楊志鵬，李強，李慶領(lǐng)

(1. 青島科技大學機電工程學院，山東青島 266061；2. 青島科技大學氣候變遷與能源可持續(xù)發(fā)展研究院，山東青島 266061)

氣田生產(chǎn)過程中，常有液相伴隨氣相一并產(chǎn)出，不僅嚴重影響管道的輸送效率，導致腐蝕問題[1-3]，還影響氣相計量的準確性[4-5]。對此，需要借助分離器對氣液相進行分離，然而傳統(tǒng)分離器的分離效果、結(jié)構(gòu)尺寸、適用范圍等方面存在諸多問題，不能很好地滿足實際生產(chǎn)的需要，設(shè)計一種新型高效分離器變得十分重要。

近年來，以旋流分離原理為基礎(chǔ)的氣液分離設(shè)備因其體積小、分離效率高、性能可靠等優(yōu)點，在油氣開發(fā)、計量、輸送等過程中得到廣泛應用[6-8]。其中，管柱式氣液分離器(gas-liquid cylindrical cyclone，GLCC)是最為典型的一類旋流式氣液分離器，最早由雪佛龍公司提出，經(jīng)美國塔爾薩大學多相流技術(shù)實驗室開發(fā)完善后在油氣工業(yè)中不斷普及應用。管柱式氣液分離器的入口噴嘴結(jié)構(gòu)主要包括新月形、矩形和同心圓形等3種。馮進等[9]和路遠[10]的研究指出，同等條件下矩形入口截面要優(yōu)于同心圓截面與新月形截面。與此同時，管柱式氣液分離器噴嘴截面積的改變也會影響分離器的分離性能。Hreiz等[11]研究發(fā)現(xiàn)，矩形截面積過小，將導致液體“短路”，使分離器分離效率下降。因此，選取合理的矩形入口噴嘴尺寸對提高GLCC的分離效率和操作范圍至關(guān)重要。此前，國內(nèi)外眾多學者僅對管柱式氣液分離器截面積的優(yōu)化進行了研究，而對矩形入口噴嘴高寬比的研究則較少[12-14]。管柱式氣液分離器的矩形入口噴嘴高寬比對分離效率、壓降等的影響較大。一方面，矩形入口噴嘴高寬比的改變會影響入口截面處分離器筒體內(nèi)的切向速度與軸向速度分布。液滴切向速度大，所受離心力就越大，就越容易分離；軸向速度過大，會使液滴攜帶增多，從而降低分離效率。另一方面，由于入口傾斜管段直接和GLCC入口噴嘴相連接，這種改變還會影響傾斜管道流型的分布。入口傾斜管中為分層流時有助于氣液兩相的預分離，從而提高GLCC分離性能。壓降方面，矩形入口噴嘴高寬比的改變會使分離器摩阻損失與局部水頭損失發(fā)生變化，從而影響分離器壓降。

為了更深入地了解管柱式氣液分離器的分離過程和機理，通過數(shù)值模擬的方法綜合分析入口截面積相同的情況下，矩形入口噴嘴高寬比對分離效率和壓降的影響，為管柱式氣液分離器的優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計提供指導。

1 計算模型及設(shè)置

1.1 計算模型

GLCC 涉及復雜的氣液兩相旋流，氣液兩相在入口處混合程度較高，在分離器內(nèi)部流體的運動過程中，假設(shè)流體是連續(xù)、均勻、不可壓縮的，且忽略流體與壁面摩擦產(chǎn)生的熱量，不考慮能量的轉(zhuǎn)移。由于歐拉雙流體模型中每一相都有各自的動量方程和連續(xù)方程，通過壓力和相間交換系數(shù)耦合，充分考慮相間作用力，因此多相流模型選用歐拉雙流體模型。歐拉雙流體模型不能清晰地模擬出氣液相界面，故而在歐拉雙流體模型中融入Multi-phase VOF 求解算法。

