氣液分離閃蒸撬閃蒸側分離特性數值模擬研究

吳雪峰，李安英，麻宏強，，張 煥，王 麗，謝 越

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

由于橇裝化設備具有安裝便攜、占地面積小、移動方便的特點，因此在地面進行石油跟天然氣管道布置安裝過程中被廣泛使用[1]。氣液分離閃蒸撬是一種全新的結構，能夠利用重力進行分離，同時也能利用閃蒸進行瞬態分離[2-4]。Shyu 等[5]研究了一種多通道的分離器，并對分離器的分流速率、壓力和速率分布模型進行了模擬，并用相關數學模型分析了流入速率、轉速、通道形狀和大小對分離器的分離特性和效率的影響。賀登輝等[6]針對兩級旋風分離器建立了數值模型，分析了速率和濕度對分離效率的影響，最后進行了實驗驗證。陳石等[7]提出了機械蒸氣再壓縮（MVR）蒸發系統的氣液分離器結構，分析了結構中起到隔斷作用的擋板的數量對分離器分離特性的影響。孫李[8]通過實驗和理論結合研究了氣液圓柱旋風分離器內的的液體殘留現象。王丹東等[9]設計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行對比，研究了它們的內部流動特性，并進行了數值模擬。目前這項技術已用于氣液分離閃光燈的優化和分離。陳秋燕[10]通過數值模擬研究了不同葉型波紋板氣體分離器的分離性能，并通過圖像描繪出收集效率和Stokes 數之間存在的函數關系。二級旋風分離器設計用于不同的入口流速和潮濕條件。Shao等[11]設計了一種新型的旋風分離器，并運用計算流體力學（CFD）模擬分析了流體的分離效率與流場特性，發現該分離器沿軸方向的速度較小，因此可以利用這點在相對富余的時間里進行氣液分離。羅小明等[12]發現實驗中多數分離得到的液體會從底部的回油孔進入到壓縮機中，如果出口過熱，則不會積聚制冷劑；如果進口干燥，分離器入口和出口直徑的增加或干燥度的降低會增加流體儲存的水平；隨著進口流量的增加，出口高度先增大后減小。Wang 等[13]通過CFD 技術和實驗方法，在找到篩網和改變分離器結構后，改變對綜合冷卻系統中氣體分離器分離效果的影響，包括分離器入口管的位置、無屏蔽和傘形除塵器的氣流分離效果，分離效果在滿負荷下比未改變時提高了1.75 倍。上述研究主要針對傳統氣液分離器內部分構件進行研究，并未針對結構緊湊的多內部構件的氣液分離閃蒸撬的整體分離特性進行研究，這將給氣液分離閃蒸撬結構設計帶來困難。

本工作建立了氣液分離器閃蒸撬閃蒸側模擬模型，模擬了閃蒸側內氣液兩相的分離特性，分析了閃蒸側結構、含水量及流速等參數對分離器內部流場及分離特性的影響規律。

1 數值模型研究

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和閃蒸側組成，兩部分均包含分離腔和集液筒，如圖1a 所示。電動沖洗閥在液位即將超過指定刻度時開啟，廢水移至瞬時蒸發側，但主要用于液體蒸發過程。在高壓下，壓力下降并沸騰后，液體溫度升高，蒸發速度比在下降后的壓力下更快[14]。在閃蒸側裝置中分離出H2S 氣體后，立刻進行污水排放工作。因而閃蒸側的作用是給迅速汽化的流體提供兩相分離的空間，而閃蒸側自身是利用了兩相流的重度差不同，從而實現氣液分離。此時，氣液分離閃蒸撬相當于對兩相流進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上，構建了氣液分離閃蒸側的模型，其中分離腔直徑為1 000 mm，長度為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構及閃蒸側結構模型Fig.1 The new flash skid structure and flash side structure model for gas-liquid separation.

