鐘 浩 張興凱 祁小兵 廖銳全 劉 明 高菁菁 葉 春
(1.長(zhǎng)江大學(xué)石油工程學(xué)院 2.中國(guó)石油天然氣集團(tuán)公司氣舉試驗(yàn)基地多相流研究室3.油氣鉆采工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 4.塔里木油田分公司油氣工程研究院 5.西安交通大學(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 6.勝利油田分公司石油工程技術(shù)研究院)
勝利油田即將實(shí)施的規(guī)?;疌O2驅(qū)采油,其試驗(yàn)的區(qū)塊零散,地面集中建站處理難度大、成本高。目前使用的體積大、投資高的三相分離器,如臥式、立式等大型筒狀分離器[1-4],并不適合于零散區(qū)塊化的CO2驅(qū)采油的氣液分離。
國(guó)內(nèi)外對(duì)小型化的分離器有不少研究[5-15]:吳京平[11]設(shè)計(jì)了一種帶切向進(jìn)口的軸流式旋流器,采用試驗(yàn)研究的方法,測(cè)試了不同操作條件和結(jié)構(gòu)參數(shù)下旋流器的分離效率和壓降,得出最優(yōu)的操作條件和結(jié)構(gòu)參數(shù);唐建信等[12]應(yīng)用RNGk-ε湍流模型,對(duì)氣液分離器內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行三維數(shù)值模擬,研究了新型葉片式入口構(gòu)件的整流性能;陳思敏等[13]依據(jù)軸流式旋風(fēng)分離器的基本結(jié)構(gòu)建立分析模型,在模擬耦合計(jì)算后得出了各參數(shù)與分離效率和壓降的關(guān)系,并給出擬合方程;馮鈺潤(rùn)[14]基于氣液旋流分離器的理論研究,設(shè)計(jì)了一種新型的旋流分離器——螺道式旋流分離器,主要對(duì)螺道式分離器的螺紋圈數(shù)、溢流口直徑及溢流管深度等進(jìn)行模擬仿真,研究了各參數(shù)對(duì)分離效率的影響;鄧雅軍[15]設(shè)計(jì)一種直流式氣液旋流分離器,通過(guò)仿真計(jì)算主要研究了壓力及導(dǎo)流葉片對(duì)分離器的分離效率的影響規(guī)律。
現(xiàn)有的小型化分離器雖然做到了整體尺寸的縮小,但是存在各自的不足,如內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)復(fù)雜、流體通過(guò)時(shí)阻力較大、氣液相分隔效果不佳等。本文設(shè)計(jì)的水平管式分離器不僅能夠在較小的壓降下實(shí)現(xiàn)較好的旋流相分隔效果,其T形三通結(jié)構(gòu)及U形連通器結(jié)構(gòu)的獨(dú)特設(shè)計(jì)使得氣液兩相分離更加充分,而且結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、無(wú)可動(dòng)部件、制造難度小、適合批量生產(chǎn)。
裝置主要結(jié)構(gòu)如圖1所示。該分離裝置整體由旋流器、一級(jí)分離器、二級(jí)分離器、集液腔以及各種配套管路和設(shè)備組成。旋流器由4個(gè)1 mm厚的半橢圓片圍繞圓管軸線(xiàn)旋轉(zhuǎn)構(gòu)成,葉片呈一定旋流角度,與圓管內(nèi)壁為一整體結(jié)構(gòu)。一級(jí)分離器上游與漸擴(kuò)管相接,沿著氣液旋流流線(xiàn)切向方向開(kāi)設(shè)有2個(gè)取液流道;一級(jí)分離器管道出口,末端缺口上方設(shè)置了中心縮管。二級(jí)分離器與一級(jí)分離器的中心縮管相接,且兩者內(nèi)徑相同;二級(jí)分離器管道底部為方形缺口,形狀類(lèi)似于T形直三通結(jié)構(gòu)。一級(jí)分離器的集液腔外部套有封底的管道,與集液腔一起分隔內(nèi)部流體通道,從而形成U形結(jié)構(gòu),可以液封排液管路,防止主路管內(nèi)氣體流入排液管。
圖1 分離裝置主要結(jié)構(gòu)Fig.1 Main structure of separation device
要設(shè)計(jì)合適的分離裝置,必須要了解油田氣液分離工藝相關(guān)的性能參數(shù)。CO2驅(qū)采出工藝所要求的各種參數(shù):管線(xiàn)壓力0.5 MPa,日產(chǎn)氣量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))1×104m3,處理液量范圍10~20 m3/d
