油氣分離器分離特性的數值模擬

黎亞洲，廖曉煒，劉 峰，羅祝清，徐洪濤

(1.中國特種設備檢測研究院，北京 100029；2.上海焱晶燃燒設備檢測有限公司，上海 201708；3.上海理工大學能源與動力工程學院，上海 200093)

油氣混合物的分離是油氣儲運與應用過程中的重要環節[1-2]。油田加熱爐燃燒系統使用的油田伴生氣在冬季存在質量分數較高的油水混合物(又稱凝析液)[3]。凝析液在系統中逐漸累積并堵塞管路，影響燃氣供應，甚至可導致燃燒系統爆炸事故的發生[4]。因此，開發高效的油氣分離器對提高油氣系統的經濟效益十分重要[5]。與同類裝置相較而言，氣液旋流分離器具有結構簡單、高效、緊湊等優勢，因此應用范圍十分廣泛[6]。其結構尺寸(包括筒體高度、旋流管件形式以及出口內徑等)、工作環境及液相性質的不同均會對分離性能產生直接影響[7-8]。

由于實驗成本高且周期較長，一定程度地限制了研究范圍[9]。而計算機和數值模擬技術的快速發展，為設備的結構優化提供了強有力的研究手段[10]。采用數值模擬技術對分離器內流場進行研究可揭示不同構件對流場的影響[11-12]。Hoekstra[13]指出，氣液旋流分離器工作過程中的壓力和溫度變化較小，可以認為旋風分離器內的氣流是不可壓縮的。許多學者常用雷諾平均Navier-Stokes(Reynolds averaged Navier-Stokes, RANS)模型來預測旋風分離器內的流型，已證明雷諾應力模型(Reynolds stress model, RSM)可準確地模擬旋風分離器內的旋流[14-15]。關于氣液旋流分離器，Misiulia等[16]發現氣體出口結構，對流型、壓降和旋風分離器效率有顯著的影響。El-Emam等[17]通過計算流體力學(computational fluid dynamics, CFD)數值模擬得到的結果表明，適當增加分離器入口的高度對分離效率有顯著的提高作用，而入口尺寸的增減和縮短筒體長度會降低分離器的分離效率。氣液分離器結構優化仍然缺乏更多明確的結構參數對分離性能的影響[18-19]。且常規油氣分離器，未考慮極端工況下存在更多的液相成分[20-21]。

因此，通過數值模擬，改變筒體長度、出口管徑、進口與導流葉片上端距離以及旋流管部件的設置，對油氣分離器內部氣相流場、液滴軌跡以及分離效率進行分析比較，為開發高效油氣分離器提供參考。

1 物理模型

圖1(a)為油氣分離器的整體結構，圖1(b)為Creo建立的模型外觀，圖1(c)為網格生成軟件ICEM劃分的網格。液滴質量分數為20.51%的油田伴生氣于-20 ℃，0.2 MPa時以4.421 m/s的流速進入油氣分離器，繞旋流管件而下并從分離器上端出口流出，期間部分液滴被壁面捕捉。所選油氣分離器模型中下述結構參數不變：筒體壁厚均為4 mm，其余部件及葉片的厚度均為3 mm，筒體內徑為312 mm，出口距離筒體上端封頭線209 mm，進氣口內徑為40 mm，進口中心線與上封頭線距離為100 mm，進口中心線與導流葉片上端面距離為L，出口內徑為d，筒體高度為H，下封頭線距離底座67 mm。圖2為旋流管件外部導流葉片的俯視圖，垂直導流葉片高為85 mm，寬為68 mm，導流葉片整體高220 mm；從相鄰的垂直葉片下端的中間位置開始，管外設有導流葉片，與向下垂直的管壁形成切角為30°，螺旋角為15°。

圖1 油氣分離器結構示意圖

圖2 旋流管部件導流葉片的俯視圖

圖3展示了4種不同結構的旋流管部件結構與建模效果。其中圖3(a)與圖3(e)旋流管部件1無套管、導流葉片和擴張口，下端面與筒體上封頭線的距離為415 mm。圖3(b)與圖3(f)旋流管部件2無套管，管外設有導流葉片。管道下方有擴張口，擴張面與管道外壁夾角為120°，擴張口直徑為140 mm，高為24 mm。擴張口面與上封頭線距離415 mm。圖3(c)與圖3(g)旋流管部件3管外設置有套管。套管上端距離筒體上封頭線74.5 mm，高為330 mm，且套管上下兩端封閉。管外設有導流葉片，管端為擴張口，導流葉片與擴張口的幾何形狀、尺寸以及布置方式均與旋流管件2中一致。圖3(d)與圖3(h)旋流管部件4是基于旋流管部件2進一步調整而得，其不同之處在于管內設有3個升程的螺旋葉片。螺旋葉片寬17 mm，厚度為3 mm，其葉根與位于管內中心位置的圓柱連接，圓柱直徑為10 mm。螺旋葉片上端與導流葉片上端距離180 mm，高為540 mm。其中導流葉片與擴張口的幾何形狀、尺寸及布置方式均與旋流管部件2一致。