1.2 數學模型

1.2.1 模型簡化及假設

氣液分離閃蒸撬結構中分離腔氣密性好，因此不考慮氣體的泄露[16]。腔內流體的流場為兩相湍流場，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，各相均有各自獨立的方程。它能充分反映分離室內液體流動的狀態，并能獲得任何穩定或瞬時的液化氣界面，因此本工作選擇歐拉-歐拉模型作為多相模型[17]。流體在分離腔內有旋渦產生，而RNGk-?模型考慮到了湍流漩渦，為了讓模型更接近實際情況，本工作的湍流模型選用RNGk-?模型，其中壁面按照一般粗糙來處理[18]，數值模擬方法選擇非穩態計算。采用液滴碰撞模型來計算液滴可能發生碰撞的概率，并據此減少碰撞次數。當使用液滴碰撞模型時，假設液滴碰撞頻率要遠小于粒子的時間步長，粒子時間步長設置為0.000 1 s。模擬工質選用的是水-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 網格劃分及邊界條件

作為一種近似的求解計算方法，數值模擬結果的準確度受網格數量、網格質量、計算時間步長等因素影響。一般來說，網格單元數越多，網格尺寸越小，解的精度就越高，但計算所需內存資源也越大。

新型氣液分離閃蒸撬閃蒸側分離腔入口為速度入口，湍流強度為5%，水力直徑為0.15 m，流體流速為2 m/s，含液量10%。閃蒸側出口設為自由出流。因流場為恒溫，故不考慮熱邊界條件。捕霧器區域定為多孔介質區域，確定孔隙率為0.2%進行模擬分析。根據現有的工程設備制造圖，對氣液分離閃蒸撬閃蒸側內部流場進行幾何建模，并應用ICEM CFD 軟件進行二維網格的劃分，如圖1c 所示。為了消除網絡密度對計算結果的影響，對整個計算區域內的網絡獨立性進行了分析。由于三維模型網格數目多，系統計算量大，而二維模型能夠代表真實的流動過程，因此本工作采用圓柱形殼體進行二維簡化。在邊界條件的設定下，入口前通過節流閥，此時考慮了閃蒸過程，而在整個圓柱形殼體中由于腔內壓力一定，分離過程未考慮閃蒸。影響設備分離效率的主要參數是氣相出口攜液體積量，因此使用網絡節點數量為5.5×104，6.9×104，7.3×104，9.3×104，10.3×104的網格來計算閃蒸端處理效果，如圖2 所示。當網絡節點數量逐漸增加至6.9×104個，計算結果幾乎不會隨網絡密度的增加而變化，且趨于穩定。

圖2 網格密度對仿真結果的影響Fig.2 The effect of grid density on simulation results.

1.2.3 分液側分離特性評價方法

通過對比觀察分離腔內流體的流動情況和分離效率來分析裝置的分離結果[19]。通過觀察氣液界面處液體流動的均勻性、瞬態、混合和穩定性來進行評價[20]。分離效率是最終分離出來的液體體積分數與最初進入分離器內的液體體積分數的比值，見式（1）。

式中，η為分離效率；G1為進入閃蒸側腔體內流體的液相體積分數；G2為閃蒸側出口處液相體積分數。

2 結果與討論

2.1 閃蒸側內部流場規律研究

圖3 為不同分離時刻，閃蒸側分離腔內氣液相分布的模擬結果。

圖3 不同時刻閃蒸側內氣相分布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積聚了大量液體，從而使大量氣體在液體夾帶作用下通過連通管進入集液筒。隨著分離的進行，在分離腔內靠近連通管位置處氣塞現象加劇，造成分離腔體內積液難以排凈，分離效果變差[21]。圖4 為不同分離時刻閃蒸側分離腔內氣相的流線模擬結果。由圖4可知，流體進入分離腔后，導流板的導流作用明顯，流體流速變化很大，在落入分離腔后擾動劇烈，導致通過連通管流入積液筒中的流體較少，從而引起氣塞現象。

圖4 不同時刻閃蒸側內流線Fig.4 The internal flow line of the flash side at different times.