根據(jù)管線(xiàn)壓力及產(chǎn)氣量可以大致計(jì)算出不同管徑對(duì)應(yīng)的氣體折算速度,計(jì)算公式如下:
(1)
式中:QG為氣體體積流量,m3/s;d為管道的內(nèi)徑,m;JG為氣體折算速度,m/s。
根據(jù)式(1)可計(jì)算出不同管徑條件下,不同氣量對(duì)應(yīng)的氣體折算速度。旋流器葉片角度β設(shè)計(jì)為45°時(shí),在目標(biāo)產(chǎn)氣量對(duì)應(yīng)的氣體折算速度范圍內(nèi)分離效果最優(yōu),因此葉片角度設(shè)計(jì)為45°。旋流葉片模型如圖2所示。
圖2 旋流葉片模型圖Fig.2 Cyclone vane model
一級(jí)分離器采用內(nèi)徑為50 mm,長(zhǎng)為若干螺距的管道,內(nèi)部左右兩側(cè)各一個(gè)取液流道,其寬度為5 mm。一級(jí)分離器內(nèi)的縮管內(nèi)徑與管道內(nèi)徑相差不能太大,以免造成2個(gè)分離器上下游壓差過(guò)大,所以中心縮管內(nèi)徑取40 mm,外徑43 mm,長(zhǎng)取40 mm。取液流道末端管道底部的環(huán)形取液口長(zhǎng)度取30 mm,如圖3所示。
圖3 一級(jí)分離器模型截面圖Fig.3 Sectional view of first stage separator model
一級(jí)分離器中的取液流道長(zhǎng)度與流體旋流的螺距和取液流道數(shù)目相關(guān),旋流螺距可以由以下公式計(jì)算:
(2)
二級(jí)分離器為T(mén)形直三通形式,內(nèi)徑40 mm,長(zhǎng)200 mm,下面方形取液口長(zhǎng)度選為一個(gè)螺距,約126 mm,其中心縮管內(nèi)徑32 mm,外徑35 mm,長(zhǎng)40 mm;2個(gè)分離段高度均選為870 mm,集液腔套于直徑76.2 mm(3 in)的管瓶?jī)?nèi),形成倒U形結(jié)構(gòu)。如圖4所示。
圖4 集液腔倒U形結(jié)構(gòu)模型與T形直三通模型Fig.4 Inverted U-shaped structure model and T-shaped straight tee model for liquid collection chamber
(1)多相流模型。多相流模型選擇VOF模型,VOF模型用于計(jì)算2種或多種互不相溶流體分界面位置軌跡。在該模型中,兩相的流體共用一個(gè)方程組,各相的體積分?jǐn)?shù)在整個(gè)計(jì)算域中被追蹤。VOF模型適用于氣泡流、沉降和分離器等。
(2)湍流模型。RNGk-ε模型的來(lái)源是嚴(yán)格的統(tǒng)計(jì)技術(shù),其考慮的范圍內(nèi)包含湍流旋渦,在旋轉(zhuǎn)流場(chǎng)模擬時(shí)提高了精度。對(duì)于湍流Prandtl數(shù),RNG理論為其提供了一個(gè)考慮低雷諾數(shù)流動(dòng)黏性的解析公式,對(duì)解決近壁區(qū)域流動(dòng)具有特殊作用。因此,在選擇湍流模型的過(guò)程中,考慮到流體的可壓縮性、計(jì)算時(shí)間的限制、收斂的速度等因素,并考慮模型旋轉(zhuǎn)時(shí)流場(chǎng)及速度的模擬準(zhǔn)確性,湍流模型選擇RNGk-ε模型。RNGk-ε模型形式如下:
(3)
(4)
式中:ρ為密度,kg/m3;k為湍動(dòng)能,m2/s2;μeff為有效黏度系數(shù),Pa·s;ε為湍動(dòng)能耗散率,m2/s3;Gk為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng),m2/s2;Gb為用于浮力影響引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng),Pa/s;YM為可壓速湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率影響,Pa/s;αk和αε為湍動(dòng)能k和耗散率ε的有效湍流普朗特?cái)?shù)的倒數(shù);C1ε、C2ε、C3ε為模型常量;R為平均應(yīng)變率對(duì)ε的影響附加項(xiàng),Pa/s2。