對于湍流模型，RNG k-ε模型適用于中低度旋流強度的旋流場模擬，能夠更好地解決高應變率和較大流體流線彎曲率的問題，同時方程求解過程中有較好的收斂性和穩(wěn)定性。還有研究表明，RNG k-ε模型能很好地對GLCC 內(nèi)部旋流場進行數(shù)值模擬[15-17]。

1.2 管柱式氣液分離器模型

管柱式氣液分離器幾何模型見圖1，尺寸見表1。GLCC 入口噴嘴的截面積應保證入口液相切向流速在4.0～6.0 m/s，流速過小或過大都不利于氣液分離。因此，GLCC 模型采用Gomez 等[12]提出的設(shè)計方法得到管柱式氣液分離器的漸縮截面面積，計算公式如下：

表1 管柱式氣液分離器矩形入口噴嘴幾何參數(shù)

圖1 管柱式氣液分離器幾何模型

式中：Asolt為入口噴嘴漸縮截面積，m2；Ainlet為入口截面積，m2；Fsolt為常數(shù)，取0.35。

對分離器入口噴嘴結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化，保持入口噴嘴漸縮截面積不變，改變分離器入口噴嘴高寬比(h/b)，得到6種不同的入口尺寸(1.5，2，2.5，3，3.5，4)。尺寸參數(shù)如表1所示。

1.3 邊界條件及數(shù)值模擬方法

對于求解方法，壓力與速度耦合采用Phase Coupled SIMPLE 算法，壓力梯度項的插補采用PRESTO 格式，湍動能、湍流耗散率等采用QUICK格式。

模擬介質(zhì)為空氣與水。模擬過程中氣液相流量是確定值，故可選擇速度入口作為入口邊界條件。氣相出口連通大氣，選擇壓力出口pg,outlet為0 Pa。試驗過程中，該分離器內(nèi)部存在一定的液位H，液相出口也采用壓力出口pl,outlet，具體數(shù)值可由公式(2)計算得出。壁面采用無滑移邊界，近壁面采用標準壁面函數(shù)處理。

式中：ρ為液相密度，kg/m3；g為重力加速度，一般取9.8 N/kg。

1.4 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

利用ICEM 對管柱式氣液分離器進行網(wǎng)格劃分，采用六面體結(jié)構(gòu)。通過控制節(jié)點數(shù)與網(wǎng)格數(shù)量，以分離器壓降(入口和溢流管之間的溢流壓降)作為參考值進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。不同網(wǎng)格數(shù)下壓降的變化見圖2。

圖2 不同網(wǎng)格數(shù)下壓降的變化

由圖2 可見：隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，壓降呈先降低后平緩的趨勢。當網(wǎng)格數(shù)大于60 萬時，壓降無明顯變化，網(wǎng)格數(shù)目對模擬結(jié)果的影響可以忽略。因此，選用網(wǎng)格數(shù)量為643780 的網(wǎng)格模型進行后續(xù)計算。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 矩形入口噴嘴高寬比對速度場的影響

分離器內(nèi)部速度場的分布情況與分離器的分離性能相關(guān)性較大。因此，在氣相流量Qg=120 m3/h，液相流量Ql=27.71 m3/h條件下，選取4個截面，高度(y)分別為800，1200，1400，1800 mm，考察矩形入口噴嘴高寬比對GLCC內(nèi)部速度場的影響，進一步分析對GLCC分離特性的影響。

2.1.1 矩形入口噴嘴高寬比對氣相切向速度的影響

筒體內(nèi)部切向速度的大小決定了離心力的大小，是影響管柱式氣液分離器分離效率的主要因素。分離器內(nèi)不同橫截面處切向速度受矩形入口高寬比的影響見圖3。

