譚依玲，袁紹軍，楊佳奇

（1. 四川大學 化學工程學院，四川 成都 610225；2. 昊華氣體有限公司西南分公司，四川 成都 610225；3. 成都西柚子科技有限公司，四川 成都 610500）

隨著國家提出力爭在2060 年前實現(xiàn)碳中和的目標，我國的能源供需結構發(fā)生了重大變化。未來國內的天然氣消費將會迎來大規(guī)模的增長，除增加進口天然氣總量外，國內的天然氣開采量也會逐漸增加。開采出的天然氣含有多種雜質，需要對含雜質天然氣進行分離后方能應用，天然氣化工領域常用的分離器主要為立式旋風分離器和臥式分離器[1]。立式旋風分離器主要處理密度差較大的相，如氣液、氣固和液固等，與沉降或者過濾分離對比，旋風式分離器具有結構簡單、占地面積小、成本較低和可在高溫高壓下工作等優(yōu)點。臥式分離器相較于傳統(tǒng)分離器具有分離效率高、處理介質復雜情況效果好的優(yōu)點。在石油天然氣化工領域，立式旋風分離器及臥式分離器被廣泛應用。

研究分離器的分離效率主要有實驗研究和數(shù)值分析研究兩種方法，實驗研究主要以中試為基礎，確定尺寸后進行終試，現(xiàn)場實驗提取終試數(shù)據與中試數(shù)據對比；數(shù)值分析主要采用多相流模型和湍流模型相結合的方式進行研究。目前，研究分離器分離效率及流場分布的主要方法為數(shù)值分析結合實驗研究，通過實驗數(shù)據修正數(shù)值分析輸入參數(shù)，在修正模型的基礎上通過數(shù)值分析模型去驗證流場分布規(guī)律。2007 年，曹學文等[2]采用計算流體力學的技術研究了超聲旋流分離器內的物性及流場特性，分析了超聲速旋流分離器內部的溫度、壓力和速度等參數(shù)的變化規(guī)律，研究了凝析液滴在超聲速旋流分離器內的運動軌跡和液滴停留時間；2007 年，李仁年等[3]采用FLUENT軟件對一旋風式分離器內部氣相流場和顆粒的運動進行了分析，采用多相流和拉格朗日方法相結合，湍流模型采用k-e RNG，最終得到了分離效率的影響因素；2008，張慢來等[4]運用CFD技術優(yōu)化設計了一種新型的離心式氣液分離器，對分離器內部的流場進行了討論，并將數(shù)值分析結果與實驗進行了對比；2010 年，吳小林等[5]通過實驗的方式系統(tǒng)的評價了天然氣凈化用多管旋風分離器的分離性能，研究了流速范圍在6~24 m/s，入口顆粒含量在30~2000 mg/m3內多管旋風分離器的分離效率和分級效率；2014 年，呂智等[6]針對旋風分離器的適用性問題，研究了不同工況條件下各個工作參數(shù)對分離器效率的影響，將固體粒徑和密度以及分離器的入口速度作為變量，采用k-e RNG模型，基于多相流模型和拉格朗日相結合的方式對旋風式分離器內部流場進行了分析討論，并引入正交試驗的方式對各變量影響因素進行了研究；2018 年，段振亞等[7]詳細介紹了天然氣超音速旋流分離技術，分析了近年來國內外有關的實驗研究現(xiàn)狀和數(shù)值模擬及實驗研究的進展，并對未來天然氣超音速旋流分離技術亟待解決的關鍵問題提出了展望；2021 年，李昊琦等[8]根據已有研究結果，對立式旋風分離器結構進行了優(yōu)化，分析了優(yōu)化后結構對其性能的影響，結果表明旋風分離器分離效率與分離筒直徑有較大的關系，35 mm為一個臨界點，低于35 mm時分離效率隨著分離筒直徑的增大而增加，高于該數(shù)值則不再適用。

本文通過數(shù)值分析的方法對含油水砂礫天然氣的多相流分離器進行分析研究，討論在給定處理量（混合物入口流速2.5 m/s）、給定組分比下（油體積分數(shù)為9%、氣體積分數(shù)為10%、水體積分數(shù)為81%，砂礫含量為300 mg/m3），臥式分離器和立式旋風分離器組合的工藝處理分離效率。總結目前調研文獻內容，大多為對單個分離器進行分析研究，將臥式分離器和立式旋風分離器耦合計算的較少，在此基礎上對結構的優(yōu)化較少?；谏鲜鰞牲c，本文擬采用數(shù)值分析的方法對立式旋風分離器和臥式分離器耦合計算進行分離效率及內部流場研究，并在計算結果基礎上對分離器結構進行優(yōu)化，將優(yōu)化前后數(shù)據及分離效率進行對比。通過實現(xiàn)立式臥式分離器的耦合計算，可以將單個設備的數(shù)值分析研究放大到一個簡單工藝流程的數(shù)值分析研究，研究內部更加貼近工程實際。