湍流黏性系數(shù)計(jì)算公式為:
(5)
(3)邊界條件。以勝利油田生產(chǎn)測(cè)試數(shù)據(jù)為例,確定分離器內(nèi)運(yùn)行壓力為0.5 MPa,入口設(shè)置為速度入口,水力直徑為40 mm;出口為壓力出口,出口初始?jí)毫?.1 MPa;壁面采用無(wú)滑移邊界條件的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。采出液密度為927 kg/m3,黏度為0.75 cP,二氧化碳密度為1.787 kg/m3,黏度為0.013 7 cP。
運(yùn)用Fluent Meshing對(duì)分離器計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格剖分,網(wǎng)格類(lèi)型設(shè)置為Poly-Hexcore(六面體核心多面體邊界),邊界層設(shè)置為10層,第一層厚度為0.05 mm,增長(zhǎng)率為1.2。
進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證很有必要。在網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證過(guò)程中,分析了7組網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)量分別為152×104、166×104、181×104、207×104、226×104、248×104、312×104。得到各網(wǎng)格數(shù)量下的分離效率,如圖5所示。
圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Grid independence verification
由圖5可知,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從226×104增加到312×104時(shí),計(jì)算結(jié)果變化不明顯,但計(jì)算效率降低。因此,為了獲得合適的精度和較高的計(jì)算效率,本文選擇網(wǎng)格數(shù)226×104,網(wǎng)格最大偏斜質(zhì)量為0.80,最小正交質(zhì)量為0.23。圖6為網(wǎng)格剖分結(jié)果。
圖6 網(wǎng)格剖分結(jié)果展示Fig.6 Display of grid division results
分離器主要結(jié)構(gòu)有旋流葉片、一級(jí)切向分離段、二級(jí)分離段以及U形集液腔。經(jīng)過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn),水平管式分離器的能量損失主要來(lái)源于入口、分離過(guò)程以及出口縮管,其中分離過(guò)程占比最重,而影響分離過(guò)程能量損失的主要因素為一級(jí)分離段的長(zhǎng)度L以及兩級(jí)分離段間距D。因此,以下將研究這些參數(shù)對(duì)分離器壓降以及分離效率的影響規(guī)律。氣液兩相體積分?jǐn)?shù)分布云圖反映了流體在分離器中的分布規(guī)律。圖7為分離器液相體積分?jǐn)?shù)分布圖。
由圖7可知,氣液混合流體從入口進(jìn)入分離器后流經(jīng)旋流葉片,旋流葉片的高速旋流離心作用使混合流體形成強(qiáng)制環(huán)狀流[16]形式繼續(xù)向下游流動(dòng),液膜隨著一級(jí)分離段的切向取液口進(jìn)入集液腔,進(jìn)入一級(jí)集液腔的液體在U形結(jié)構(gòu)處積聚,起到了良好的液封作用,在整個(gè)分離過(guò)程中,一級(jí)分離段分離了混合流體中的大部分液體。依然旋流的氣芯攜帶少量液體流經(jīng)二級(jí)分離段,由于重力作用液膜逐漸積聚在管底并順著二級(jí)取液口流入集液腔,液體在二級(jí)集液腔逐漸積聚也可起到較好的液封作用。
3.1.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓降的影響
分離器壓力場(chǎng)分布反映了流體在分離器內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)變化及能量損失。圖8為L(zhǎng)=128 mm,D=240 mm,v=35 m/s工況下的壓力場(chǎng)云圖。圖8分別在x=80,x=330、x=630這3個(gè)位置截取平面P1、P2、P3提高壓力場(chǎng)云圖直觀性。