圖3 GLCC筒體內(nèi)部切向速度分布情況

由圖3 可見：切向速度的分布大致呈現(xiàn)出靠近邊壁處切向速度大、中心處切向速度小的特點，符合典型的Rankine 渦分布[18-19]，邊壁處為準自由渦，中心區(qū)為準強制渦。由于邊壁為無滑移邊界條件，壁面處切向速度為0 m/s。隨著截面位置由下至上先接近入口后遠離入口，筒體內(nèi)部切向速度會發(fā)生明顯的先增大后減小的趨勢。從4 個截面位置的切向速度大小來看，整體表現(xiàn)為當高寬比為2 和2.5時，其最大切向速度要高于其他入口噴嘴高寬比結(jié)構(gòu)，可以預見，分離效果相較其他入口噴嘴結(jié)構(gòu)將更好。在截面高度y=800 mm 處，不同高寬比入口噴嘴的渦核中心都相對固定，基本與筒體軸心重合。在入口處附近的截面，即y=1200 mm 與y=1400 mm 處，呈現(xiàn)出非對稱的Rankine 渦分布，這是因為此處靠近入口噴嘴，在筒體結(jié)構(gòu)下，氣液相的切向速度變化很大，形成的旋渦極不穩(wěn)定。隨著高度的增加，在筒體的上半部分截面y=1800 mm 處，渦核發(fā)生偏移，導致液滴返混并從氣相出口流出，對分離產(chǎn)生不利影響。

2.1.2 矩形入口噴嘴高寬比對氣相軸向速度的影響

GLCC 筒體內(nèi)不同截面處的氣相軸向速度分布情況見圖4。

圖4 GLCC筒體內(nèi)部軸向速度分布情況

由圖4 可見：在截面y=800 mm 處，靠近壁面附近的氣相軸向速度與中心位置的軸向速度方向相反。這是由于此處旋流強度較強，在離心力的作用下徑向的壓力梯度導致GLCC 在渦核中心區(qū)域出現(xiàn)低壓區(qū)。在入口噴嘴附近的截面y=1200 mm 處，由于靠近入口噴嘴位置，此處湍流擾動程度大，導致軸向速度變化劇烈，呈現(xiàn)不規(guī)則分布的特點。在截面y=1400 mm 與y=1800 mm 處，氣相軸向速度的方向保持不變，這是因為在GLCC 上部筒體，旋流強度較弱，相比于切向速度，軸向速度隨軸向位置的變化衰減較小；相比于切向速度，軸向速度對液滴的帶出有促進作用。從整個軸向速度分布情況來看，h/b=2.5 的入口噴嘴結(jié)構(gòu)在筒體內(nèi)部的軸向速度明顯比其他幾種結(jié)構(gòu)更小，對分離效率產(chǎn)生的不利影響也最小。

2.2 矩形入口噴嘴高寬比對分離效率的影響

2.2.1 入口截面氣液的分布

在氣相流量Qg=120 m3/h，液相流量Ql=27.71 m3/h，入口筒體截面y=1350 mm 條件下，不同的入口噴嘴高寬比下液相體積分數(shù)的分布見圖5。

圖5 入口筒體截面處液相分布

由圖5 可見：在筒體內(nèi)壁附近，液體體積分數(shù)最高；而在筒體軸心區(qū)域，液相體積分數(shù)最低。這是因為在旋流的過程中，液體切向進入筒體，由于氣液兩相存在密度差，液滴在離心力和重力作用下向筒壁遷移聚結(jié)形成液膜并向下沉降；而旋流器中心部分的小液滴所受的離心力較小，湍流強度最大，湍流擾動使得液相不易形成大液滴，所以這部分小液滴易被上旋的內(nèi)旋流帶進氣相出口隨氣體排出，并對分離效率造成不利影響。且當矩形入口噴嘴高寬比為2 和2.5 時，筒體邊壁處液體體積分數(shù)更高。這是因為這兩種結(jié)構(gòu)的入口切向速度較大，液滴所受離心力更大，更容易快速聚集并在重力作用下向下沉降，有利于提高分離器的分離效率。

