天然氣脫蠟旋風(fēng)分離器分離效率的模擬

袁惠新，方毅，付雙成

（常州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 常州 213016）

天然氣脫蠟旋風(fēng)分離器分離效率的模擬

袁惠新，方毅，付雙成

（常州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 常州 213016）

旋風(fēng)分離器分離效率高，不易堵塞，用于天然氣脫蠟效果顯著。通過CFD軟件Fluent模擬CYG-S型天然氣脫蠟旋風(fēng)分離器的兩相流場，得到了旋風(fēng)分離器內(nèi)的壓力、切向速度、軸向速度分布。對比了不同入口速度下的模擬與理論計算的分割粒徑x50，發(fā)現(xiàn)具有很好的吻合度，兩相模擬有一定的可靠性。結(jié)果表明：在旋風(fēng)分離器錐段底部靠近壁面處的石蠟液滴質(zhì)量濃度較高；隨著進(jìn)口流量的增加，旋風(fēng)分離器分離效率提高，當(dāng)進(jìn)口流量為1000 m3/h時，x50可以達(dá)到5.3 μm；大粒徑液滴的分離效果明顯，但在所研究的進(jìn)口流量范圍內(nèi)，進(jìn)口流量的變化不能明顯地影響粒徑小于5 μm液滴的分離效率；柱段和錐段長度的增加使得旋風(fēng)分離器的整體長度增加，延長了液滴在旋風(fēng)分離器內(nèi)的停留時間，提高了旋風(fēng)分離器的分離效率。

旋風(fēng)分離器；數(shù)值模擬；分離效率；進(jìn)口流量；柱段和錐段長度

石蠟是由正構(gòu)烷烴、帶支鏈（或異構(gòu)）烷烴和環(huán)烷烴的組成的復(fù)雜混合物，有很多品種的熔點(diǎn)范圍在常溫范圍（2～36 ℃）[1]，以固態(tài)和半固態(tài)的的形式存在于天然氣中。由于石蠟具有黏結(jié)和流動性差的特性，極易在管道內(nèi)壁沉積，甚至堵塞設(shè)備，所以對于天然氣中石蠟的分離，傳統(tǒng)的過濾分離會非常容易堵塞過濾器，嚴(yán)重影響生產(chǎn)效率，存在安全隱患。

袁惠新[2]發(fā)明的天然氣凈化裝置，對天然氣加熱至石蠟熔點(diǎn)以上，使石蠟以液滴狀態(tài)存在于天然氣中，再利用旋風(fēng)分離器進(jìn)行氣液分離，具有分離效率高、處理能力大、投資小、操作簡便可靠等優(yōu)點(diǎn)，可有效防止堵塞的發(fā)生。目前該設(shè)備已在江漢油田投產(chǎn)應(yīng)用，效果顯著。

為了進(jìn)一步優(yōu)化天然氣旋流脫蠟過程，考察旋流分離器內(nèi)兩相流動特性，推動該技術(shù)發(fā)展，本文作者選用CYG-S型天然氣脫蠟旋風(fēng)分離器，使用CFD軟件Fluent模擬旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流場，并對不同入口流量、不同柱段和錐段長度下的分離效率進(jìn)行了模擬。

1 模擬方法

隨著計算機(jī)以及算法的不斷發(fā)展，數(shù)值模擬方法已成為重要的研究手段。目前常用的幾種湍流計算模型有標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[3]、RNG模型、雷諾應(yīng)力模型（RSM） 以及代數(shù)應(yīng)力模型（ASM）。RSM可以計算出雷諾應(yīng)力分量，因而更適用于強(qiáng)旋流旋風(fēng)分離器流場[4]，已有不少學(xué)者采用了該模型并取得了較好的效果：王海剛等[5]通過對比3種模型的計算結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)以RSM模型的預(yù)報結(jié)果最為合理。葛坡等[6]利用RSM模型，使用SIMPLEC算法，對對稱多入口型旋風(fēng)分離器進(jìn)行數(shù)值模擬，得到了不錯的模擬效果。

