脈動進料氣液旋流分離器分離性能分析

楊 容侯勇俊盧廣榮

目前,我國鉆井液的固相控制主要特點是淺地層需要處理的鉆井液流量大;深地層需要處理的鉆井液流量小,黏度高,并且隨著鉆井工藝水平的不斷提高,傳統(tǒng)鉆井振動篩已不能滿足實際的工程需要。

挪威CUBILITY AS 公司發(fā)明了Mud Cube 固相控制系統(tǒng)[1],利用帶式真空過濾與高頻微振的復合作用實現(xiàn)固液分離,可以將排出鉆屑的含液率從傳統(tǒng)振動篩的80%以上降低到40%以下,篩網(wǎng)下氣液混合物,通過重力分離實現(xiàn)氣液分離,通過二級過濾實現(xiàn)油霧分離,但該系統(tǒng)成本高,易損件壽命短,功耗大。 丹尼爾·蓋·波默洛[2]提出了在傳統(tǒng)鉆井液振動篩的篩網(wǎng)下部復合真空作用,強化振動篩的固液分離能力,大幅降低排出鉆屑的含液量,并通過重力分離原理實現(xiàn)氣液分離,但其真空大小受振動篩的振動參數(shù)限制,不能太大,因此難以充分發(fā)揮真空對鉆屑的干燥作用。 侯勇俊等[3-5]提出的脈動負壓振動設備如圖1,通過壓縮空氣脈動噴射在篩面下產(chǎn)生脈沖負壓,可充分發(fā)揮負壓對鉆屑的干燥作用;噴射泵排出的氣液混合物通過旋流器實現(xiàn)氣液分離,很顯然,進入旋流器的氣液混合物壓力是脈動的,旋流器的氣液分離性能及變化規(guī)律需要深入研究。

圖1 脈動進料旋流分離器局部視圖Fig.1 Local view of the pulsating feed cyclone separator

楊兆銘等[6]設計了一種二級旋流氣液分離裝置,通過 CFD 和試驗結(jié)合的方法對簡化的分離裝置內(nèi)部流場的非對稱性進行分析,發(fā)現(xiàn)入口面積和升氣管的大小會影響旋流流場的穩(wěn)定性。 左鵬等[7]針對一種多旋臂的氣液旋流分離器利用CFD 模擬的方式選取RSM 模型對其進行氣相的流場特性分析,得到了和實驗值較為符合的壓力降分布。 劉彩玉等[8]通過CFD 仿真模擬對一種同向出流氣液分離器進行了流場分析,通過性能規(guī)律曲線進行了參數(shù)優(yōu)選,并制作了試驗模型進行了驗證。 韓國的Chu 等[9]通過CFD 和CFD-DEM 雙向耦合的方式對自然旋流介質(zhì)旋流器(NMC)進行了分析,將模擬結(jié)果與物理實驗結(jié)果進行了比較,并對2 種重要的操作參數(shù),即介質(zhì)速度和質(zhì)量比在NMC 入口的影響進行了數(shù)值研究。 Liu 和Yan 等[10]使用Fluent 仿真軟件對井下油水旋流分離器進行分析,研究了幾何因素對分離效率和分流比的影響,優(yōu)化了幾何結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)在下錐角在大于0.5°,小于3.0°時,可獲得合適的分流比和高效率。

上述研究中,不論是氣液分離還是固液分離都是采用穩(wěn)定進料的邊界條件進行模擬分析,均未曾研究過脈動進料邊界條件下分離器的分離性能及其影響參數(shù)。

1 數(shù)值模擬

1.1 流體控制方程

工作流體在旋流分離中常常呈強烈三維旋流狀態(tài),各相之間呈各向異性,根據(jù)常見湍流模型分類及特點[11,12],選擇雷諾應力(RSM 模型)作為數(shù)值模擬計算的湍流模型,其流體控制方程[13]如下。

(1)連續(xù)性方程:

式(1)中:速度uj為j方向上的分量,j表示空間坐標,j=1,2,3;ρ表示流體密度。

(2)動量方程:

式(2)中:uiuj表示速度在ij方向上的分量;p為靜壓;τij等于黏性應力張量;ρgi指i方向上的重力體積力;Fi表示i方向的外部體積力和其他用戶自定義源項之和。