2.2.2 氣液流量對分離效率的影響

管柱式氣液分離器分離效率的評價指標主要有兩個，即氣體含液率(liquid carry over，LCO)和液體含氣率(gas carry under，GCU)。由于管柱式氣液分離器液體出口處有平衡液位的存在，液體含氣率近乎為0。因此，研究過程主要關(guān)注氣液分離器的氣體含液率，即分離器的液相分離效率，計算公式見式(3)：

式中：Ql-gas為氣相出口液相體積流率，m3/h；Ql-in為入口液相體積流率，m3/h。

不同的氣體處理量和液體處理量條件下，入口噴嘴高寬比對分離效率的影響見圖6。

圖6 GLCC液相分離效率

由圖6 可見：在同等工況下，高寬比為2.5 的液相分離效率最高，當氣相流量或液相流量增大時，液相分離效率逐漸降低。當高寬比為3、3.5 和4 時，液相分離效率明顯低于高寬比為1.5、2.5和3時的入口結(jié)構(gòu)，而且分離效率隨氣液體積流量增加而降低的速度更快。分離效率低的主要原因是入口結(jié)構(gòu)的高寬比過大，更容易造成液體的短路流，致使過多的液體被氣體帶至溢流口處。

2.2.3 黏度對分離效率的影響

水和甘油的黏度分別以0.001，0.03 Pa·s 計，以水和甘油為介質(zhì)，考察黏度對分離效率的影響，結(jié)果見圖7。

圖7 不同黏度下的分離效率

由圖7 可見：液體黏度增大到0.03 Pa·s 時，在不同入口噴嘴高寬比下分離效率均有一定程度的下降。因液體黏度增大后，氣液之間阻力增大，液滴向筒壁運動速度減小，分離所需時間增大，導致氣體攜帶液滴增多。盡管如此，入口噴嘴高寬比為2.5 時，分離器的分離效率均優(yōu)于其他結(jié)構(gòu)尺寸。

2.3 矩形入口高寬比對壓降的影響

GLCC 壓降主要包括氣相出口/溢流口壓降和液相出口/底流口壓降，對溢流口的壓降重點討論。不同氣相流量條件下壓降隨入口噴嘴高寬比結(jié)構(gòu)變化的曲線見圖8。

圖8 GLCC壓降隨氣相流量的變化

由圖8 可見：隨著高寬比增大，分離器壓降均呈現(xiàn)先減小后增大的特點。當入口噴嘴高寬比為1.5、2 和2.5 時，筒體內(nèi)氣液兩相切向速度與軸向速度共同造成的阻力損失之和較大，導致壓降很大；當入口噴嘴高寬比為3 和3.5 時，筒體內(nèi)氣液兩相切向速度與軸向速度共同造成的阻力損失之和減小，壓降也逐漸變??；入口噴嘴高寬比為4 時，筒體內(nèi)氣液兩相切向速度與軸向速度共同造成的阻力損失之和再次增大，壓降則隨之變大。而當入口噴嘴高寬比為3.5 時，分離器壓降最小。此外，隨著氣相流量的增大，管柱式氣液分離器溢流口壓降整體也相應地增大。

3 結(jié)論

1)改變GLCC 的矩形入口噴嘴高寬比時，不會導致分離器內(nèi)部整體流場結(jié)構(gòu)的改變，但是會影響分離器流體切向速度與軸向速度的大小。矩形入口噴嘴高寬比為2.5 時，分離器內(nèi)切向速度較大。此時液滴所受離心力較大，分離器分離效率最高。

2)當液體或氣相流量增大時，管柱式氣液分離器的分離效率都會降低。此外，液體黏度的增加會使分離器的分離效率降低。

3) GLCC 溢流口壓降隨氣相流量增大而增大，且當矩形入口噴嘴高寬比為3.5 時，所消耗的能量最小，壓降最低。

4)鑒于分離器最優(yōu)壓降與最優(yōu)分離效率時對應的矩形入口噴嘴高寬比存在差異，故在優(yōu)先考慮分離效率的情況下，宜選用矩形入口噴嘴高寬比為2.5。