矩形入口噴嘴高寬比對管柱式氣液分離器性能的影響研究

楊志鵬，李強，李慶領

(1. 青島科技大學機電工程學院，山東青島 266061；2. 青島科技大學氣候變遷與能源可持續發展研究院，山東青島 266061)

氣田生產過程中，常有液相伴隨氣相一并產出，不僅嚴重影響管道的輸送效率，導致腐蝕問題[1-3]，還影響氣相計量的準確性[4-5]。對此，需要借助分離器對氣液相進行分離，然而傳統分離器的分離效果、結構尺寸、適用范圍等方面存在諸多問題，不能很好地滿足實際生產的需要，設計一種新型高效分離器變得十分重要。

近年來，以旋流分離原理為基礎的氣液分離設備因其體積小、分離效率高、性能可靠等優點，在油氣開發、計量、輸送等過程中得到廣泛應用[6-8]。其中，管柱式氣液分離器(gas-liquid cylindrical cyclone，GLCC)是最為典型的一類旋流式氣液分離器，最早由雪佛龍公司提出，經美國塔爾薩大學多相流技術實驗室開發完善后在油氣工業中不斷普及應用。管柱式氣液分離器的入口噴嘴結構主要包括新月形、矩形和同心圓形等3種。馮進等[9]和路遠[10]的研究指出，同等條件下矩形入口截面要優于同心圓截面與新月形截面。與此同時，管柱式氣液分離器噴嘴截面積的改變也會影響分離器的分離性能。Hreiz等[11]研究發現，矩形截面積過小，將導致液體“短路”，使分離器分離效率下降。因此，選取合理的矩形入口噴嘴尺寸對提高GLCC的分離效率和操作范圍至關重要。此前，國內外眾多學者僅對管柱式氣液分離器截面積的優化進行了研究，而對矩形入口噴嘴高寬比的研究則較少[12-14]。管柱式氣液分離器的矩形入口噴嘴高寬比對分離效率、壓降等的影響較大。一方面，矩形入口噴嘴高寬比的改變會影響入口截面處分離器筒體內的切向速度與軸向速度分布。液滴切向速度大，所受離心力就越大，就越容易分離；軸向速度過大，會使液滴攜帶增多，從而降低分離效率。另一方面，由于入口傾斜管段直接和GLCC入口噴嘴相連接，這種改變還會影響傾斜管道流型的分布。入口傾斜管中為分層流時有助于氣液兩相的預分離，從而提高GLCC分離性能。壓降方面，矩形入口噴嘴高寬比的改變會使分離器摩阻損失與局部水頭損失發生變化，從而影響分離器壓降。

為了更深入地了解管柱式氣液分離器的分離過程和機理，通過數值模擬的方法綜合分析入口截面積相同的情況下，矩形入口噴嘴高寬比對分離效率和壓降的影響，為管柱式氣液分離器的優化結構設計提供指導。

1 計算模型及設置

1.1 計算模型

GLCC 涉及復雜的氣液兩相旋流，氣液兩相在入口處混合程度較高，在分離器內部流體的運動過程中，假設流體是連續、均勻、不可壓縮的，且忽略流體與壁面摩擦產生的熱量，不考慮能量的轉移。由于歐拉雙流體模型中每一相都有各自的動量方程和連續方程，通過壓力和相間交換系數耦合，充分考慮相間作用力，因此多相流模型選用歐拉雙流體模型。歐拉雙流體模型不能清晰地模擬出氣液相界面，故而在歐拉雙流體模型中融入Multi-phase VOF 求解算法。

對于湍流模型，RNG k-ε模型適用于中低度旋流強度的旋流場模擬，能夠更好地解決高應變率和較大流體流線彎曲率的問題，同時方程求解過程中有較好的收斂性和穩定性。還有研究表明，RNG k-ε模型能很好地對GLCC 內部旋流場進行數值模擬[15-17]。

1.2 管柱式氣液分離器模型

管柱式氣液分離器幾何模型見圖1，尺寸見表1。GLCC 入口噴嘴的截面積應保證入口液相切向流速在4.0～6.0 m/s，流速過小或過大都不利于氣液分離。因此，GLCC 模型采用Gomez 等[12]提出的設計方法得到管柱式氣液分離器的漸縮截面面積，計算公式如下：

表1 管柱式氣液分離器矩形入口噴嘴幾何參數

圖1 管柱式氣液分離器幾何模型

式中：Asolt為入口噴嘴漸縮截面積，m2；Ainlet為入口截面積，m2；Fsolt為常數，取0.35。

對分離器入口噴嘴結構進行優化，保持入口噴嘴漸縮截面積不變，改變分離器入口噴嘴高寬比(h/b)，得到6種不同的入口尺寸(1.5，2，2.5，3，3.5，4)。尺寸參數如表1所示。