2.2 閃蒸側結構對分離特性影響規律

2.2.1 連通管對閃蒸側分離特性影響規律

圖5 為連通管在不同個數時閃蒸側內部氣液分布的模擬結果。由圖5 可知，在閃蒸側分離腔右側增加一根連通管，液體在分離腔內流動較為穩定，且在分離腔右側聚集，并通過右側連通管流入集液筒，左側連通管將排出積液筒氣體，從而有利于閃蒸側分離腔體內的氣液分離。

圖5 不同連通管數時閃蒸側內氣液分布Fig.5 The interior flow field of different pipe numbers on the flash distillation unit.

表1 為不同連通管個數時閃蒸側內部氣液分離效果的模擬結果。由表1 可知，在不同分離時間、兩根連通管布置時，閃蒸側分離效果優于單根連通管布置時。表2 為閃蒸側結構中應用不同直徑連通管時的分離效率。由表2 可知，連通管直徑為200 mm 時，分離效率略有提高，且效率達到了99.7%以上。也就是說當連通管直徑超過100 mm，且兩根連通管分別布置在兩端時，閃蒸側分離效率受連通管直徑的影響較小。

表1 不同連通管數時分離效率的模擬結果Table 1 The simulation results of separation efficiency for different pipe numbers

表2 不同連通管直徑時分離效率的模擬結果Table 2 The simulation results of separation efficiency for different pipe diameters

2.2.2 捕霧器對閃蒸側分離特性影響規律

為了進一步提高裝置的分離效率，通常在分離腔外設置絲網捕霧器[22]，本節將分析捕霧器結構對獨立分離效率的影響。圖6 為捕霧器厚度及直徑不同時，閃蒸側分離效率模擬結果。由圖6a可知，捕霧器的厚度發生變化時，該處參數模型也隨之發生變化。模擬發現，當氣液分離閃蒸撬中捕霧器的厚度大于120 mm 時，分離效率較為穩定；在厚度小于120 mm 時，分離效率會有明顯變化，但分離效率是在80%以上的范圍波動。因而捕霧器厚度對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，閃蒸側分離效率有所波動，其他參數對應的分離效率均十分接近，且分離效率穩定。因此，氣液分離閃蒸撬閃蒸側的分離腔外捕霧器厚度大于120 mm、直徑大于660 mm 時，整體分離效率穩定，且均在97%以上。

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

2.3 運行參數對閃蒸側分離特性影響規律

為確定氣液分離閃蒸撬閃蒸側最佳運行參數，本節分析了閃蒸側運行參數對分離特性的影響規律。圖7 為不同入口流速及入口液氣比時，閃蒸側分離效率模擬結果。由7a 可知，當閃蒸側入口氣液相流速小于等于4 m/s 時，分離效率高達99%。當入口氣液相流速大于4 m/s 時，分離效率隨時間波動較大，閃蒸側分離腔體出口可能存在夾液現象。因此，對于氣液分離閃蒸撬閃蒸側，為保證閃蒸分離效果，建議閃蒸側入口氣液混合物流速不高于4 m/s，否則將達不到氣液閃蒸分離效果。由圖7b 可知，閃蒸側入口液氣比小于等于0.6 時，閃蒸側分離腔體分離效率在97%以上。入口液氣比大于0.6時，閃蒸側分離效率隨著分離過程進行，出現明顯波動，且分離效率大幅下降。這是因為氣體含液率高，分離腔和捕霧器中聚集大量液體不能及時排入積液筒，導致氣體在流出過程中夾帶大量液體，從而使分離效果變差。因此，為保證氣液分離閃蒸撬閃蒸側分離效果，建議閃蒸側入口液氣比控制在0.4 ～0.6 之間。

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

3 結論

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

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

3）氣液分離閃蒸撬閃蒸側入口流體流速小于等于4 m/s 時，在分離過程中分離效率穩定，且均在99%以上；當入口液氣比在0.4 ～0.6 范圍內時，閃蒸側分離效率達97%以上。