圖3 不同旋流管件

如表1所示，為探究油氣分離器的結構特征對分離效果的影響，分別對11種油氣分離器的分離效果進行了比較。其中結構的變化包括出口內徑d、筒體高度H、進口中心線與葉片頂端的距離L(進口中心線高于葉片頂端時，L>0，進口中心線低于葉片頂端或兩者平齊時，L≤0)以及是否設有管外導流葉片、管內螺旋葉片、擴張口、套管等。表1中，模型1～模型4用于比較分析不同旋流管部件的設置對油氣分離效果的影響;模型3與模型7、模型8與模型9、模型10與模型11三組均用于分析出d對油氣分離效果的影響;模型2、模型6、模型8用于比較分析H對油氣分離效果的影響;模型2與模型5、模型8與模型10兩組均用于分析L對油氣分離效果的影響。

表1 不同物理模型的結構參數

2 數學模型

湍流模型采用k-ε模型，并采用QUICK格式與PRESTO!格式分別對動量方程與壓力方程進行離散，而壓力-速度耦合方式采用SIMPLE算法。

2.1 控制方程

(1)質量守恒方程：

(1)

式(1)中：ρ為流體密度；t為時間；u、v、w分別代表x、y、z方向的流動速度。

流動處于穩態，則密度不隨時間變化，如式(2)所示：

(2)

(2)動量守恒方程：

(3)

式(3)中：μ為動力黏度；Su、Sv、Sw為動量守恒方程中的廣義原項，可表示為

(4)

式(4)中：Sx、Sy、Sz對于黏性為常數的不可壓流體，Sx=Sy=Sz=0；λ為第二黏度，λ=-2/3；Cp為比熱容；T為溫度；k為流體的傳質系數；ST為流體的內熱源及由于黏性作用流體機械能轉換為熱能的部分，稱為流體耗散項。

(3)能量守恒方程：

(5)

2.2 湍流模型

模擬氣液分離時，對氣流單相流場采用雷諾應力模型進行描述。雷諾應力模型的計算收斂性和精確性都十分符合工程計算要求，可以更準確地模擬油氣分離器內的復雜流動，且其計算量在工程可以接受的范圍，其方程如下：

(6)

2.3 離散相模型

根據油田伴生氣成分分析，在-20 ℃，0.2 MPa時，液相體積分數僅為0.106 8%。當多相流中液滴體積分數小于10%時，應選擇離散相模型(discrete phase model，DPM)進行描述[22]。在離散相模型DPM中，液滴被當作離散存在的一個個顆粒時，需要首先計算連續的氣相流場，再結合流場變量求解每一個液滴的受力情況[23]。該模型對連續相(氣相)采用Euler方程求解，而對離散相采用Lagrange方程求解，考慮流體湍流對顆粒的作用，計算其軌道及沿程的變化經歷[24]。顆粒的作用力平衡方程在笛卡兒坐標系下x軸方向的形式為

(7)

式(7)中：

(8)

式(8)中：ρp為顆粒密度；dp為顆粒直徑；CD為曳力系數；Re為相對雷諾數。

式(7)中附加質量力Fx為

(9)

式(9)中，液滴的粒徑按Rosin-Rammler分布于1～50 μm，且平均粒徑為40 μm[25]?？紤]薩夫曼升力，入射面與筒體上方出口面設為逃逸面，筒體壁面和旋流管件表面(包括導流葉片表面)均為捕捉面。

3 結果與分析

對Fluent計算結果進行后處理，獲得流場、液滴停留時間(液滴軌跡)以及分離效率的數值結果，比較不同油氣分離器的分離效果。當油氣混合物切向進入油氣分離器中，液滴是否獲得足夠大的離心力去貼近壁面從而被捕獲十分重要。為了直觀地觀察油氣分離器內部產生的旋流，如圖 4所示，選取低于導流葉片上端110 mm處橫截面A的數值結果。截面A位于導流葉片中下部，與入口處的整體切向速度相比，在截面A的整體切向速度已被大幅削弱。此時，截面A的流線聚集在壁面的情況體現了分離器捕獲液滴的能力強弱。此處以不同旋流管件的模型1～模型4的流線與速度分布為例進行詳細闡述。

圖4 截面A的位置

圖5為4種不同旋流管件的油氣分離器截面A處流線分布與油氣分離器整體流線分布。根據4種油氣分離器截面A流線分布(圖5)可知，即在低于導流葉片上端110 mm處截面的流線分布，模型1的流線相對均勻地分布在整個截面，流線遠離壁面不利于油氣分離器壁面捕獲液滴。且油氣分離器模型1旋流管件無導流葉片，也就是靠近截面A中心的流線能夠接觸到的捕獲面積相對其他1中模型較少。其余3種模型截面A的流線相對集中地貼近壁面。因此，從截面A的流線分布可知，模型3的油氣分離效果相對其他3種模型較差。從模型2、模型3和模型4的整體流線分布(圖5)可知，入口處的整體切向速度從4.421 m/s均逐漸地明顯降低到1.5 m/s左右，貼近壁面向下的旋流被削弱，在油氣分離器底部產生向上的旋流，并流向上方出口。其中，模型1的整體切向速度的降低相對較慢，但是其較多的流線明顯地遠離了壁面，增加了壁面捕捉液滴的難度。