(3)分離效率:旋流分離器中氣液2 項分離方程[14]可通過同一位置的鉆井液、氣體作圓周運動的離心力的大小來表示。

式(3)～式(6)中:Fi=z,k表示為鉆井液或氣體所受離心力,N;K表示質(zhì)量修正系數(shù),為無量綱常數(shù);Mj=z,k表示鉆井液或空氣質(zhì)量,kg·m-3;v表示鉆井液或空氣作圓周運動的線速度,m·s-1;R表示鉆井液或空氣作圓周運動的半徑,m;n表示鉆井液或空氣作圓周運動的轉(zhuǎn)數(shù)。 根據(jù)式(6)知,工作流體的分離離心力大小與其密度有關(guān),旋流分離器正是利用這一工作原理進行氣液分離。

目前數(shù)值模擬中對于定義旋流分離器氣液分離效率的方法較多,在Fluent 中為表示旋流分離器的氣液分離效率[15],定義氣體溢流口質(zhì)量流量與氣體進口質(zhì)量之比為該分離器的氣液分離效率。

式(7)中;E表示氣體分離效率,%;Qo表示氣體溢流口質(zhì)量流量,kg·s-1;Qi表示氣體入口質(zhì)量流量,kg·s-1。

1.2 物理模型與邊界參數(shù)

1.2.1 幾何模型及參數(shù)

基于里馬特經(jīng)驗公式[16]得到旋流分離器的幾何模型的結(jié)構(gòu)參數(shù),建立流體域,相關(guān)旋流結(jié)構(gòu)如圖2 所示,初始幾何參數(shù)尺寸如表1 所示。

圖2 旋流分離器結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Structural model of cyclone separator

表1 旋流分離器幾何參數(shù)尺寸Table 1 The size of the geometric parameters of cyclone separator

1.2.2 模型設定

選擇CFD 計算軟件為Fluent,多相流模型為混合(mixture)模型,相數(shù)為2,設置的相關(guān)材料物理參數(shù)如表2 所示。

表2 流體介質(zhì)參數(shù)Table 2 Parameters of fluid medium

1.2.3 網(wǎng)格劃分和無關(guān)性分析

旋流分離器流體計算域采用以六面體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格為主的劃分方式,為了保證在入口網(wǎng)格的平順性和計算結(jié)果的精確性,對進口處的網(wǎng)格進行非結(jié)構(gòu)化細化。 為保證仿真結(jié)果的準確性和穩(wěn)定性,采用上述相同的物理參數(shù)和邊界條件對網(wǎng)格數(shù)量10 萬、22 萬、30 萬、50 萬和80 萬 5 種旋流分離器模型進行數(shù)值模擬,以旋流分離器氣液分離效率為指標,對網(wǎng)格無關(guān)性驗證后,最終確定選擇網(wǎng)格數(shù)量為220 792 個。

1.2.4 初值邊界條件和計算格式

在穩(wěn)定進料條件下,設初始進料壓力0.3 MPa,設置進口邊界條件為速度入口,鉆井液和空氣進口速度均為24 m·s-1;溢流口和底流口均采用壓力出口邊界條件,設置出口壓力為0;溢流口氣體回流率為1,底流口氣體回流率為0;壁面采用光滑無位移的邊界;壓力-速度場采用SIMPLEC 算法,壓力插值采用PRESTO 格式,其余項均采用QUICK 為主的二階收斂格式。

2 2 種狀態(tài)下的變量控制

2.1 穩(wěn)定進料條件下的變量

穩(wěn)定進料狀態(tài)下,查閱相關(guān)參考文獻[17,18]可以得知其影響氣液分離效率的因素主要包含2 大類:模型本身的結(jié)構(gòu)參數(shù)和介入待分離的流體參數(shù)(操作參數(shù)),為保證在本工況下的最佳氣液分離效率,需對相關(guān)參數(shù)采取控制變量法進行參數(shù)優(yōu)選得到最佳分離效率曲線下的相關(guān)參數(shù),進行仿真計算時,為保證變量唯一性,除變量值發(fā)生改變外,其他未提及參數(shù)均按初始參數(shù)設置。 結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)及其變量值如表3 和表4 所示。

表3 相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)及其變量值Table 3 Relevant structural parameters and their variable values

表4 相關(guān)操作參數(shù)及其變量值Table 4 Relevant operation parameters and their variable values

2.2 脈動進料條件下的變量

為實現(xiàn)脈動進料邊界條件下對旋流分離器的入口條件控制,需借助Fluent 的用戶自定義函數(shù)[19-22]即UDF 進行編程編譯,本研究使用的是Visual Studio 2015 進行C 文件的編程和儲存。 為得到在脈沖進料邊界下的最佳分離效率,需要控制變量對脈沖函數(shù)類型、脈沖頻率、脈沖速度峰值等影響參數(shù)進行優(yōu)選。 模擬工程狀態(tài)下的脈沖,可以以Fluent 中的UDF 函數(shù)作為邊界條件來代替實際工程中的配送器,如圖1 所示。 為探究脈沖條件下各個參數(shù)對分離效率的影響情況,本節(jié)將從脈沖類型、脈沖頻率大小、脈沖速度峰值大小等3 個主要參數(shù)進行控制變量,進行仿真計算時,為保證變量唯一性,除變量值發(fā)生改變外,其他未提及參數(shù)均按初始參數(shù)設置,部分UDF 函數(shù)如下。