當(dāng)石蠟液滴的體積分?jǐn)?shù)低于5%時，可采用離散相模型（DPM）模擬石蠟液滴的分離過程。將分散相的石蠟液滴看做離散顆粒，求解每一個離散顆粒的運(yùn)動方程；連續(xù)相運(yùn)動則通過N-S方程求解獲得；顆粒與連續(xù)相之間通過相互作用力模型耦合，具體步驟如下所述[7]。

（1）計算連續(xù)相流場（此時計算域中不存在離散相）。

（2）計算從每個噴射源開始的顆粒軌道，從而在計算域中引入離散相。

（3）使用已經(jīng)得到的顆粒計算結(jié)果中的相間動量、質(zhì)量交換項重新計算連續(xù)相流場。

（4）計算修正后的連續(xù)相流場中的顆粒軌跡。

（5）重復(fù)上述兩個步驟，直到獲得收斂解。

由此可知，DPM模型的計算過程是一個從單相的流場模擬（即第一步計算連續(xù)相流場）到兩相耦合計算的過程，而且單相模擬可得到旋風(fēng)分離器的內(nèi)部氣相的壓力、切向和軸向速度分布。將之與前人理論與實驗研究結(jié)果比較，可間接驗證模擬的可靠性，為接下來的兩相DPM模擬研究提供保障。

旋風(fēng)分離器的分離效率計算方法見式（1）[8]。

式中，Mo為該直徑顆粒在溢流口的質(zhì)量流率，kg/s；Mi為該直徑顆粒在進(jìn)料口的質(zhì)量流率，kg/s。通過Fluent模擬可監(jiān)測旋風(fēng)分離器入口和溢流口的液滴質(zhì)量流率，從而得出旋風(fēng)分離器的分離效率。

1.1 幾何模型的建立及網(wǎng)格劃分

圖1 模擬模型

圖1(a)為天然氣脫蠟旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)簡圖，表1為旋風(fēng)分離器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)，旋風(fēng)分離器直徑為300 mm，其入口形式為斜切式，提高了旋流器的流場穩(wěn)定性，減小了壓力損失。

圖1(b)為gambit建立的模擬模型，整個三維模型的網(wǎng)格劃分采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格如圖1 (c)，劃分了32698個網(wǎng)格。

表1 旋風(fēng)分離器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 計算方法

在流場的數(shù)值模擬中對于各個通用方程的離散，目前比較常用的差分格式主要有一階迎風(fēng)格式、二階迎風(fēng)格式、QUICK格式和中心差分格式等。當(dāng)流動具有強(qiáng)旋轉(zhuǎn)特性時，QUICK差分格式明顯具有較高的精度，能最準(zhǔn)確地預(yù)報旋流器內(nèi)的流場[9]。采用Fluent Pressure Based隱式求解器；計算模型選用RSM模型，控制方程中的壓力-速度耦合項選用協(xié)調(diào)一致的SIMPLEC算法。

1.3 邊界條件及部分物性參數(shù)

1.3.1 流體相的邊界條件

（1）進(jìn)口邊界 旋風(fēng)分離器入口為流場的速度入口，速度方向垂直于入口界面指向入口內(nèi)側(cè)，壓力為該處靜壓。

（2）出口邊界 旋風(fēng)分離器的溢流口，為自由出口。底流口設(shè)為壁面，為液滴捕集面之一。

（3）壁面 在旋風(fēng)分離器的近壁區(qū)，湍流輸運(yùn)性質(zhì)會發(fā)生急劇的變化，應(yīng)用壁面函數(shù)法進(jìn)行近壁處理，解決計算精確度的問題。

（4）基礎(chǔ)物性 旋風(fēng)分離器內(nèi)的流體為天然氣，分散相為石蠟液滴，其組成及相關(guān)的物性參數(shù)如表2所示。

1.3.2 分散相邊界條件

液滴粒徑分布通過對液滴尺寸進(jìn)行Rosin-Rammler分布擬合[10]，所有的顆粒尺寸范圍被劃分為離散的尺寸組，每個尺寸組由該組射流源中的單個顆粒所代表，在計算運(yùn)動軌跡的時候所采用的就是這個平均直徑。圖2 為模擬采用的液滴的粒徑分布。

