粒子特性对超声速分离器分离性能的影响

陈佳男，蒋文明，刘 杨，曹学文

(中国石油大学(华东) 储运与建筑工程学院，山东 青岛 266580）

天然气作为一种清洁能源被广泛应用于诸多行业，然而从气井采出的天然气通常含有大量水蒸气和重烃等杂质，导致天然气热值和管道输送能力下降并有堵塞管道和腐蚀设备等危害。 因此天然气净化成为天然气加工处理中的必要环节。 常用的天然气净化包括冷凝分离[1]、吸收[2]、吸附[3]等方法。 冷凝分离是采用焦耳-汤普森效应和涡轮膨胀将天然气制冷，通过低温将水蒸气分离出来。 吸收法是采用液体干燥剂作为脱水工质。 吸附法是通过分子筛、硅胶等固体干燥剂，将液滴吸附在干燥剂上，从而实现气液分离。 但是上述方法通常存在一些缺点。 例如，设备复杂，投资费用高，污染环境等。

超声速分离技术是一项应用于天然气净化的创新技术[4-8]，克服了传统技术所存在的一些缺点，具有以下优点：分离器内部不存在旋转部件，具有较高的可靠性；气体在分离器内停留时间很短，可以防止水合物形成；分离器内部不需添加化学药剂，无污染；最重要的是分离器末端的扩压器可以实现能量转换，将部分动能转换为压能，从而达到节能的目的。

气液密度差是实现气液分离的关键，液滴特性对分离器的分离效率有重要的影响。 本文对超声速分离器内部流动特性进行了数值模拟，建立了连续相与离散相的数学模型，通过离散粒子法研究了液滴密度、液滴粒径和液滴初始速率对分离器分离性能的影响。

1 超声速分离器结构设计

根据旋流器位置不同，可将超声速分离器划分为前置型超声速分离器和后置型超声速分离器。 前置型超声速分离器的旋流器安装于喉部之前，后置型超声速分离器的旋流器安装于喉部之后，即扩张段内。 对于前置型分离器而言，因为其旋流器安装在亚音速段，所以产生的旋流强度相对较弱；对于后置型旋流器而言，旋流产生在超声速段，强度较大。 因此本文采用后置型超声速分离器。

如图1所示，分离器包括进口段、收缩段与扩张段、 排液段和扩压段。 收缩段采用Translation of Witoszynski曲线[9]，扩张段采用等斜率法进行设计[9]，喉部与扩张段之间采用曲线进行过渡。 超声速分离器全长467 mm，进口段为40 mm，收缩段长68 mm，扩张段为257 mm，喉部直径为5 mm。 考虑到旋流强度以及激波的影响，旋流器采用贴壁式旋流器[10]，位置设于喉部之后，距喉部152 mm。

2 数学模型

2.1 控制方程

基于超声速喷管中天然气的流动特性， 气相流动控制方程包括连续性方程、动量方程和能量方程。

连续性方程：

动量方程：

能量方程：

2.2 湍流模型

湍流流场中有许多小漩涡，流层间相互滑移混合，这时的流体作不规则运动，是一种非线性的复杂流动。 Fluent软件中提供了一系列用于模拟湍流流动的数学模型，其中，雷诺应力模型采用各向异性的湍流粘度计算湍流应力，适合超声速分离器中的高速旋流流场。 因此，本研究采用雷诺应力模型模拟超声速分离器内部气体流动情况。

2.3 数值方法及边界条件

根据喷管内气体流动特性，采用压力-速率耦合算法，用SIMPLE算法对压力项进行计算，用二阶迎风格式对能量、动量、湍流动能和耗散率项进行离散以确保计算精度[11-13]，将甲烷设置为工作介质，将分离器进出口设置为压力边界[14]。

压力入口：入口温度为273 K，入口压力为6 MPa。选择湍流强度和湍流粘性比作为湍流参数，分别设置为0.05和1。

压力出口：出口回流温度设置为300 K，出口背压为3 MPa， 湍流强度和湍流粘性分别设置为0.05和6。

壁面边界条件：绝热、无滑移、无渗流边界。

2.4 网格生成及无关性验证

本模拟的计算域为分离器内部有效流动区域，为求解计算域，需要用空间计算网格把计算域划分为离散单元或体积，即网格的生成。 采用对复杂几何结构具有良好适应性的非结构网格进行计算域的划分，由于喉部相对于其他部位较小，并且旋流叶片会扰动流场，所以对旋流叶片以及喉部附近的网格进行加密处理，增加计算精准度。

本文将网格数分别设置为65639、196384、466894、859624， 采用喷管喉部和出口温度作为网格无关性验证的依据， 结果见表1。 从表中可以看出，随着网格数目的增加，温度渐渐趋于稳定，当网格数大于466894时，温度基本不再发生变化。 在确保计算精度的前提下，为了节省计算时间，最终选取网格数目为466894。

表1 不同网格数下喷管喉部和出口温度

2.5 模型验证

采用文献[15]中的喷管和数据验证本文所提出的数值方法的可靠性，文献中采用的工作介质为水蒸气，入口压力与出口压力分别为0.1 MPa和0.083 MPa。数据对比结果见图2，从图中可以看出，模拟结果与文献数据大致吻合，压力变化趋势一致，并且可以准确计算出激波的产生位置，说明上述提出的数值计算方法可以用来预测气体的超声速流动过程。