(1)矩形脈沖函數(shù):

if (t>=0&&t<=0.5)v=0;

else if (t>0.5&&t<=1)v=24。

(2)三角形脈沖函數(shù):

if (t>=0&&t<=0.5)v=48t;

else if (t>0.5&&t<=1)v=48-48t。

(3)正弦波形脈沖函數(shù):

v=12sin((0.8πt-π/2)+12。

在鉆井工程實際生產(chǎn)中,常用脈沖頻率一般為0.1～1.0 Hz,為實現(xiàn)脈動流體入口速度在0～24 m/s之間周期性來回切換,得到最佳分離效率下的脈沖頻率,通過VS 軟件以C 語言程序進行編譯并加載到Fluent 中進行邊界條件控制,相關(guān)脈沖參數(shù)及其變量值如下表5 所示。

表5 相關(guān)脈沖參數(shù)及其變量值Table 5 Correlation pulse parameters and their variable values

3 結(jié)果與討論

3.1 2 種進料狀態(tài)下的效率曲線及參數(shù)優(yōu)選

3.1.1 穩(wěn)定進料效率曲線及參數(shù)優(yōu)選[23,24]

監(jiān)測仿真計算結(jié)果中的氣體進口質(zhì)量流量和溢流出口的質(zhì)量流量,通過式(7)進行計算得到氣液分離效率,其效率曲線如圖3 所示。

從圖3(a)中橫向?qū)Ρ劝l(fā)現(xiàn)隨著鉆井液密度的增加,整體分離效率略有波動,說明鉆井液密度在小范圍幅度變化時對氣液分離效率影響很小,縱向?qū)Ρ戎?溢流管深度在160 mm 時氣液分離效率最高,其他3 者氣液分離效率隨參數(shù)變化時,氣液分離效率穩(wěn)定在67%附近。 圖3(b)中4 種不同入口截面積隨著不同入口速度的變化,分離效率波動幅度較小,當入口截面積為60×35 mm2時其分離效率和其他3 者差異較大。 從圖3(c)中,橫向?qū)Ρ劝l(fā)現(xiàn)在出口壓力900 Pa 時,3 種結(jié)構(gòu)下氣液分離效率會略微提高;縱向?qū)Ρ戎邪l(fā)現(xiàn)當錐角為14°時,氣液分離效率比其他2 種結(jié)構(gòu)更高。 從圖3(d)中橫向?qū)Ρ劝l(fā)現(xiàn)壓縮空氣比重大小能較大地影響分離效率,體積分數(shù)在40% 左右時,氣液分離效率達到最高98.2%,縱向隨著溢流直徑的增加,整體分離效率有逐漸提高的趨勢。

圖3 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)在不同操作參數(shù)下的效率曲線變化Fig.3 The efficiency variation of different structure parameters with different operation parameters

綜上,當穩(wěn)定進料旋流氣液分離器的結(jié)構(gòu)參數(shù)如溢流直徑62 mm、溢流管深度160 mm、錐角14°、入口截面積60×35 mm2時,氣液分離效率最高。 當壓縮氣體占比0.4 時,氣液分離效率達到最高98.2%,操作參數(shù)中的進口速度、鉆井液密度、背壓等的改變使分離效率在小范圍內(nèi)有所波動,說明在一定程度上調(diào)節(jié)操作參數(shù)可使得氣液分離效率提高。

3.1.2 脈動進料效率曲線及參數(shù)優(yōu)選

以同樣的方式將脈動進料條件下仿真得到的氣體進口質(zhì)量流量和溢流口質(zhì)量流量,通過式(7)計算后可以得到關(guān)于3 種函數(shù)在不同脈沖參數(shù)下的效率性能曲線圖(圖4)。

圖4 不同脈沖參數(shù)下效率變化曲線Fig.4 The efficiency variation curve under different pulse parameters