溢流口設(shè)置為逃逸出口，當(dāng)液滴運(yùn)動到溢流口的時候會逃逸，此時停止對顆粒的追蹤，終止對該顆粒軌道的計算。

壁面和底流口均設(shè)置為捕集面，液滴接觸壁面或到達(dá)底流口就認(rèn)為液滴得到分離，終止對該顆粒軌道的計算。

表2 物料及相關(guān)物性參數(shù)

圖2 Rosin-Rammler分布

2 結(jié)果與分析

2.1 壓力分布

圖 3(a)為旋風(fēng)分離器在進(jìn)口流量Qi為500 m3/h的縱截面壓力分布云圖；圖3(b)為距離底流口900 mm處橫截面上的壓力分布。壓力呈對稱分布，由外至內(nèi)逐漸減小，壁面處壓力最高，軸心處壓力最低，有負(fù)壓產(chǎn)生。壓力分布比較穩(wěn)定，可以看出流場比較穩(wěn)定，有利于兩相分離。

2.2 速度分布

2.2.1 切向速度

切向速度反映了流體在旋風(fēng)分離器內(nèi)旋轉(zhuǎn)的快慢，決定了離心力的大小，是使液滴沉降的驅(qū)動力。圖4（a）為旋風(fēng)分離器在進(jìn)口流量Qi為500 m3/h時的縱截面切向速度分布云圖；圖4（b）為距離底流口900 mm處橫截面上的切向速度分布。

模擬發(fā)現(xiàn)切向速度滿足一般旋風(fēng)分離器的準(zhǔn)自由渦規(guī)律：從邊壁開始隨著半徑的減小，切向速度緩慢增大，在某一徑向位置達(dá)到最大值，然后急劇降低，在整個直徑范圍內(nèi)，呈現(xiàn)“M”形駝峰分布。

2.2.2 軸向速度

軸向速度反映了流體向兩個軸向出口的流動情況。圖5(a)為旋風(fēng)分離器在進(jìn)口流量Qi為500 m3/h時的縱截面上的軸向速度分布云圖和零軸速包絡(luò)面；圖5(b)為距離底流口900 mm處橫截面上的軸向向速度分布?？拷獗诘臑橄蛳碌耐庑?，速度逐漸減??；零軸速包絡(luò)面內(nèi)側(cè)則是向上的外旋流，軸向速度逐漸增大。在溢流管中心處軸向速度為負(fù)，出現(xiàn)回流。

圖3 壓力分布（Qi=500m3·h-1）

圖4 切向速度分布(Qi=500 m3·h-1)

圖5 軸向速度分布（Qi=500 m3·h-1）

模擬所得的流場分布規(guī)律——壓力、切向和軸向速度分布規(guī)律，符合一般旋風(fēng)分離器的流場分布規(guī)律[11-12]，說明了模擬的可靠性，為接下來的兩相模擬和分離效率的研究提供了保障。

2.3 兩相分布

當(dāng)石蠟液滴的體積濃度低于5%時，可采用離散相模型（DPM）模擬旋風(fēng)分離器內(nèi)石蠟液滴的分離過程。天然氣和石蠟液滴的混合流體由進(jìn)料口進(jìn)入旋風(fēng)分離器，在腔內(nèi)高速旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生離心力場。在離心力的作用下，石蠟液滴發(fā)生離心沉降，遷移到四周，沿著壁面向下流動，最后經(jīng)底流口被分離出去。一些小粒徑的液滴這隨著氣相由溢流口排出。圖6為進(jìn)口流量Qi為500 m3/h時旋風(fēng)分離器內(nèi)部的石蠟液滴的質(zhì)量濃度分布，發(fā)現(xiàn)在其錐段底部靠近壁面處的液滴濃度較高，符合實際規(guī)律。

