蔡 祿 武曉波 孫治謙 耿 坤 王旱祥 王振波

(1.中國石油大學(華東)新能源學院 2.中國石油大學(華東)機電工程學院)

0 引 言

在天然氣水合物排水采氣的工程應用中，氣液分離系統(tǒng)具有重要作用。氣液旋流分離器作為核心結構，其內部流場對分離效果具有重要影響[1]。在分離過程中，起初液相以液滴形式存在于氣流中；在高速旋轉運動中，液滴由于受到較大的離心力作用而從氣流中分離，在旋流腔內壁面處聚集形成液膜，在重力作用下向下運動，最終在旋流器排液口排出[2]。

蝸殼式旋流器內的流場呈高速旋轉流動，RSM模型具有較高的計算精度，適合模擬強旋流動[3-5]。謝駿遙等[6]通過對比3種湍流模型發(fā)現RSM模型更接近試驗結果。關于氣液兩相流分離的數值模擬，前人大多采用多相流模型(Multiphase Model)來研究液量較多的情況。劉哲等[7]研究了含氣量和湍流擴散效應對流場分布的影響；馬粵等[8]采用多相流模型探究液位和處理量對氣液分離器分離效率的影響。若氣液比很大，液相占比小于10%的情況下，液相以離散的狀態(tài)存在于氣流中，則應當采用DPM模型[9-10]。吳允苗等[11-12]采用DPM模型來分析旋流分離器內的流場分布；金向紅等[13]采用DPM模型對旋流器內液滴間的碰撞、液滴的破碎和碰壁等過程進行數值模擬計算，完善了氣液旋流器的分離機制和模型；周云龍等[14]分別利用RSM模型和DPM模型對不同入口高度和寬度的氣液旋流分離器進行了數值模擬。DPM模型將液滴看作離散相顆粒，忽略了液滴的聚并和破碎，進而忽略了液膜的形成過程。這種近似大大簡化了模擬過程，但也存在一定誤差。因此，近年來有學者不斷開發(fā)新的數學模型近似模擬氣液比較大的強旋流場。YANG L.L.等[15]采用DPM模型研究了GLCC內液滴的聚并和破碎趨勢，并基于液滴受力分析和流體力學，建立了液滴遷移模型，準確預測了旋流器的分離性能；岳題等[16-17]采用EWF(Eulerian Wall Film)模型和DPM模型結合的方法進行GLCC內氣液兩相數值模擬，實現了上部筒體的上行旋流液膜(USLF)流動和液滴攜帶的研究。EWF模型能夠實現氣液兩相流耦合模擬壁面液膜的分布和流動特性[18]，但前人大多針對GLCC旋流器，很少將該模型應用于雙蝸殼氣液旋流分離器中。

為此，筆者采用EWF模型將氣液旋流分離器的流場看作由氣流、液滴和液膜三相構成，既能夠模擬實際工況中較大的氣液比，又能合理考慮液滴的行為，通過CFD數值模擬得到雙蝸殼氣液旋流分離器內速度分布和壓力分布，并結合流場分析液膜的形成及運動特性。所得結果可為天然氣水合物排水采氣裝置的研發(fā)和應用提供理論依據。

1 物理模型

本文擬對雙蝸殼氣液旋流分離器進行數值模擬。建立雙蝸殼氣液旋流分離器的幾何模型，如圖1所示，并采用ICEM進行網格劃分；分別采用50萬、60萬、70萬、80萬和90萬的網格進行入口-溢流壓降驗證，結果如圖2所示。