1 模型及實驗驗證

1.1 幾何模型及計算工況

計算對象為立式旋風分離器和臥式分離器的組合裝置，主要討論兩種分離器組成工藝的分離效率，并對現(xiàn)有設備進行優(yōu)化，分離器的幾何模型及工藝流程示意圖如圖1 所示。

由圖1 可知，整個工藝由臥式分離器和立式旋風分離器組成，在臥式分離器中主要實現(xiàn)天然氣、油與水、砂礫的分離，立式旋風分離器中主要實現(xiàn)天然氣和油的分離，經過該工藝實現(xiàn)油氣水砂礫多相分離。臥式分離器長2500 mm，直徑300 mm，入口管徑40 mm，油相出口管徑30 mm，水相出口管徑20 mm，在臥式分離器中，油相出口部分設置有擋板，用于分離油氣兩相。立式旋風分離器主筒直徑為75 mm，油出口管徑為20 mm，水出口管徑為20 mm，天然氣出口管徑為30 mm，立式旋風分離器中直徑較大的為主筒，主筒長度為378 mm，直徑較小的為副筒，副筒長度為850 mm，整個工藝流程入口位于臥式分離器器油氣水砂礫入口。

圖1 分離器幾何模型及工藝流程Fig. 1 Geometric model and process flow of separators

主要討論含油水砂礫天然氣的分離效率，通過數(shù)值分析研究含油水砂礫天然氣在臥式分離器及立式旋風分離器中的分離效率及內部流場分布情況，輸入參數(shù)如表1 所示。

表1 輸入參數(shù)Table 1 Input parameters

1.2 網格劃分

采用ANSYS-ICEM對幾何模型進行網格劃分，進行網格無關性分析，其中分別對立式旋風分離器和臥式分離器進行網格無關性分析，立式旋風分離器劃分網格數(shù)分別為18 萬、45 萬、86 萬、164 萬和359 萬，臥式分離器劃分網格數(shù)分別為23 萬、65 萬、135 萬、306 萬和895 萬，所劃分網格最小網格質量均在0.3 以上，平均網格質量在0.7 左右，網格劃分方式為四面體網格填充，選取入口壓力作為判定網格是否收斂的標準，繪制曲線如圖2 所示。

由圖2 可知，隨著網格單元數(shù)的增加，入口壓力逐漸增大，對于立式旋風分離器，當網格數(shù)達到164 萬時入口壓力數(shù)值穩(wěn)定，隨著網格數(shù)的增加，入口壓力數(shù)值變化趨勢趨于平穩(wěn)；對于臥式分離器，網格數(shù)為306 萬時壓力穩(wěn)定，在后續(xù)計算中選取該種尺度下的網格進行分析討論。

圖2 網格無關性曲線Fig. 2 Grid independent curves

圖3為兩種分離器的網格分布規(guī)律，采用全域控制單元尺寸，局部加密的方式進行處理。

圖3 臥式分離器(a)和立式旋風分離器(b)的網格尺度分布模型Fig. 3 Grid distribution models of horizontal separator (a)and vertical cyclone separator (b)

1.3 控制方程

采用數(shù)值分析的方法對計算域進行離散求解分析，通過迭代逼近的方式對離散的偏微分控制方程進行求解，方程的表述形式采用歐拉描述方法[9]。主要方程為質量守恒方程、動量守恒方程及能量守恒方程。

質量守恒方程：

式中，ρ—流體密度，kg/m3；t—時間，s相速度矢量，m/s；Sq—q相質量源相；α—不同相的體積分數(shù)，%；q和p分別代表兩相，m—兩相間的質量轉化，kg/s；mpq—相p轉化為相q的質量，kg/s；mqp—相q轉化為相p的質量，kg/s。

式(1)為q相的質量守恒方程，p相的質量守恒方程和q相質量守恒方程類似。

動量守恒方程：

式中，F(xiàn)—各類相間作用力（下標為lift代表升力，wl代表壁面潤滑力，vm代表虛擬質量力，td代表湍流擴散力），N；P—壓力當?shù)刂亓铀俣?，相間作用力系數(shù)應力張量。