1.3 邊界條件及數值模擬方法

對于求解方法，壓力與速度耦合采用Phase Coupled SIMPLE 算法，壓力梯度項的插補采用PRESTO 格式，湍動能、湍流耗散率等采用QUICK格式。

模擬介質為空氣與水。模擬過程中氣液相流量是確定值，故可選擇速度入口作為入口邊界條件。氣相出口連通大氣，選擇壓力出口pg,outlet為0 Pa。試驗過程中，該分離器內部存在一定的液位H，液相出口也采用壓力出口pl,outlet，具體數值可由公式(2)計算得出。壁面采用無滑移邊界，近壁面采用標準壁面函數處理。

式中：ρ為液相密度，kg/m3；g為重力加速度，一般取9.8 N/kg。

1.4 網格劃分及無關性驗證

利用ICEM 對管柱式氣液分離器進行網格劃分，采用六面體結構。通過控制節點數與網格數量，以分離器壓降(入口和溢流管之間的溢流壓降)作為參考值進行網格無關性驗證。不同網格數下壓降的變化見圖2。

圖2 不同網格數下壓降的變化

由圖2 可見：隨著網格數的增加，壓降呈先降低后平緩的趨勢。當網格數大于60 萬時，壓降無明顯變化，網格數目對模擬結果的影響可以忽略。因此，選用網格數量為643780 的網格模型進行后續計算。

2 數值模擬結果與分析

2.1 矩形入口噴嘴高寬比對速度場的影響

分離器內部速度場的分布情況與分離器的分離性能相關性較大。因此，在氣相流量Qg=120 m3/h，液相流量Ql=27.71 m3/h條件下，選取4個截面，高度(y)分別為800，1200，1400，1800 mm，考察矩形入口噴嘴高寬比對GLCC內部速度場的影響，進一步分析對GLCC分離特性的影響。

2.1.1 矩形入口噴嘴高寬比對氣相切向速度的影響

筒體內部切向速度的大小決定了離心力的大小，是影響管柱式氣液分離器分離效率的主要因素。分離器內不同橫截面處切向速度受矩形入口高寬比的影響見圖3。

圖3 GLCC筒體內部切向速度分布情況

由圖3 可見：切向速度的分布大致呈現出靠近邊壁處切向速度大、中心處切向速度小的特點，符合典型的Rankine 渦分布[18-19]，邊壁處為準自由渦，中心區為準強制渦。由于邊壁為無滑移邊界條件，壁面處切向速度為0 m/s。隨著截面位置由下至上先接近入口后遠離入口，筒體內部切向速度會發生明顯的先增大后減小的趨勢。從4 個截面位置的切向速度大小來看，整體表現為當高寬比為2 和2.5時，其最大切向速度要高于其他入口噴嘴高寬比結構，可以預見，分離效果相較其他入口噴嘴結構將更好。在截面高度y=800 mm 處，不同高寬比入口噴嘴的渦核中心都相對固定，基本與筒體軸心重合。在入口處附近的截面，即y=1200 mm 與y=1400 mm 處，呈現出非對稱的Rankine 渦分布，這是因為此處靠近入口噴嘴，在筒體結構下，氣液相的切向速度變化很大，形成的旋渦極不穩定。隨著高度的增加，在筒體的上半部分截面y=1800 mm 處，渦核發生偏移，導致液滴返混并從氣相出口流出，對分離產生不利影響。

2.1.2 矩形入口噴嘴高寬比對氣相軸向速度的影響

GLCC 筒體內不同截面處的氣相軸向速度分布情況見圖4。

圖4 GLCC筒體內部軸向速度分布情況

由圖4 可見：在截面y=800 mm 處，靠近壁面附近的氣相軸向速度與中心位置的軸向速度方向相反。這是由于此處旋流強度較強，在離心力的作用下徑向的壓力梯度導致GLCC 在渦核中心區域出現低壓區。在入口噴嘴附近的截面y=1200 mm 處，由于靠近入口噴嘴位置，此處湍流擾動程度大，導致軸向速度變化劇烈，呈現不規則分布的特點。在截面y=1400 mm 與y=1800 mm 處，氣相軸向速度的方向保持不變，這是因為在GLCC 上部筒體，旋流強度較弱，相比于切向速度，軸向速度隨軸向位置的變化衰減較??；相比于切向速度，軸向速度對液滴的帶出有促進作用。從整個軸向速度分布情況來看，h/b=2.5 的入口噴嘴結構在筒體內部的軸向速度明顯比其他幾種結構更小，對分離效率產生的不利影響也最小。