圖1 雙蝸殼旋流分離器模型結構Fig.1 Model structure of double volute cyclone separator

由圖2可知，當網格數量達到70萬即可得到準確的計算結果。

雙蝸殼氣液旋流分離器具有良好的分離性能。蝸殼式入口結構具有造旋作用，使流體在蝸殼內進行預分離，因此蝸殼式旋流器具有壓降低的特點[19-20]。內部流場的切向速度分布與入口結構密切相關，在0°～180°區(qū)間蝸殼流道空間逐漸縮小，切向速度升高；在180°～360°區(qū)間流道面積不變，一部分氣流進入柱段，氣量減少，切向速度降低。單蝸殼式旋流器的流場呈現明顯非對稱性，徑向速度由于數值較小，對偏心距的變化很敏感，可能造成離心或數值變大的假象。雙蝸殼式旋流分離器的入口由2個單蝸殼相對排列組合而成，雙蝸殼入口的徑向力大大減小，流場呈現良好的對稱性[21]。氣液兩相流體從雙蝸殼入口進入旋流器后，向下旋轉運動至柱段，排氣心管下端伸入柱段上方，有效削弱了短路流。柱段下方連接漸縮段，漸縮段直徑逐漸減小，便于收集分離出來的液相。旋流腔直徑100 mm，高485 mm。

2 數學模型及邊界條件

本文采用針對液膜開發(fā)的EWF壁面液膜模型與DPM離散相模型結合的方法進行計算。不考慮能量傳遞，液膜流動的質量方程為：

(1)

液膜流動的動量方程為[16]：

(2)

(3)

(4)

設置連續(xù)相流體為密度1.225 kg/m3的空氣，離散相為密度998.2 kg/m3的液態(tài)水。

邊界條件設置：雙入口設置為velocity-inlet；溢流口與大氣連通，因此設置為pressure-outlet；底流口封閉用于收集液相，設置為wall；其余壁面均設置為wall。

3 數值模擬結果及分析

3.1 數值模擬準確性驗證

為驗證數值模擬的準確性，將模擬得到的分離效率曲線與前人試驗結果進行對比。王建軍等[19]所研究的雙蝸殼旋風管與本文研究對象結構相似、尺寸接近，將其試驗結果和本文的數值模擬結果進行對比(見圖3)，以驗證本文模型的正確性。

圖3 數值模擬準確性驗證Fig.3 Verification of numerical simulation accuracy

由圖3可知，試驗結果和數值模擬結果差距最大點位于氣相流量220 m3/h處，最大計算誤差為11.9%。誤差產生的原因：本文所用物理模型為DPM+EWF模型，考慮了液膜的形成但沒有研究液滴的破碎；并且采用理想液滴粒徑分布，而試驗過程中無法控制液滴粒徑呈規(guī)律性分布；再者，由于旋流器內流場的不穩(wěn)定性，壓降可能在一定范圍內波動。所以試驗結果和模擬結果存在誤差合理。觀察曲線變化趨勢基本相同，且誤差在可接受范圍內，認為數值模擬采用的模型和計算方法合理。

3.2 旋流器內速度場分布

以氣液旋流分離器柱段中心軸線方向為z軸，溢流口方向為正方向，選取如圖4所示的7個(柱段截面z=228、172、116 mm，橫截面柱段與漸縮段交界面z=83 mm，漸縮段截面z=53和23 mm，底流口截面z=0)進行速度場分析。所選截面涵蓋了排氣心管插入深度段、柱段和漸縮段，具有較強的代表性。

圖4 流體域橫截面位置分布Fig.4 Cross section of fluid domain

圖5 不同截面處的速度分布Fig.5 Velocity distribution at different cross sections

圖5為不同截面處的速度分布圖。圖5a和圖5b分別為柱段和漸縮段截面處切向速度分布圖。切向速度是產生離心力和離心加速度的主要動力，在兩相分離過程中起到重要作用。柱段上半部分(z=228和172 mm 2個截面)受排氣管底部的影響，半徑為0.03～0.04 m處排氣管兩側速度驟降。在不受排氣管影響的柱段下半部分和漸縮段，各個截面處切向速度沿直徑分布呈“M”形的軸對稱分布，且位置越靠近漸縮段，峰值速度越穩(wěn)定，因此流動越穩(wěn)定。由于切向速度越大越有利于分離，因此柱段和漸縮段是分離的關鍵區(qū)域。

圖5c和圖5d分別為柱段和漸縮段截面處軸向速度沿直徑方向分布圖。軸向速度以指向溢流口方向為正方向?？拷鼛缀沃行奶庉S向速度為正，靠近邊壁處軸向速度為負。內旋流為上行流，方向為正，從溢流口排出；外旋流為下行流，方向為負，最終匯聚于排液口。兩者交界形成的零速包絡面較規(guī)整，其直徑與排氣心管直徑較接近。