2.4 分離效率

分離效率是旋風(fēng)分離器最主要的性能參數(shù)。對于一個分離器，若分離某種物料的效率為95%，也許效率很高，但如果換一個細(xì)一點(diǎn)的進(jìn)料，效率就達(dá)不到95%；反之，若分級粗一些的物料效率就會高于95%。因此，一個分離器的分離性能應(yīng)當(dāng)用分離效率和粒度一起考慮，即得出粒級效率曲線。

在粒級效率曲線上對應(yīng)于50%分離效率的粒度被定義為分割粒度，用x50表示。標(biāo)準(zhǔn)型旋風(fēng)分離器的分割粒度x50可用式（2）計算[13]。

圖6 石蠟液滴質(zhì)量濃度分布（Qi=500m3·h-1）

式中，D為旋風(fēng)分離器直徑，m；Vi為入口速度，m/s；μ為氣體黏度，Pa·s；ρp、ρg分別為液滴和氣體的密度。

圖7是模擬的入口速度不同時的旋風(fēng)分離器的分割粒度和根據(jù)式（2）理論計算所得的分割粒度，可以發(fā)現(xiàn)兩者之間的誤差較小，且分布規(guī)律一致：隨著入口速度的增大，旋風(fēng)分離器的分割粒徑在減小。故兩相模擬具有一定的可靠性。

2.4.1 進(jìn)口流量對分離效率的影響

進(jìn)口流量Qi是旋風(fēng)分離器重要操作參數(shù)，直接影響切向速度和壓力降。圖8是距離底流口900 mm截面上不同進(jìn)口流量Qi下的切向速度；圖9為不同進(jìn)口流量Qi下旋風(fēng)分離器的級效率曲線。

圖7 不同入口速度下的理論和模擬的分割粒度

圖8 z=900 mm截面處不同進(jìn)口流量下的切向速度分布

圖9 不同進(jìn)口流量下的級效率曲線

隨著進(jìn)口流量Qi的增加，級效率曲線向左偏移，分割粒徑x50減小，分級效率提高。這是因為隨著進(jìn)口流量Qi的增加，旋風(fēng)分離器內(nèi)流體的切向速度增大，產(chǎn)生更大的離心分離作用，使得液滴更快靠近邊壁而被分離出。

在所研究的進(jìn)口流量范圍內(nèi)，對于小于5 μm的液滴，流量的增加沒有顯著增加其分離效率。這是由于粒度小的液滴沉降速度小，來不及完成沉降，被直接夾帶出溢流口，未實現(xiàn)分離。

當(dāng)進(jìn)口流量Qi大于800 m3/h后，級效率曲線變化不是很顯著。這是由于在此時旋流器內(nèi)的湍流強(qiáng)度增大，不利于液滴的分離，同時，湍流加速了液滴的破碎，使液滴粒徑變小，增加了分離難度。

2.4.2 段長度L1和錐段長度L2對分離效率的影響

柱段長度和錐段長度增加，增加了旋風(fēng)分離器的長度，延長了液滴在旋風(fēng)分離器內(nèi)的停留時間。流體在旋風(fēng)分離器內(nèi)的停留時間決定于流體在旋風(fēng)分離器內(nèi)運(yùn)動的速度和經(jīng)過的路徑長短，或流體的軸向速度W和路徑的軸向距離即旋風(fēng)分離器的長度L。旋風(fēng)分離器內(nèi)的物料的平均停留時間可以表達(dá)為式（3）。

由式（3）可知，停留時間與進(jìn)口流量Qi、旋風(fēng)分離器直徑D和柱段長徑比L1/D以及錐段長徑比L2/D等有關(guān)。加大D、L1/D或L2/D，或者減小Qi都能延長停留時間，使更小的液滴完成沉降，從而提高分離效率。但是，加大D或減小Qi都會顯著地降低離心加速度，使得液滴沉降的驅(qū)動力不夠。因此，只有增加旋風(fēng)分離器的長度才是增加停留時間的有效手段。

