油氣分離器分離特性的數(shù)值模擬

黎亞洲，廖曉煒，劉 峰，羅祝清，徐洪濤

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

油氣混合物的分離是油氣儲運與應(yīng)用過程中的重要環(huán)節(jié)[1-2]。油田加熱爐燃燒系統(tǒng)使用的油田伴生氣在冬季存在質(zhì)量分?jǐn)?shù)較高的油水混合物(又稱凝析液)[3]。凝析液在系統(tǒng)中逐漸累積并堵塞管路，影響燃?xì)夤?yīng)，甚至可導(dǎo)致燃燒系統(tǒng)爆炸事故的發(fā)生[4]。因此，開發(fā)高效的油氣分離器對提高油氣系統(tǒng)的經(jīng)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(jié)構(gòu)簡單、高效、緊湊等優(yōu)勢，因此應(yīng)用范圍十分廣泛[6]。其結(jié)構(gòu)尺寸(包括筒體高度、旋流管件形式以及出口內(nèi)徑等)、工作環(huán)境及液相性質(zhì)的不同均會對分離性能產(chǎn)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(shù)值模擬技術(shù)的快速發(fā)展，為設(shè)備的結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供了強有力的研究手段[10]。采用數(shù)值模擬技術(shù)對分離器內(nèi)流場進行研究可揭示不同構(gòu)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(rèn)為旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣流是不可壓縮的。許多學(xué)者常用雷諾平均Navier-Stokes(Reynolds averaged Navier-Stokes, RANS)模型來預(yù)測旋風(fēng)分離器內(nèi)的流型，已證明雷諾應(yīng)力模型(Reynolds stress model, RSM)可準(zhǔn)確地模擬旋風(fēng)分離器內(nèi)的旋流[14-15]。關(guān)于氣液旋流分離器，Misiulia等[16]發(fā)現(xiàn)氣體出口結(jié)構(gòu)，對流型、壓降和旋風(fēng)分離器效率有顯著的影響。El-Emam等[17]通過計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics, CFD)數(shù)值模擬得到的結(jié)果表明，適當(dāng)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(jié)構(gòu)優(yōu)化仍然缺乏更多明確的結(jié)構(gòu)參數(shù)對分離性能的影響[18-19]。且常規(guī)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(shù)值模擬，改變筒體長度、出口管徑、進口與導(dǎo)流葉片上端距離以及旋流管部件的設(shè)置，對油氣分離器內(nèi)部氣相流場、液滴軌跡以及分離效率進行分析比較，為開發(fā)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(jié)構(gòu)，圖1(b)為Creo建立的模型外觀，圖1(c)為網(wǎng)格生成軟件ICEM劃分的網(wǎng)格。液滴質(zhì)量分?jǐn)?shù)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(jié)構(gòu)參數(shù)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(nèi)徑為312 mm，出口距離筒體上端封頭線209 mm，進氣口內(nèi)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(dǎo)流葉片上端面距離為L，出口內(nèi)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(dǎo)流葉片的俯視圖，垂直導(dǎo)流葉片高為85 mm，寬為68 mm，導(dǎo)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(shè)有導(dǎo)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(jié)構(gòu)示意圖

圖2 旋流管部件導(dǎo)流葉片的俯視圖

圖3展示了4種不同結(jié)構(gòu)的旋流管部件結(jié)構(gòu)與建模效果。其中圖3(a)與圖3(e)旋流管部件1無套管、導(dǎo)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(shè)有導(dǎo)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(shè)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(shè)有導(dǎo)流葉片，管端為擴張口，導(dǎo)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(diào)整而得，其不同之處在于管內(nèi)設(shè)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(nèi)中心位置的圓柱連接，圓柱直徑為10 mm。螺旋葉片上端與導(dǎo)流葉片上端距離180 mm，高為540 mm。其中導(dǎo)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的變化包括出口內(nèi)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(shè)有管外導(dǎo)流葉片、管內(nèi)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(shè)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(jié)構(gòu)參數(shù)

2 數(shù)學(xué)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(zhì)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(wěn)態(tài)，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(shù)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(zhì)系數(shù)；ST為流體的內(nèi)熱源及由于黏性作用流體機械能轉(zhuǎn)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(yīng)力模型進行描述。雷諾應(yīng)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(zhǔn)確地模擬油氣分離器內(nèi)的復(fù)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(jù)油田伴生氣成分分析，在-20 ℃，0.2 MPa時，液相體積分?jǐn)?shù)僅為0.106 8%。當(dāng)多相流中液滴體積分?jǐn)?shù)小于10%時，應(yīng)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(dāng)作離散存在的一個個顆粒時，需要首先計算連續(xù)的氣相流場，再結(jié)合流場變量求解每一個液滴的受力情況[23]。該模型對連續(xù)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(jīng)歷[24]。顆粒的作用力平衡方程在笛卡兒坐標(biāo)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(shù)；Re為相對雷諾數(shù)。

式(7)中附加質(zhì)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(shè)為逃逸面，筒體壁面和旋流管件表面(包括導(dǎo)流葉片表面)均為捕捉面。

3 結(jié)果與分析

對Fluent計算結(jié)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(shù)值結(jié)果，比較不同油氣分離器的分離效果。當(dāng)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(nèi)部產(chǎn)生的旋流，如圖 4所示，選取低于導(dǎo)流葉片上端110 mm處橫截面A的數(shù)值結(jié)果。截面A位于導(dǎo)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(xiàn)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(xì)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(jù)4種油氣分離器截面A流線分布(圖5)可知，即在低于導(dǎo)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(yuǎn)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(dǎo)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(chǎn)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(yuǎn)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(dǎo)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(cè)。

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(xiàn)數(shù)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(nèi)徑以及管內(nèi)設(shè)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(zhì)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(jié)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(jié)構(gòu)參數(shù)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(nèi)徑分別為60、40 mm，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)均一致時，模型8的分離效率更高。這是由于較小的內(nèi)徑使壓降增大，出口的氣流速度增大，從而氣流對液滴產(chǎn)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(jié)論。對于模型8與模型10，當(dāng)導(dǎo)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(jié)構(gòu)變化和分離效率的增加。模型10與模型11中，導(dǎo)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(jù)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(yōu)化L對提高油氣分離器效率十分關(guān)鍵。

表2 11種油氣分離器的分離效率

4 結(jié)論

通過數(shù)值模擬研究改善油氣分離器結(jié)構(gòu)，為開發(fā)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(jù)數(shù)值結(jié)果，關(guān)于油氣分離器優(yōu)化設(shè)計，可得以下結(jié)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(zhì)量也更多，不利于分離。

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

(4)導(dǎo)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。