圖5e和圖5f分別為柱段和漸縮段截面處徑向速度沿直徑方向分布圖。徑向速度相對于其他2個分速度數值最小。從壁面到軸心沿半徑方向呈現先增大后減小的趨勢，柱段中下段和漸縮段徑向速度為負，指向軸心方向，有利于連續(xù)相(氣相)的聚集和排出。柱段上段的徑向速度指向邊壁方向，能夠攜帶液滴向排氣心管壁面運動，有利于液相的二次分離。

3.3 旋流器內壓力場分布

本文模擬了不同氣相流量下旋流器內的壓力分布情況。圖6為入口與溢流口壓力之差(溢流口壓降)隨入口氣相流量的變化曲線。由圖6可以看出，壓力差隨著入口氣量增大而增大，與前人研究結論相符，即壓降近似與入口氣速的二次方成正比。

圖6 溢流口壓降隨入口氣相流量的變化曲線Fig.6 Pressure drop at overflow outlet vs.gas flow rate at inlet

由于流場呈對稱分布，壓力場也具有良好的對稱性。圖7為氣相流量Q=440 m3/h時流場壓力分布云圖。由圖7可知，從雙蝸殼入口到排氣心管處整體壓力不斷降低，入口段和柱段旋流腔之間存在一次明顯的壓力降低。這是由于雙蝸殼入口的結構形式對兩相流體起到預分離作用。氣流從入口段進入旋流腔，流道突然增大，流速降低，壓力減小。柱段和漸縮段沿直徑方向，從外旋流向內旋流壓力減小，結合此處的速度分布得知，柱段和漸縮段是兩相流體分離的關鍵部位。

圖7 Q=440 m3/h時旋流器內壓力分布云圖Fig.7 Cloud chart for pressure distribution in cyclone at Q=440 m3/h

3.4 液膜的形成及運動

EWF模型可以用來預測壁面上液膜的產生和流動，適用于液膜厚度較薄的情況，因此可用于旋流器內液膜的計算，計算結果如圖8～圖16所示。

圖8 液膜厚度隨時間的積累圖Fig.8 Accumulation of liquid film thickness with time

圖9 液膜速度隨時間的變化圖Fig.9 Variation of liquid film velocity with time

結合圖8和圖9可以看出，液膜的積累形式與旋流場的流動軌跡相吻合，氣流中攜帶的液滴在高速旋轉運動的過程中不斷被分離出來，一邊向旋流腔內壁運動；一邊在重力的作用下向下運動，在柱段的中下部積累形成液膜。液膜厚度較大的位置，即液膜初步形成的位置具有較大的液膜速度。較大的液膜速度有利于液膜向下遷移，在2.5 s時均勻分布于漸縮段。隨著液膜的質量不斷增加，漸縮段的液膜不斷積累，在3.0 s時沿旋轉軌跡增大液膜厚度。此時液膜的速度較大，切向速度和軸向速度占主導，有利于液膜在底流口收集。

圖10 z=144 mm處截面液膜厚度隨時間的變化曲線Fig.10 Variation of liquid film thickness at the z=144 mm cross-section with time

圖11 z=43 mm處截面液膜厚度隨時間的變化曲線Fig.11 Variation of liquid film thickness at the z=43 mm cross-section with time

結合圖10可以看出：在液膜形成初期，在柱段中下部，90°、135°和270°、315°對稱位置開始出現液膜；隨著液膜的不斷積累，在45°和225°對稱位置液膜厚度不斷增加；增加到一定程度后，液膜在重力的作用下向下運動。當液膜運動到漸縮段，如圖11所示，前2.0 s液膜厚度較小且均勻，鋪滿整個漸縮段；2.5 s后液膜厚度突然增加并維持在0.06～0.08 mm。

