jìn)口干燥，分離器入口和出口直徑的增加或干燥度的降低會(huì)增加流體儲(chǔ)存的水平；隨著進(jìn)口流量的增加，出口高度先增大后減小。Wang 等[13]通過(guò)CFD 技術(shù)和實(shí)驗(yàn)方法，在找到篩網(wǎng)和改變分離器結(jié)構(gòu)后，改變對(duì)綜合冷卻系統(tǒng)中氣體分離器分離效果的影響，包括分離器入口管的位置、無(wú)屏蔽和傘形除塵器的氣流分離效果，分離效果在滿負(fù)荷下比未改變時(shí)提高了1.75 倍。上述研究主要針對(duì)傳統(tǒng)氣液分離器內(nèi)部分構(gòu)件進(jìn)行研究，并未針對(duì)結(jié)構(gòu)緊湊的多內(nèi)部構(gòu)件的氣液分離閃蒸撬的整體分離特性進(jìn)行研究，這將給氣液分離閃蒸撬結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)帶來(lái)困難。

本工作建立了氣液分離器閃蒸撬閃蒸側(cè)模擬模型，模擬了閃蒸側(cè)內(nèi)氣液兩相的分離特性，分析了閃蒸側(cè)結(jié)構(gòu)、含水量及流速等參數(shù)對(duì)分離器內(nèi)部流場(chǎng)及分離特性的影響規(guī)律。

1 數(shù)值模型研究

1.1 物理模型建立

本工作提出了一種新型氣液分離閃蒸一體化撬裝裝置，該撬裝裝置主要由分液側(cè)和閃蒸側(cè)組成，兩部分均包含分離腔和集液筒，如圖1a 所示。電動(dòng)沖洗閥在液位即將超過(guò)指定刻度時(shí)開(kāi)啟，廢水移至瞬時(shí)蒸發(fā)側(cè)，但主要用于液體蒸發(fā)過(guò)程。在高壓下，壓力下降并沸騰后，液體溫度升高，蒸發(fā)速度比在下降后的壓力下更快[14]。在閃蒸側(cè)裝置中分離出H2S 氣體后，立刻進(jìn)行污水排放工作。因而閃蒸側(cè)的作用是給迅速汽化的流體提供兩相分離的空間，而閃蒸側(cè)自身是利用了兩相流的重度差不同，從而實(shí)現(xiàn)氣液分離。此時(shí)，氣液分離閃蒸撬相當(dāng)于對(duì)兩相流進(jìn)行了二次的氣液分離，具有采出水閃蒸、分液的組合功能[15]。在滿足工程要求的基礎(chǔ)上，構(gòu)建了氣液分離閃蒸側(cè)的模型，其中分離腔直徑為1 000 mm，長(zhǎng)度為3 000 mm，連通管直徑為100 mm，如圖1b 所示。

圖1 新型氣液分離閃蒸撬結(jié)構(gòu)及閃蒸側(cè)結(jié)構(gòu)模型Fig.1 The new flash skid structure and flash side structure model for gas-liquid separation.

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1 模型簡(jiǎn)化及假設(shè)

氣液分離閃蒸撬結(jié)構(gòu)中分離腔氣密性好，因此不考慮氣體的泄露[16]。腔內(nèi)流體的流場(chǎng)為兩相湍流場(chǎng)，由于歐拉-歐拉多相流模型里的VOF 模型可將空氣和液滴都處理為共同存在且相互作用的介質(zhì)，各相均有各自獨(dú)立的方程。它能充分反映分離室內(nèi)液體流動(dòng)的狀態(tài)，并能獲得任何穩(wěn)定或瞬時(shí)的液化氣界面，因此本工作選擇歐拉-歐拉模型作為多相模型[17]。流體在分離腔內(nèi)有旋渦產(chǎn)生，而RNGk-?模型考慮到了湍流漩渦，為了讓模型更接近實(shí)際情況，本工作的湍流模型選用RNGk-?模型，其中壁面按照一般粗糙來(lái)處理[18]，數(shù)值模擬方法選擇非穩(wěn)態(tài)計(jì)算。采用液滴碰撞模型來(lái)計(jì)算液滴可能發(fā)生碰撞的概率，并據(jù)此減少碰撞次數(shù)。當(dāng)使用液滴碰撞模型時(shí)，假設(shè)液滴碰撞頻率要遠(yuǎn)小于粒子的時(shí)間步長(zhǎng)，粒子時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.000 1 s。模擬工質(zhì)選用的是水-空氣兩相，空氣密度為1.2 kg/m3，水的密度為998.2 kg/m3。