圖8 壓力場(chǎng)分布云圖Fig.8 Cloud chart of pressure field distribution
由圖8可以看出,水平管式分離器的壓力場(chǎng)在軸向上有很明顯的壓力梯度。壓力沿軸向逐漸減小,在流體流經(jīng)旋流葉片時(shí)壓力梯度較大。這是因?yàn)榱黧w流經(jīng)旋流葉片時(shí)流通面積減小,壓力能轉(zhuǎn)換成動(dòng)能,速度急劇增大。在旋流葉片與P1截面之間的徑向上存在壓力梯度,壓力從中心向壁面遞增。
一級(jí)分離段長(zhǎng)度和兩級(jí)分離段間距對(duì)水平管式分離器的壓降均存在明顯的影響(見(jiàn)圖9)。從圖9可以看出,在相同流速下,壓降隨著一級(jí)分離段長(zhǎng)度和兩級(jí)分離段間距的增大而增大。結(jié)合壓力云圖與壓降曲線(xiàn)可知:相較于兩級(jí)分離段的間距,一級(jí)分離段的切向取液流道的長(zhǎng)度變化對(duì)壓力的影響更大;分離器的適應(yīng)性較強(qiáng),在任一結(jié)構(gòu)下流速?gòu)?5~35 m/s變化的過(guò)程中,壓降均能維持在1 600~2 800 Pa之間。
3.1.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離效率的影響
分離器速度場(chǎng)分布反映了流體在分離器內(nèi)的速度變化及流場(chǎng)動(dòng)態(tài)分布,圖10為L(zhǎng)=128 mm,D=240 mm,v=35 m/s工況下的軸向速度云圖。圖10分別在x=80、x=330、x=630這3個(gè)位置截取平面P1、P2、P3,以提高軸向速度云圖直觀性。
從圖10可以看出,軸向速度沿著軸向方向逐漸減小,在徑向方向上從壁面到軸心逐漸減小。軸向流速在旋流葉片與P1截面之間達(dá)到最大值,可知旋流葉片對(duì)流體有很好的加速作用,加速效果達(dá)到2倍以上。流體流經(jīng)旋流葉片后充分形成氣芯液膜流形,此時(shí)流體流速得到充分發(fā)展,隨后流速迅速下降。
由于分離器存在1個(gè)氣相出口2個(gè)液相出口,為了合理地計(jì)算和比較分離器的分離效率,采用氣相出口分離效率ηq與液相出口分離效率ηl的乘積為分離器最終的分離效率ηz。液相出口有一級(jí)分離段出口和二級(jí)分離段出口2個(gè),為簡(jiǎn)化計(jì)算,設(shè)置液相出口含氣率wq-out計(jì)算方法:
wq-out=Mq-out/Mz-out
(6)
ηz=(1-wl-out/wl-in)(1-wq-out/wq-in)
(7)
式中:wq-out為液相出口含氣質(zhì)量分?jǐn)?shù);Mq-out為兩級(jí)出口總氣體質(zhì)量流量,kg/s;Mz-out為兩級(jí)出口總質(zhì)量流量,kg/s;wl-out為氣相出口含液質(zhì)量分?jǐn)?shù);wl-in為入口含液質(zhì)量分?jǐn)?shù);wq-in為入口含氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)。
圖11為不同流速下分離效率與結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系。由圖11可知,在同一流速下分離效率隨著一級(jí)分離段長(zhǎng)度的增大先增大后基本不變,這是因?yàn)樵诹鹘?jīng)旋流葉片后流體的旋流效果得到充分發(fā)展,之后又迅速減弱。適當(dāng)長(zhǎng)的一級(jí)分離段可充分地捕獲液膜,但是過(guò)長(zhǎng)的一級(jí)分離段并不會(huì)發(fā)揮更大的作用。所以一級(jí)分離段的長(zhǎng)度應(yīng)當(dāng)設(shè)置合理,如此在氣液充分分離的基礎(chǔ)上不僅有利于維持較小的壓降,還能夠減少材料的使用。
圖11 不同流速下分離效率與結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系Fig.11 Relation between separation efficiency and structural parameters at different flow rates