2.2 矩形入口噴嘴高寬比對分離效率的影響

2.2.1 入口截面氣液的分布

在氣相流量Qg=120 m3/h，液相流量Ql=27.71 m3/h，入口筒體截面y=1350 mm 條件下，不同的入口噴嘴高寬比下液相體積分數的分布見圖5。

圖5 入口筒體截面處液相分布

由圖5 可見：在筒體內壁附近，液體體積分數最高；而在筒體軸心區域，液相體積分數最低。這是因為在旋流的過程中，液體切向進入筒體，由于氣液兩相存在密度差，液滴在離心力和重力作用下向筒壁遷移聚結形成液膜并向下沉降；而旋流器中心部分的小液滴所受的離心力較小，湍流強度最大，湍流擾動使得液相不易形成大液滴，所以這部分小液滴易被上旋的內旋流帶進氣相出口隨氣體排出，并對分離效率造成不利影響。且當矩形入口噴嘴高寬比為2 和2.5 時，筒體邊壁處液體體積分數更高。這是因為這兩種結構的入口切向速度較大，液滴所受離心力更大，更容易快速聚集并在重力作用下向下沉降，有利于提高分離器的分離效率。

2.2.2 氣液流量對分離效率的影響

管柱式氣液分離器分離效率的評價指標主要有兩個，即氣體含液率(liquid carry over，LCO)和液體含氣率(gas carry under，GCU)。由于管柱式氣液分離器液體出口處有平衡液位的存在，液體含氣率近乎為0。因此，研究過程主要關注氣液分離器的氣體含液率，即分離器的液相分離效率，計算公式見式(3)：

式中：Ql-gas為氣相出口液相體積流率，m3/h；Ql-in為入口液相體積流率，m3/h。

不同的氣體處理量和液體處理量條件下，入口噴嘴高寬比對分離效率的影響見圖6。

圖6 GLCC液相分離效率

由圖6 可見：在同等工況下，高寬比為2.5 的液相分離效率最高，當氣相流量或液相流量增大時，液相分離效率逐漸降低。當高寬比為3、3.5 和4 時，液相分離效率明顯低于高寬比為1.5、2.5和3時的入口結構，而且分離效率隨氣液體積流量增加而降低的速度更快。分離效率低的主要原因是入口結構的高寬比過大，更容易造成液體的短路流，致使過多的液體被氣體帶至溢流口處。

2.2.3 黏度對分離效率的影響

水和甘油的黏度分別以0.001，0.03 Pa·s 計，以水和甘油為介質，考察黏度對分離效率的影響，結果見圖7。

圖7 不同黏度下的分離效率

由圖7 可見：液體黏度增大到0.03 Pa·s 時，在不同入口噴嘴高寬比下分離效率均有一定程度的下降。因液體黏度增大后，氣液之間阻力增大，液滴向筒壁運動速度減小，分離所需時間增大，導致氣體攜帶液滴增多。盡管如此，入口噴嘴高寬比為2.5 時，分離器的分離效率均優于其他結構尺寸。

2.3 矩形入口高寬比對壓降的影響

GLCC 壓降主要包括氣相出口/溢流口壓降和液相出口/底流口壓降，對溢流口的壓降重點討論。不同氣相流量條件下壓降隨入口噴嘴高寬比結構變化的曲線見圖8。

圖8 GLCC壓降隨氣相流量的變化

由圖8 可見：隨著高寬比增大，分離器壓降均呈現先減小后增大的特點。當入口噴嘴高寬比為1.5、2 和2.5 時，筒體內氣液兩相切向速度與軸向速度共同造成的阻力損失之和較大，導致壓降很大；當入口噴嘴高寬比為3 和3.5 時，筒體內氣液兩相切向速度與軸向速度共同造成的阻力損失之和減小，壓降也逐漸變??；入口噴嘴高寬比為4 時，筒體內氣液兩相切向速度與軸向速度共同造成的阻力損失之和再次增大，壓降則隨之變大。而當入口噴嘴高寬比為3.5 時，分離器壓降最小。此外，隨著氣相流量的增大，管柱式氣液分離器溢流口壓降整體也相應地增大。

3 結論

1)改變GLCC 的矩形入口噴嘴高寬比時，不會導致分離器內部整體流場結構的改變，但是會影響分離器流體切向速度與軸向速度的大小。矩形入口噴嘴高寬比為2.5 時，分離器內切向速度較大。此時液滴所受離心力較大，分離器分離效率最高。

2)當液體或氣相流量增大時，管柱式氣液分離器的分離效率都會降低。此外，液體黏度的增加會使分離器的分離效率降低。

3) GLCC 溢流口壓降隨氣相流量增大而增大，且當矩形入口噴嘴高寬比為3.5 時，所消耗的能量最小，壓降最低。

4)鑒于分離器最優壓降與最優分離效率時對應的矩形入口噴嘴高寬比存在差異，故在優先考慮分離效率的情況下，宜選用矩形入口噴嘴高寬比為2.5。