1.2.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件

作為一種近似的求解計(jì)算方法，數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確度受網(wǎng)格數(shù)量、網(wǎng)格質(zhì)量、計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)等因素影響。一般來(lái)說(shuō)，網(wǎng)格單元數(shù)越多，網(wǎng)格尺寸越小，解的精度就越高，但計(jì)算所需內(nèi)存資源也越大。

新型氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)分離腔入口為速度入口，湍流強(qiáng)度為5%，水力直徑為0.15 m，流體流速為2 m/s，含液量10%。閃蒸側(cè)出口設(shè)為自由出流。因流場(chǎng)為恒溫，故不考慮熱邊界條件。捕霧器區(qū)域定為多孔介質(zhì)區(qū)域，確定孔隙率為0.2%進(jìn)行模擬分析。根據(jù)現(xiàn)有的工程設(shè)備制造圖，對(duì)氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行幾何建模，并應(yīng)用ICEM CFD 軟件進(jìn)行二維網(wǎng)格的劃分，如圖1c 所示。為了消除網(wǎng)絡(luò)密度對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，對(duì)整個(gè)計(jì)算區(qū)域內(nèi)的網(wǎng)絡(luò)獨(dú)立性進(jìn)行了分析。由于三維模型網(wǎng)格數(shù)目多，系統(tǒng)計(jì)算量大，而二維模型能夠代表真實(shí)的流動(dòng)過(guò)程，因此本工作采用圓柱形殼體進(jìn)行二維簡(jiǎn)化。在邊界條件的設(shè)定下，入口前通過(guò)節(jié)流閥，此時(shí)考慮了閃蒸過(guò)程，而在整個(gè)圓柱形殼體中由于腔內(nèi)壓力一定，分離過(guò)程未考慮閃蒸。影響設(shè)備分離效率的主要參數(shù)是氣相出口攜液體積量，因此使用網(wǎng)絡(luò)節(jié)點(diǎn)數(shù)量為5.5×104，6.9×104，7.3×104，9.3×104，10.3×104的網(wǎng)格來(lái)計(jì)算閃蒸端處理效果，如圖2 所示。當(dāng)網(wǎng)絡(luò)節(jié)點(diǎn)數(shù)量逐漸增加至6.9×104個(gè)，計(jì)算結(jié)果幾乎不會(huì)隨網(wǎng)絡(luò)密度的增加而變化，且趨于穩(wěn)定。

圖2 網(wǎng)格密度對(duì)仿真結(jié)果的影響Fig.2 The effect of grid density on simulation results.

1.2.3 分液側(cè)分離特性評(píng)價(jià)方法

通過(guò)對(duì)比觀察分離腔內(nèi)流體的流動(dòng)情況和分離效率來(lái)分析裝置的分離結(jié)果[19]。通過(guò)觀察氣液界面處液體流動(dòng)的均勻性、瞬態(tài)、混合和穩(wěn)定性來(lái)進(jìn)行評(píng)價(jià)[20]。分離效率是最終分離出來(lái)的液體體積分?jǐn)?shù)與最初進(jìn)入分離器內(nèi)的液體體積分?jǐn)?shù)的比值，見(jiàn)式（1）。

式中，η為分離效率；G1為進(jìn)入閃蒸側(cè)腔體內(nèi)流體的液相體積分?jǐn)?shù)；G2為閃蒸側(cè)出口處液相體積分?jǐn)?shù)。

2 結(jié)果與討論

2.1 閃蒸側(cè)內(nèi)部流場(chǎng)規(guī)律研究

圖3 為不同分離時(shí)刻，閃蒸側(cè)分離腔內(nèi)氣液相分布的模擬結(jié)果。

圖3 不同時(shí)刻閃蒸側(cè)內(nèi)氣相分布Fig.3 The interior flow field of the flash distillation unit for different instant.