從圖4(a)可以看出,脈沖速度在12～20 m·s-1時,矩形脈沖波形下的氣液分離效率是最高的,脈沖速度在20～24 m·s-1時,正弦波形脈沖下的氣液分離效率最高;在圖4(b)中,3 種脈沖波形在頻率為0.4 Hz 時氣液分離效率都較其他更高。 尤其是正弦波形,當脈沖頻率為0.4 Hz,脈沖速度為24 m·s-1時,正弦脈沖的氣液分離效率最高,達到85.5%。 在一定程度上三角波和正弦波效率曲線走勢接近,但工程實際控制中很難做到像矩形脈沖一樣的速度陡降或陡升,三角波和正弦形波更為貼近實際工程。綜上,選擇正弦波作為分離函數(shù)來控制邊界條件進行分離,最適宜分離頻率為0.4 Hz,脈沖入料平均速度為24 m·s-1。

3.2 2 種進料狀態(tài)下的流場跡線及氣相分布

為進一步清晰地表示出脈動進料條件下的流場內(nèi)部參數(shù),如切向速度、徑向壓力、湍流動能等變化情況,對旋流分離器的內(nèi)部流場進行探究和分析,得到了2 種進料狀態(tài)下的流場跡線云圖(圖5)和氣相體積分數(shù)分布云圖(圖6)。

圖5 2 種不同進口壓力狀態(tài)下的流場軌跡云圖(m·s-1)Fig.5 The nephograms of streamline under two different inlet states(m·s-1)

圖6 2 種不同進口壓力狀態(tài)下的氣相體積分數(shù)分布云圖Fig.6 The nephograms of gas phase volume fraction distribution under two different inlet states

從圖5 中可以看出,2 者速度峰值出現(xiàn)的位置相似,脈動進料條件下,速度峰值較穩(wěn)定進料更低,從速度云圖中可以發(fā)現(xiàn),脈動進料條件下速度值從旋流器進口到底流口降低的幅度比穩(wěn)定進料條件下低,速度下降得越慢,內(nèi)部軸向壓力降和壓力損失越低。 從旋流跡線上來看,2 種進料狀態(tài)下氣液兩相的軌跡線都比較明顯,均未出現(xiàn)紊亂流線和逆流線,在脈動條件下,氣液分離能形成較好的穩(wěn)定性,旋流中部都形成了空氣柱的軌跡線,值得注意的是,在空氣柱的大小方面,穩(wěn)定進料狀態(tài)下的分離區(qū)域的空氣柱較脈動進料狀態(tài)下更大,這也是導致脈動進料下的氣液分離效率較穩(wěn)定進料狀態(tài)下低一些的原因之一。

從圖6 中可以看出,穩(wěn)定進料狀態(tài)的穩(wěn)態(tài)計算狀態(tài)下,氣相體積分數(shù)多集中于溢流管附近,分離效果良好,旋流器混流區(qū)、旋流區(qū)和分離區(qū)壁面處氣相幾乎為0。 脈動進料狀態(tài)下,溢流管附近的氣相體積分數(shù)略低于穩(wěn)定進料狀態(tài),在旋流區(qū)和分離區(qū)附近還含有部分氣相,說明在實際的脈動進料狀態(tài)下進行氣液分離的分離效率要低于穩(wěn)定進料狀態(tài)。 從氣相體積分數(shù)分布來看,2 種進料狀態(tài)都有沿Z 軸近似左右對稱分布的規(guī)律,內(nèi)部主要氣相分布位置較為相似,脈動進料條件下的分離區(qū)的氣相分布稍有波動。

3.3 2 種進料狀態(tài)下流場參數(shù)變化情況

3.3.1 湍動能

湍流動能和湍流耗散率都是表征流體運動穩(wěn)定性的指標,湍流動能和湍流耗散率越大,流體運動越不穩(wěn)定,越容易產(chǎn)生渦流。 本研究以湍流動能為例,通過與穩(wěn)定進料狀態(tài)下同參數(shù)的旋流分離器內(nèi)部流場進行比較,并截取3 個主要運動界面:混流區(qū)(Mixed flow zone)、旋流區(qū)(Swirling zone)、分離區(qū)(Separation zone),如圖7 所示,分析得到了如圖8所示的湍流動能變化情況示意圖。

圖7 取點截面示意圖Fig.7 Schematic diagram of cross section of taking points

圖8 2 種不同進料條件下分離器內(nèi)部湍流動能變化Fig.8 Variation of turbulent kinetic energy inside the separator under two different feeding conditions

從圖8 的分析可以得到,脈動進料條件在進口(混流區(qū)Z=610 mm)截面、Z=380 mm 的旋流區(qū)的平均湍流動能均高于穩(wěn)定進料狀態(tài),脈動進料條件在此截面湍流動能變化無序,波動較大,流體性質(zhì)不穩(wěn)定,易產(chǎn)生渦流。 在Z=0 mm 時的分離區(qū)時,壁面處穩(wěn)定進料條件下的湍流動能是高于脈動進料條件下的,其余地方的湍流動能均低于脈動進料條件下,說明脈動條件工作流體在壁面處穩(wěn)定性更好,其他區(qū)域則是穩(wěn)定進料條件下的穩(wěn)定性更好。