分析圖12得到，柱段的液膜厚度分布仍與氣流的旋轉流動軌跡相吻合，每一橫截面處液膜厚度存在峰值，除峰值以外的其余位置液膜的厚度很小。液膜厚度在柱段的中下部出現峰值，即圖12中z=116 mm處，位于排氣管插入深度以下、柱段與漸縮段交界處以上。觀察圖13可得，漸縮段的液膜厚度整體波動小，分布均勻。結合圖8可知，漸縮段中下部存在液膜厚度較大的2段區(qū)域，厚度約為0.2 mm，其余區(qū)域液膜厚度較小，穩(wěn)定在0.05～0.10 mm。由于漸縮段的截面直徑逐漸減小，越靠近排液口位置的液膜厚度起伏越小，液膜平均厚度越大，越有利于液相的收集。

圖12 計算穩(wěn)定后柱段不同截面處液膜厚度Fig.12 Liquid film thickness at different cross sections of column section after calculation stabilization

圖13 計算穩(wěn)定后漸縮段不同截面處液膜厚度Fig.13 Liquid film thickness at different cross sections of reducing section after calculation stabilization

由圖14可知：壁面處液膜的軸向速度在10-2m/s數量級，在重力作用下液膜以較低的速度穩(wěn)定下移，最終可在排液口收集。排氣心管處液膜的運動方向為上升運動；經過旋流分離后，未能即時分離的液相在排氣管內壁繼續(xù)旋轉運動并生成厚度極小的液膜，液膜厚度如圖15所示。排氣心管內壁面的液膜起初在管中部沿旋轉軌跡形成，并逐漸向排氣管上部擴展。此時在溢流口收集到的液膜厚度約0.006 mm，這是由于液膜在達到較大厚度后可能滑落或者被再次吹起。溢流口液膜越薄對分離越有益。

圖14 壁面和排氣心管處液膜的軸向速度分布云圖Fig.14 Cloud chart for axial velocity distribution of liquid film at wall and exhaust pipe

圖16 柱段液膜厚度和分離效率隨入口流量的變化曲線Fig.16 Variation of column section liquid film thickness and separation efficiency with inlet flow rate

由圖16可以看出：隨著氣相流量的增加，液膜厚度不斷增大；且入口氣相流量越大，液膜厚度增大速度逐漸緩慢。分析可知，當氣相流量較小時，隨著流體速度的增大，液相的轉速增大，液滴的碰撞概率增加，因此聚并的概率增大，液滴不斷被甩向壁面后被液膜捕捉，液膜厚度不斷增加。液膜厚度的形成有利于分離效率的提升[22]，入口氣相流量越大，即入口氣速越大，液滴越容易聚并形成液膜，分離效果越好。當氣量增大到一定程度后，圖16中所示氣量大于400 m3/h后，液膜厚度增加速度緩慢。分析原因，其一此時液膜厚度已經增大到0.08 mm，液膜運動加劇，向底流口方向液膜厚度較小的位置移動；其二隨著氣速的增加，已經形成的液膜表面可能會因氣速過大而被再次吹起，因此液膜厚度沒有顯著增大。

4 結 論

(1)本文所得速度場分布情況與前人研究結果相符。切向速度在三相速度場中占主導，切向速度越大，越有利于分離。柱段上半部分受排氣心管底部的影響，排氣管近壁面處的切向速度驟減；柱段下半部分切向速度呈“M”形的軸對稱分布。軸向速度呈外圍下行流，中心上行流的分布趨勢。漸縮段三相速度均較穩(wěn)定，數值相對較小且呈現良好的規(guī)律性。徑向速度以向心運動為主，數值最小。

(2)入口-溢流壓降隨入口流量(氣速)的增大而增大，近似與入口氣速的二次方成正比。壓力最低處位于排氣心管底部中心處。柱段和漸縮段壓力呈軸對稱分布，外旋流壓力高，內旋流壓力低。

(3)柱段和漸縮段流場分布較穩(wěn)定，是兩相分離的關鍵部位，液膜也在此段形成。柱段中下部液膜初步形成的軌跡與旋轉流動軌跡重合，逐漸運動至漸縮段后，液膜厚度逐漸趨于均勻。因此液膜厚度最大值出現在柱段中下部，而漸縮段的液膜厚度平均值較大。液膜初步形成的位置具有較大的液膜運動速度。