隨著兩級(jí)分離段間距的增大,分離效率先增大后減小。這是因?yàn)橐患?jí)分離段管徑多次變化對(duì)旋流造成了一定的破壞,流體的相分隔效果大幅減弱,所以流體需要一定的距離恢復(fù)氣芯-液膜的流動(dòng)狀態(tài),從而減少氣芯中的液滴含量。但是距離不能過(guò)長(zhǎng),從分離效率隨兩級(jí)間距的變化曲線(xiàn)可知,當(dāng)間距超過(guò)240 mm時(shí)分離效率會(huì)大幅下降。這是因?yàn)殚g距越大旋流效果減弱就越明顯,氣液分離也就越困難。
3.2.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)
以上通過(guò)控制變量法探究了各個(gè)參數(shù)對(duì)分離效率的影響規(guī)律,為了驗(yàn)證各參數(shù)之間的交叉影響,以下將進(jìn)行正交試驗(yàn),參數(shù)的詳細(xì)值如表1所示。
表1 參數(shù)詳細(xì)值Table 1 Parameters for orthogonal test
為了快速有效地進(jìn)行多元分析,并以最少的試驗(yàn)次數(shù)獲得較好效果,根據(jù)試驗(yàn)因素和水平的數(shù)量建立了適當(dāng)?shù)幕旌纤秸槐?。基于它們的正交性,選擇了具有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)。正交試驗(yàn)的結(jié)果如表2所示。
表2 正交試驗(yàn)表及模擬結(jié)果Table 2 Orthogonal test results
表3為直觀分析結(jié)果,表4為方差分析結(jié)果。由表3的直觀分析和表4的方差分析可知,極差R1>R2>R3>R4,結(jié)合方差分析中的偏差平方和可知,4個(gè)影響因素按顯著程度依次為:一級(jí)分離段長(zhǎng)度L、兩級(jí)分離段間距D、流速v、含液率α。其中一級(jí)分離段長(zhǎng)度L對(duì)分離效率影響最大,含液率對(duì)分離效率的影響最小。分離效率最優(yōu)的參數(shù)組合為L(zhǎng)3D3v3α1,即一級(jí)分離段長(zhǎng)度128 mm、兩級(jí)分離段間距240 mm、流速35 m/s、含液質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.5。
表3 直觀分析Table 3 Intuitive analysis
表4 方差分析Table 4 Variance analysis
3.2.2 優(yōu)化結(jié)構(gòu)驗(yàn)證
通過(guò)以上正交試驗(yàn)分析得出最優(yōu)參數(shù)組合為L(zhǎng)3D3v3α1。為驗(yàn)證優(yōu)化結(jié)構(gòu)的可行性及高效性,現(xiàn)設(shè)置3組隨機(jī)參數(shù)組合進(jìn)行模擬并與最優(yōu)組合進(jìn)行對(duì)比分析,結(jié)果如表5所示。由表5可知,優(yōu)化結(jié)果可行且有效,分離效率提升顯著。
表5 優(yōu)化結(jié)構(gòu)驗(yàn)證Table 5 Optimized structure verification
3.2.3 分離效率數(shù)學(xué)模型
基于以上研究可知,影響水平管式分離器的分離效率的參數(shù)為:重力加速度g,入口質(zhì)量含液率α,CO2密度ρg,一級(jí)分離段長(zhǎng)度L,CO2黏度μg,兩級(jí)分離段間距D,采出液密度ρl,分離器直徑d,采出液黏度μl,入口流速v。
將各個(gè)參數(shù)整理可將水平管式分離器分離效率η表示為:
η=f(g,ρg,μg,ρl,μl,v,α,L,D,d)
(8)
通過(guò)量綱分析可簡(jiǎn)化為:
η=f(Rel,Reg,n,m,α)
(9)
基于前人研究,水平管式分離器分離效率常表示為如下形式:
η=ef(Rel,Reg,n,m,α)×100%
(10)
以此形式為基礎(chǔ)進(jìn)行優(yōu)化,其優(yōu)化后形式如下:
η=eaRelbRegcnsmtα×100%
(11)
式中:a、b、c、s、t為待定系數(shù),將表3中的模擬結(jié)果代入公式,通過(guò)MATLAB迭代擬合可確定各系數(shù)的值,a=-2.931,b=0.493,c=0.056,s=-0.962,t=-1.151。