3.3.2 徑向壓力降

壓力降是進行旋流分離器結(jié)構(gòu)設計的重要考慮因素,在某一范圍內(nèi),適當?shù)膲毫挡粌H讓旋流分離器內(nèi)部流體的運動更加穩(wěn)定,還會極大地促進多相流之間的分離。 本研究對在2 種不同進料狀態(tài)的旋流分離器內(nèi)部的壓力降分布情況進行對比,通過壓力降的變化來預測流體運動的趨勢和流體的穩(wěn)定性。 內(nèi)部流場按壓力作用方向可分為軸向壓力降和徑向壓力降2 種,以同一平面上即徑向壓力降為例,理論上徑向壓力梯度變化越大,越有利于兩相的分離。

在圖9 中橫向?qū)Ρ葋砜捶€(wěn)定進料條件下從混流區(qū)從壁面到中心點徑向壓力平均值要大于脈動進料條件下同位置時的平均徑向壓力值,2 種進料條件下點位越靠近中心點其徑向壓力值越低;2 者的徑向壓力變化趨勢都是關(guān)于Z軸近似左右對稱的,這說明了運動的相對穩(wěn)定性,均未出現(xiàn)紊亂流波動的情況。 從旋流分離器的進口到底流口,即圖9(a)～圖9(c)的縱向?qū)Ρ葋砜?穩(wěn)定進料條件下的壓力梯度變化更大,這說明穩(wěn)定進料下多相流的氣液分離效率更高,更適合兩相分離。

圖9 2 種不同進料條件下分離器內(nèi)部徑向壓力變化Fig.9 Variation of radial pressure inside the separator under two different feeding conditions

3.3.3 切向速度

旋流分離器內(nèi)部速度矢量主要由3 個方向上的分量組成,主要包括軸向速度、徑向速度和切向速度3 種,其中對分離效率影響最大的是切向速度。

從圖10 的2 種不同進料工況的切向速度的分析中可知,在Z=380 mm 的壁面處,脈動進料的切向速度值是大于穩(wěn)定進料條件下的切向速度值,此時脈動進料下的速度流場更適合進行氣液分離,而在Z=0 mm 出口截面和Z=610 mm 進口截面,穩(wěn)定進料條件下壁面處的切向速度略大于脈動進料時的切向速度,此時穩(wěn)定進料條件下的流場更適合進行氣液分離。 脈動進料條件下3 個不同截面在在靠近中心點附近的切向速度值均小于穩(wěn)定進料下的切向速度值,從氣相分離角度來說,空氣柱附近的氣相切向速度越低,中心點的氣相更易分離。

圖10 2 種不同進料條件下分離器內(nèi)部切向速度變化Fig.10 Variation of tangential velocity inside the separator under two different feeding conditions

4 結(jié)論

通過Fluent 對旋流分離器的模擬仿真,對2 種進料狀態(tài)下的流場進行分析對比可得到如下結(jié)論。

1)通過穩(wěn)定進料條件下的氣液旋流器仿真模擬,優(yōu)選出溢流管直徑68 mm,溢流管深度160 mm,入口截面積60×35 mm2,錐角度數(shù)14°等最適宜結(jié)構(gòu)參數(shù),在空氣比例0.4,底流背壓900 Pa 的操作參數(shù)下會有最高分離效率98.2%。

2)脈動進料條件下選用正弦波形作為脈沖波形較好。 相同的其他參數(shù)條件下,采用頻率為0.4 Hz 的正弦脈沖進料時,旋流分離器的分離效率最高,可達85.5%,脈動進料使分離器的分離效率比穩(wěn)定進料有所降低。

3)通過穩(wěn)定進料和脈動進料下的流體運動軌跡云圖發(fā)現(xiàn)2 者運動軌跡相似,運動跡線清晰,無紊亂流和逆流,在脈動進料條件下流場能實現(xiàn)良好的穩(wěn)定性。 對比2 者的氣相體積分布云圖得到相似的呈中心對稱分布規(guī)律,氣液分離效果良好。

4)通過進一步對比2 種進料狀態(tài)下流場參數(shù)的變化,相比于穩(wěn)定進料狀態(tài),脈動進料時其內(nèi)部湍流動能均值和幅值增大、切向速度均值和幅值降低、徑向壓力降梯度降低,上述參數(shù)變化是導致脈動進料氣液效率降低的主要原因之一。