能量守恒方程：

式中，h—焓變；Sq—熱源；Qpq—p，q兩相之間的熱交換強度相速度矢量，m/s。

該分析中不涉及到熱量分析，因此不考慮傳熱，在整個分析中相間作用力較為重要。

1.4 模型驗證

針對處理含固體顆粒雜質天然氣應用到的分離設備，選取某型號兩相分離器（氣-固），通過數(shù)值分析的方法對該型號氣固分離器的分離效率進行仿真，并將其結果與該種設備的實驗數(shù)據進行對比，選用模型的詳細參數(shù)見參考文獻[10]中，圖4 為數(shù)值分析實驗驗證選用的模型尺寸。

圖4 實驗模型尺寸Fig. 4 Experiment model

采用穩(wěn)態(tài)壓力基求解器進行數(shù)值仿真，采用mixture多相流模型考慮氣固相、k-eRNG考慮湍動能，通過phase interaction考慮相間的作用力，主要包括曳力、壓力梯度力、升力和Stokes力。分離器入口選用速度入口，設備處理量出口選用壓力出口，壁面無滑移，離散格式采用二階迎風，迭代算法采用SIMPLE算法。以下對分離效率的實驗數(shù)據和仿真計算結果進行對比，主要對分離器壓降和分離效率與所選用數(shù)值分析模型進行模型驗證，其中分離效率在顆粒粒徑選擇為7 μm時，數(shù)值仿真結果為90.50%，與此對應的實驗數(shù)據為93.60%，壓降對標數(shù)據如圖5 所示。

圖5 模型驗證對比Fig. 5 Model validation comparison

如計算結果所示，本文所選用的數(shù)值分析模型具有有效性，隨著速度的增大，通過數(shù)值分析計算得到的結果與實驗結果最大誤差出現(xiàn)在速度為10 m/s時，此時數(shù)值分析計算得到壓降數(shù)據為412 Pa，對應實驗數(shù)據為399 Pa，最大誤差為3.26%。通過將數(shù)值分析結果與實驗數(shù)據對標能證明所選用數(shù)學物理模型能較為準確地預測分離效率及內部流場分布。

2 結果討論

在給定輸入參數(shù)條件下，采用給定數(shù)學物理模型對所劃分網格計算域進行分析。

2.1 臥式分離器分析

臥式分離器入口進入含油水砂礫的天然氣，由于重力和出口折板的作用，初步實現(xiàn)了天然氣、油與水砂礫分離的效果，計算結果如圖6 所示。

圖6 臥式分離器內部流線分布(a)和云圖分布(b)Fig. 6 Streamline distribution (a) and cloud distribution (b)inside horizontal separator

天然氣由上端出口被分離，由于油密度較小，因此在出口處天然氣攜帶部分油，通過統(tǒng)計出入口天然氣及油的質量流量，計算得到，臥式分離器中有92.60%的天然氣被分離，86.70%的油被分離，砂礫沉積在臥式分離器底端，水則從左下角出口分離。從流線圖中可以看出混合物進入臥式分離器后有較大的擾動，經過臥式分離器中段后，流線逐漸趨于平穩(wěn)。實際工程中也證明，平穩(wěn)的流線更利于臥式分離器的分離效率提升。

2.2 立式旋風分離器分析

通過UDF將臥式分離器中天然氣出口處的介質作為旋風分離器入口邊界條件，對立式旋風分離器中的天然氣分離效率進行了分析研究。以下主要從相云圖分布和流線等對立式旋風分離器進行分析討論。

通過計算對比入口天然氣的總質量與監(jiān)測面旋風分離器頂端的出口天然氣總質量可以得到，該設計及工況條件下的立式旋風分離器分離效率為96.30%。圖7 為旋風式分離器內部流場氣相云圖。

圖7 旋風式分離器氣相云圖三維分布(a)和二維分布(b)Fig. 7 Three-dimensional distribution (a) and twodimensional distribution (b) of cyclone separator gas phase cloud image

從圖7 可以看出，在旋風式分離器中油氣混合物從入口端進入，由于離心力的作用，天然氣的密度較小，慣性小，在旋風式分離器的中間位置出現(xiàn)氣柱，由于浮力作用，該氣柱從頂端出口上升逃逸，剩余油沿著立式旋風分離器壁面螺旋下降并沉積在下端排除，實現(xiàn)分離效果，如圖7(b)所示，中間位置越靠近上端，氣柱體積分數(shù)越大，在旋風式分離器底部基本沒有，因此分離效率較好。