圖5 不同旋流管部件的油氣分離器截面A處流線分布與整體流線分布

圖6為4種油氣分離器截面A速度云圖與筒體縱向剖面(穿過筒體中心軸且與油氣混合物流入的方向平行)速度云圖。由圖6可知，模型3截面A的徑向速度梯度較小，即速度相對均勻地分布在整個截面，不利于油氣分離器壁面捕獲液滴，與流線分布一致。模型3旋流管件無導流葉片，也就是截面A中心附近的液滴被捕獲的可能性相對其他3種模型較低。模型3截面A中心的出口速度相對其余3種模型較大，在進入旋流管件之前的油氣混合物中沒有被筒體壁面捕捉的液滴，尤其是粒徑較小的液滴容易被具有較大速度的氣流裹挾出去。其余3種模型截面A的徑向速度梯度較大，而且貼近壁面的流速相對較大，有利于液滴獲得較大的離心力從而被壁面捕獲。從模型2～模型4的縱向截面速度云圖(圖6)可知，貼近壁面的速度均較大，靠近旋流管件的速度較低，也即油氣分離器上部分的旋流較強，液滴比較容易被捕獲。筒體下方貼近壁面的速度逐漸降低，而旋流管件正下方的速度仍然低于兩側。

圖6 不同旋流管部件的油氣分離器截面A與縱向截面速度分布

液滴運動軌跡的記錄也即液滴停留時間。通過追蹤液滴的運動軌跡，可以獲取液滴被捕獲的情況。圖 7給出了4種油氣分離器模型中的液滴停留時間。模型2中液滴停留時間為8.6 s，停留時間最短。值得注意的是，模型4的液滴停留時間長達18.9 s，且模型4出口處出現數量較多的液滴軌跡，也即模型4的液滴逃逸量較大，這是因為模型4較小的內徑以及管內設置的螺旋葉片增大了壓降。

圖7 不同旋流管部件的油氣分離器中液滴的停留時間

表2給出了11種模型的油氣分離效率。入口液滴質量流量均為3.717×10-3kg/s。其中，模型10的液滴逃逸量最低，僅為7.433×10-7kg/s，分離效率高達99.98%。模型5分離效率最低，結果與流線分布(圖5)、速度云圖(圖6)及液滴軌跡(圖7)相符。其余結構參數一致時，模型2、模型6與模型8的筒體高度分別為900、1 100、950 mm，模型8的分離效率最高。這是由于過長的筒體削弱了位于分離器中下段的旋流，而略低的筒體又不能使更多的液滴與筒壁接觸而被捕獲。此外，模型8、模型9的出口內徑分別為60、40 mm，其余結構參數均一致時，模型8的分離效率更高。這是由于較小的內徑使壓降增大，出口的氣流速度增大，從而氣流對液滴產生的薩夫曼升力更大，裹挾液滴逃逸的能力也更大。比較模型10與模型11，也可得到同樣的結論。對于模型8與模型10，當導流葉片分別低于進口中心線15、40 mm時，分離效率分別為94.44%、99.98%。模型9與模型11也有同樣的結構變化和分離效率的增加。模型10與模型11中，導流葉片分別低于進口中心線40 mm，即等于進口直徑時，流線更加集中地分布于油氣分離器上端且緊貼壁面，促進了液滴貼近壁面被捕獲。根據表 2可知, 改變L時, 油氣分離器的效率變化達到15.35%。相較而言, 分離效率對算例中筒體長度與出口管徑的變化并不敏感。尤其在選擇合適L值時, 改變筒體長度或出口管徑，分離效率的變化只有1.5%。因此，優化L對提高油氣分離器效率十分關鍵。

表2 11種油氣分離器的分離效率

4 結論

通過數值模擬研究改善油氣分離器結構，為開發氣液分離效率高的油氣分離器提供參考。在模擬研究過程中，根據數值結果，關于油氣分離器優化設計，可得以下結論。

(1)油氣分離器筒體長達1 100 mm時，筒體下方旋流被更加明顯地削弱，液滴停留時間延長，不利于分離。

(2)采用40 mm的出口管徑時，較采用60 mm 的出口管徑而言，壓損更大，出口氣流流速更大，氣流裹挾小粒徑液滴的能力更強，逃逸的液滴質量也更多，不利于分離。

(3)油氣分離器旋流管件內部不宜增加螺旋葉片，否則易造成流動阻礙，增大壓降。

(4)導流葉片上端位于進口中心線下方且距離等于進口直徑時，流線更加集中分布于油氣分離器上端且緊貼壁面，促進了液滴貼近壁面被捕獲，可提高分離效率。