由圖3 可知，在分離初期分離腔體內(nèi)積聚了大量液體，從而使大量氣體在液體夾帶作用下通過(guò)連通管進(jìn)入集液筒。隨著分離的進(jìn)行，在分離腔內(nèi)靠近連通管位置處氣塞現(xiàn)象加劇，造成分離腔體內(nèi)積液難以排凈，分離效果變差[21]。圖4 為不同分離時(shí)刻閃蒸側(cè)分離腔內(nèi)氣相的流線模擬結(jié)果。由圖4可知，流體進(jìn)入分離腔后，導(dǎo)流板的導(dǎo)流作用明顯，流體流速變化很大，在落入分離腔后擾動(dòng)劇烈，導(dǎo)致通過(guò)連通管流入積液筒中的流體較少，從而引起氣塞現(xiàn)象。

圖4 不同時(shí)刻閃蒸側(cè)內(nèi)流線Fig.4 The internal flow line of the flash side at different times.

2.2 閃蒸側(cè)結(jié)構(gòu)對(duì)分離特性影響規(guī)律

2.2.1 連通管對(duì)閃蒸側(cè)分離特性影響規(guī)律

圖5 為連通管在不同個(gè)數(shù)時(shí)閃蒸側(cè)內(nèi)部氣液分布的模擬結(jié)果。由圖5 可知，在閃蒸側(cè)分離腔右側(cè)增加一根連通管，液體在分離腔內(nèi)流動(dòng)較為穩(wěn)定，且在分離腔右側(cè)聚集，并通過(guò)右側(cè)連通管流入集液筒，左側(cè)連通管將排出積液筒氣體，從而有利于閃蒸側(cè)分離腔體內(nèi)的氣液分離。

圖5 不同連通管數(shù)時(shí)閃蒸側(cè)內(nèi)氣液分布Fig.5 The interior flow field of different pipe numbers on the flash distillation unit.

表1 為不同連通管個(gè)數(shù)時(shí)閃蒸側(cè)內(nèi)部氣液分離效果的模擬結(jié)果。由表1 可知，在不同分離時(shí)間、兩根連通管布置時(shí)，閃蒸側(cè)分離效果優(yōu)于單根連通管布置時(shí)。表2 為閃蒸側(cè)結(jié)構(gòu)中應(yīng)用不同直徑連通管時(shí)的分離效率。由表2 可知，連通管直徑為200 mm 時(shí)，分離效率略有提高，且效率達(dá)到了99.7%以上。也就是說(shuō)當(dāng)連通管直徑超過(guò)100 mm，且兩根連通管分別布置在兩端時(shí)，閃蒸側(cè)分離效率受連通管直徑的影響較小。

表1 不同連通管數(shù)時(shí)分離效率的模擬結(jié)果Table 1 The simulation results of separation efficiency for different pipe numbers

表2 不同連通管直徑時(shí)分離效率的模擬結(jié)果Table 2 The simulation results of separation efficiency for different pipe diameters