圖8為旋風式分離器湍動能分布規(guī)律。從圖8可以看出，在旋風式分離器中軸附近上端位置湍動能較大，主要是因為油氣水混合物剛進入時離心力作用，造成湍動能較大，下端由于脈動較小，因此湍動能較小。

圖8 旋風式分離器截面(a)和剖面(b)湍動能分布Fig. 8 Turbulent kinetic energy distribution in cross section(a) and vertical section (b) of cyclone separator

圖9為流線分布圖，從中可以看出內部的流動情況，油氣水的分離主要是因為該種旋流在密度差的情況下形成分離。

圖9 旋風式分離器天然氣流線速度三維分布(a)和流線ID三維分布(b)Fig. 9 Three-dimensional velocity distribution (a) and streamline ID 3D distribution (b) of natural gas

2.3 分離器結構優(yōu)化分析

在文獻[11]基礎上，對臥式分離器內部進行了優(yōu)化設計，主要方法為通過增加擋板、折流板的方式增大內部油水混合物的流動距離和停留時間，從而提高油水的分離效率，優(yōu)化結構如圖10 所示。

圖10 臥式分離器優(yōu)化位置Fig. 10 Optimized position of horizontal separator

如圖10 所示，在優(yōu)化后的臥式分離器中增加了5 處擋板或折流板、分別為a、b、c、d以及e。增加折流板或擋板后，天然氣的分離效率達到94.50%，油的分離效率達到92.10%。圖11 為臥式分離器優(yōu)化后內部的流場分布。如圖11(a)所示，折流板的增加使油水混合物從入口端進入后經歷的路程增加，從而導致停留時間增加。如圖11(b)所示，折板處油的體積分數(shù)較其余處大，結合流線認為折流板有利于臥式分離器的天然氣油水的分離，增加分離效率。

圖11 臥式分離器優(yōu)化后內部流場流線分布(a)和云圖分布(b)Fig. 11 Streamline distribution (a) and cloud distribution(b) of internal flow field of optimization horizontal separator

2.4 優(yōu)化前后數(shù)據對比分析

表2為分離器優(yōu)化前后天然氣油水等的各項技術指標。從表2 可以看出，通過在臥式分離器中增加折板，延長臥式分離器中氣油水的停留時間，可以有效提高分離器的分離效率。經過出入口統(tǒng)計，優(yōu)化后的整個工藝流程中，天然氣的分離效率從89.33%提高到91.11%，油的分離效率從86.67%提高到92.10%。

表2 優(yōu)化前后數(shù)據分析Table 2 Data analysis before and after optimization

3 結論

針對天然氣行業(yè)中的分離設備，采用數(shù)值分析的方法對立式旋風分離器、臥式分離器內部流場及分離效率進行了研究分析。在所選用數(shù)學物理模型有效性的基礎上，討論了含油水砂礫天然氣在分離器中的分離效率及內部流場分布規(guī)律；基于計算結果并結合調研文獻，針對臥式分離器分離效率較低的情況，對臥式分離器內部進行了結構優(yōu)化，通過增加擋板、折流板的方式進行了分析討論。得到了以下結論。

（1）采用mixture多相流模型、k-eRNG湍流模型的方式能有效的模擬含油水砂礫天然氣在分離器中的分離效率和流場分布規(guī)律，對標實驗數(shù)據最大誤差為3.26%

（2）立式旋風分離器中軸周圍湍動能較大，最大速度出現(xiàn)在頂端出口下部位置。由于天然氣密度較小和受到離心力的作用，天然氣會在分離器中軸上端部分形成錐狀氣柱，該氣柱的規(guī)模決定了分離效率的高低，氣柱越短，分離效率越高。在給定模型尺寸和工況參數(shù)情況下，立式旋風分離器的分離效率較高，能達到95.00%以上。

（3）臥式分離器能較好的實現(xiàn)油氣水砂礫的第一階段分離，但含油部分的分離效率較低，主要是因為油水相在分離器內的停留時間較短。通過在臥式分離器中增加折流板、擋板的方式，延長了油水在分離器中的停留時間，從而提高了臥式分離器的效率。優(yōu)化后臥式分離器天然氣分離效率從92.60%提高到94.50%，油分離效率從86.70%提高到92.10%。整個工藝流程中，天然氣分離效率從89.33%提高到91.11%，油分離效率從86.67%提高到92.10%。