通過對不同柱段和錐段長度的旋風(fēng)分離器的DPM兩相模擬，增加旋風(fēng)分離器的長度可有效提高旋風(fēng)分離器的分離效率。

保持錐段長度L2不變，圖10為不同柱段長徑比L1/D的旋風(fēng)分離器的級效率曲線。旋風(fēng)分離器的級效率曲線隨著柱段長徑比L1/D的增大向左偏移，x50減小，分離效率提高。

保持柱段長度L1不變，隨著錐段長度L2的增加，如圖11，級效率曲線向左偏移，x50減小，分離效率增大。

在實際工程中，更長的旋風(fēng)分離器的設(shè)計和制造成本更高，需要綜合考慮合適的長徑比。

圖10 不同柱段長度L1的級效率曲線（Qi=500 m3·h-1）

圖11 不同錐段長度L2的級效率曲線（Qi=500 m3·h-1）

3 結(jié) 論

（1）使用RSM湍流模型模擬天然氣脫蠟旋風(fēng)分離器，所得的流場分布規(guī)律符合一般旋風(fēng)分離器的流場分布規(guī)律：旋風(fēng)分離器內(nèi)部壓力呈對稱分布，由壁面向中心逐漸減小，在中心軸處壓力最低并有負(fù)壓產(chǎn)生；切向速度符合準(zhǔn)自由渦分布規(guī)律，呈現(xiàn)“M”形駝峰分布；軸向速度分布反映了向下的外旋流和向上的內(nèi)旋流的流動規(guī)律。

（2）使用DPM模型模擬旋風(fēng)分離器內(nèi)的兩相流動，隨著進(jìn)口流量的增加，旋風(fēng)分離器的級效率曲線向左移動，x50減小，分離效率提高，與理論計算相符。當(dāng)入口流量為1000 m3/h時，x50可以達(dá)到5.3 μm。大粒徑液滴的分離效果明顯，但在所研究的處理量范圍內(nèi)，處理量的變化不能明顯地影響小于5 μm液滴的分離效率。

（3）柱段和錐段長度的增加增長了旋風(fēng)分離器的的總長度，延長了液滴在旋風(fēng)分離器內(nèi)的停留時間，旋風(fēng)分離器的級效率曲線向左偏移，x50減小，分離效率增大。

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Numerical simulation of the separation efficiency of natural gas dewaxing cyclone separator

YUAN Huixin，F(xiàn)ANG Yi，F(xiàn)U Shuangcheng
（School of Mechanical Engineering，Changzhou University，Changzhou 213016，Jiangsu，China）

The cyclone separator has high separation efficiency and is not easy to be blocked，it has good effect on the natural gas dewaxing. Numerical simulation of the two-phase flow of the CYG-S natural gas dewaxing cyclone separator was studied by using CFD software Fluent，and get the internal pressure，tangent and axial velocity distributions. The simulation and calculated cut size x50in different inlet velocity are contrasted，the results has a good degree of agreement，so the two-phase simulation are reliable. The results show that the mass concentration of paraffin droplet is higher at the bottom of the cone section. With the increasing of the inlet flow，the separation efficiency of cyclone separator was improved，under the 1000 m3/h inlet flow，the x50can reach 5.3 μm. However，in the studied range of inlet flow，the increase rate of the drop less than 5μm is not obvious. The lengthened of column and taper section increases the length of cyclone separator，extents the residence time of the droplets in the cyclone separator，and improves the separation efficiency of the cyclone separator.

cyclone separator；numerical simulation；separation efficiency；inlet flow；column and taper section length

TQ 051.8

A

1000-6613（2014）01-0043-07

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.01.008

2013-07-16；修改稿日期：2013-08-20。

及聯(lián)系人：袁惠新（1957—），男，教授，博士生導(dǎo)師，從事分離技術(shù)與設(shè)備研究。E-mail yuanhuixin2000@163.com。