2.2.2 捕霧器對(duì)閃蒸側(cè)分離特性影響規(guī)律

為了進(jìn)一步提高裝置的分離效率，通常在分離腔外設(shè)置絲網(wǎng)捕霧器[22]，本節(jié)將分析捕霧器結(jié)構(gòu)對(duì)獨(dú)立分離效率的影響。圖6 為捕霧器厚度及直徑不同時(shí)，閃蒸側(cè)分離效率模擬結(jié)果。由圖6a可知，捕霧器的厚度發(fā)生變化時(shí)，該處參數(shù)模型也隨之發(fā)生變化。模擬發(fā)現(xiàn)，當(dāng)氣液分離閃蒸撬中捕霧器的厚度大于120 mm 時(shí)，分離效率較為穩(wěn)定；在厚度小于120 mm 時(shí)，分離效率會(huì)有明顯變化，但分離效率是在80%以上的范圍波動(dòng)。因而捕霧器厚度對(duì)其分離效率影響較小。由圖6b可知，只有在捕霧器直徑為660 mm 時(shí)，閃蒸側(cè)分離效率有所波動(dòng)，其他參數(shù)對(duì)應(yīng)的分離效率均十分接近，且分離效率穩(wěn)定。因此，氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)的分離腔外捕霧器厚度大于120 mm、直徑大于660 mm 時(shí)，整體分離效率穩(wěn)定，且均在97%以上。

圖6 捕霧器厚度（a）及捕霧器直徑（b）對(duì)分離效率的影響Fig.6 Effects of mist catcher thickness(h)(a) and mist catcher diameter(d)(b) on separation efficiency.

2.3 運(yùn)行參數(shù)對(duì)閃蒸側(cè)分離特性影響規(guī)律

為確定氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)最佳運(yùn)行參數(shù)，本節(jié)分析了閃蒸側(cè)運(yùn)行參數(shù)對(duì)分離特性的影響規(guī)律。圖7 為不同入口流速及入口液氣比時(shí)，閃蒸側(cè)分離效率模擬結(jié)果。由7a 可知，當(dāng)閃蒸側(cè)入口氣液相流速小于等于4 m/s 時(shí)，分離效率高達(dá)99%。當(dāng)入口氣液相流速大于4 m/s 時(shí)，分離效率隨時(shí)間波動(dòng)較大，閃蒸側(cè)分離腔體出口可能存在夾液現(xiàn)象。因此，對(duì)于氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)，為保證閃蒸分離效果，建議閃蒸側(cè)入口氣液混合物流速不高于4 m/s，否則將達(dá)不到氣液閃蒸分離效果。由圖7b 可知，閃蒸側(cè)入口液氣比小于等于0.6 時(shí)，閃蒸側(cè)分離腔體分離效率在97%以上。入口液氣比大于0.6時(shí)，閃蒸側(cè)分離效率隨著分離過(guò)程進(jìn)行，出現(xiàn)明顯波動(dòng)，且分離效率大幅下降。這是因?yàn)闅怏w含液率高，分離腔和捕霧器中聚集大量液體不能及時(shí)排入積液筒，導(dǎo)致氣體在流出過(guò)程中夾帶大量液體，從而使分離效果變差。因此，為保證氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)分離效果，建議閃蒸側(cè)入口液氣比控制在0.4 ～0.6 之間。

圖7 入口流速（a）和入口液氣比（b）對(duì)分離效率的影響Fig.7 Effects of inlet velocity(a) and liquid-gas ratio(b) on separation efficiency.

3 結(jié)論

1）閃蒸側(cè)分離腔體與積液筒之間連通管應(yīng)不少于兩根，且布置在分離腔體兩側(cè)時(shí)，分離效果最佳，連通管管徑對(duì)閃蒸側(cè)分離性能影響較小。

2）在閃蒸側(cè)分離腔外增加的捕霧器厚度大于120 mm、直徑大于660 mm 時(shí)，分離效率較大，且達(dá)到了97%以上。

3）氣液分離閃蒸撬閃蒸側(cè)入口流體流速小于等于4 m/s 時(shí)，在分離過(guò)程中分離效率穩(wěn)定，且均在99%以上；當(dāng)入口液氣比在0.4 ～0.6 范圍內(nèi)時(shí)，閃蒸側(cè)分離效率達(dá)97%以上。