以上設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)得出了各參數(shù)下的分離效率,并通過(guò)量綱分析、數(shù)學(xué)擬合方法擬合出分離器分離效率的計(jì)算方程。為驗(yàn)證擬合方程的可靠性,以下選定分離器結(jié)構(gòu)組合一級(jí)分離段長(zhǎng)度128 mm,兩級(jí)分離段間距240 mm,進(jìn)行仿真計(jì)算。并基于選取的結(jié)構(gòu)組合制作出試驗(yàn)樣機(jī),將試驗(yàn)樣機(jī)安裝在試驗(yàn)平臺(tái)上,在室溫和常壓下進(jìn)行試驗(yàn)操作并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,以驗(yàn)證模擬的可行性及擬合方程的可靠性。
試驗(yàn)流程及配套的試驗(yàn)設(shè)備如圖12所示。試驗(yàn)操作時(shí),首先往儲(chǔ)水罐內(nèi)注入適量水,罐內(nèi)水經(jīng)計(jì)量后通過(guò)給水泵輸送至氣液混合罐,液體在混合罐中與空氣充分混合后輸送至水平試驗(yàn)管段,試驗(yàn)段后端有回流泵將試驗(yàn)用水進(jìn)行回收。水平管式氣液分離試驗(yàn)中底流口的液體可通過(guò)稱(chēng)重測(cè)量,氣體則由流量計(jì)測(cè)量,水平出口的氣液流量可通過(guò)分離罐分離后再經(jīng)流量計(jì)測(cè)量,所有參數(shù)均采用數(shù)字化數(shù)據(jù)采集軟件實(shí)時(shí)收集。
圖12 試驗(yàn)流程圖Fig.12 Test process
試驗(yàn)中液膜形成良好,氣液兩相分隔效果理想,且形成的液膜大部分在一級(jí)分離段被捕獲,分離效果良好,如圖13所示。
圖13 試驗(yàn)中液膜被捕獲現(xiàn)象Fig.13 Phenomenon of liquid film being captured in the test
固定氣液流速為35 m/s,改變?nèi)肟诤嘿|(zhì)量分?jǐn)?shù)從0.5~0.9變化,每次增加0.05,共設(shè)置9組仿真及試驗(yàn),仿真與試驗(yàn)的流體均使用水與空氣,均在室溫與常壓下進(jìn)行,結(jié)果如圖14所示。
圖14 模擬與試驗(yàn)對(duì)比Fig.14 Comparison of simulation and test results
由圖14可知,在相同的工質(zhì)與條件下,分離器模擬與試驗(yàn)的結(jié)果較為接近,兩者相對(duì)誤差較小,均在±2%之間,說(shuō)明本文的仿真模擬試驗(yàn)精度較高,進(jìn)一步說(shuō)明試驗(yàn)結(jié)果可行且有效。
(1)通過(guò)CFD仿真計(jì)算分別對(duì)分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)(一級(jí)分離段長(zhǎng)度L、一二級(jí)分離段間隔距離D)以及流動(dòng)參數(shù)(流速、液含率)等進(jìn)行研究,得出以下結(jié)論:L與D對(duì)分離器分離效率影響顯著,分離效率隨著L增大先增大后不變,隨著D增大先增大后減小。分離器對(duì)各參數(shù)的適應(yīng)性較強(qiáng),在各工況下壓降均能維持在1 600~2 800 Pa之間。
(2)設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)?zāi)M計(jì)算出各工況下分離效率,通過(guò)比較顯著性得出4個(gè)影響因素的顯著程度依次為:一級(jí)分離段長(zhǎng)度L、兩級(jí)分離段間距D、流速v、含液率α,并得出最優(yōu)參數(shù)組合,最優(yōu)組合的分離效率大幅提高為93.64%,優(yōu)化結(jié)果可行且有效。通過(guò)量綱分析、數(shù)據(jù)擬合得出分離效率計(jì)算方程,該方程可為實(shí)際的水平管式分離器設(shè)計(jì)、制造及驗(yàn)證提供可靠參考。
(3)參考傳統(tǒng)旋流分離器考慮現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際需求,設(shè)計(jì)并制作新型水平管式CO2驅(qū)采出流體氣液分離器。通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證CFD仿真計(jì)算與實(shí)際值的誤差較小,均在±2%左右。