3 离散相计算模型

为了更好地研究粒子特性对超声速分离器分离效率的影响，对超声速分离过程进行了简化和假设：（1）天然气中可凝组分全部凝结为液滴，并且不会发生汽化；（2）液滴一旦接触超声速喷管扩张段的壁面，就会进入集液槽；（3）在整个分离过程中液滴不会发生破碎与融合现象；（4）如果液滴在集液槽前未被捕获，就会从干气口排出分离器。

3.1 控制方程

在分离器内， 液滴的运动可分解为轴向运动、径向运动和切向运动，可以通过对液滴受力分析和轨迹求积得出，离散相控制方程可以描述为：

式(6)中F为附加的加速率项，包括压力梯度力、质量力、萨弗曼升力和热泳力[16]。根据气体在超声速分离器内部的流动特性，质量力、压力梯度力和热用力均可以忽略不计， 只有萨弗曼升力对离散相（液滴）运动有显著影响。 萨弗曼升力可表述为：

3.2 边界条件

在超声速分离器内部存在回流现象，因此将分离器入口设置为逃逸边界，即使粒子因回流回到计算域中，也不再计算。 扩压器出口设置为逃逸边界条件。 集液槽、排液口和喷管扩张段均设置为捕捉边界，统计分离器内被捕捉的粒子数量。 除此之外的所有边界均设为反射边界。

4 结果与讨论

4.1 分离器内流场分布

基于上述数值求解方法，对超声速分离器内部流场进行了模拟。 图3为分离器内部流体静温与马赫数（Ma）的轴向分布。

从图3可以看出， 气体在拉瓦尔喷管内进行绝热膨胀，速率达到超音速，形成低温环境。 分离器内马赫数与温度分别存在两个极值点， 第一个极值点出现在旋流器之前（x= 0.185 m），第二个极值点出现在拉瓦尔喷管出口（x= 0.300 m）。 其中第一个极值点的出现是由于旋流器导致管道流通面积减小，形成激波。 激波后的温度骤升， 流速降至亚音速（Ma＜1）。 由于排液间隙的存在，导致流场产生剧烈扰动，从而产生第二个激波，出现第二个极值点。在第二激波后，气体进入扩压器内并伴随着能量转换，气体的动能转换为压能，实现压力恢复。

4.2 液滴密度对分离性能的影响

为了研究粒子物性对分离器分离效率的影响，对分离效率进行如下定义：

通过离散粒子模型， 将液滴入射面设置在x= 130 mm处（认为天然气中的可凝组分在该处发生凝结），并将液滴密度设置为700 kg/m3、800 kg/m3、900 kg/m3、1000 kg/m3、1100 kg/m3、1200 kg/m3。

图4为液滴密度对分离器分离效率的影响。 从图中可以看出，液滴密度上升导致分离器的分离效率增加，当密度从700 kg/m3升至1200 kg/m3时，分离效率从45.3%增至62.1%。 由离心公式可知，当液滴其它条件不变时，密度增加导致液滴所受离心力上升，增大了液滴被甩至壁面的可能性，从而增大了分离效率。

4.3 液滴初始速率对分离性能的影响

离散粒子法假设离散相被充分稀释，颗粒速率与气相速率相同。 因此通过改变分离器进出口参数可实现液滴速率的改变。 通过改变进出口参数，分别将粒子初始速率设置为460 m/s、590 m/s、680 m/s、750 m/s、830 m/s。

图5展示了液滴初始速率对分离效率的影响。从图中可知，液滴初始速率的增加导致分离效率上升，当初始速率从460 m/s增加至830 m/s时，分离效率由55.1%增至82.3%， 增加了27.2%。 由此可以看出，增加液滴初始速率对于液滴的分离效率有明显的提升。 主要是因为本研究设置的是液滴初始速率而非轴向速率（在离散粒子模型中设置轴向速率会导致液滴速率不变）， 液滴会随着气体流速的上升而上升，经过旋流器后，速率较大的液滴会获得较高的切向速率和离心力。 因此，在设计超声速分离器的过程中，应该在推迟激波产生的前提下，尽量增大喷管的扩张半角，使喷管出口的马赫数尽可能的升高，从而加大液滴的速率。 除此之外，可以通过增加旋流叶片角度、叶片数量等方式获得更高的旋流强度，以此增大液滴的切向速率。

4.4 液滴粒径对分离性能的影响

通过超声速凝结特性可知，随分离器入口压力和温度的不同， 分离器内凝结的液滴粒径也不同，在超声速分离过程中， 液滴半径范围在0.1～3.0 μm之间，因此将液滴半径分别设置为0.1 μm、0.5 μm、1.0 μm、1.5 μm、2.0 μm、2.5 μm、3.0 μm。

图6描述了液滴半径对分离效率的影响， 可以看出，液滴半径对分离效率的影响极大，当液滴半径由0.1 μm增加至2.5 μm时，分离器的分离效率从23.7%增加到90.4%，增加了66.7%；液滴由2.5 μm增加至3.0 μm时，效率从90.4%增加到92.3%，仅仅增加了1.9%。 由此可以看出，当液滴半径超过一定数值时，半径对分离效率的影响不再显著，这是因为此时离心力在控制液滴运动中不再起主要作用。 为了增大分离器的分离效率，应该尽可能地增大液滴半径，可以通过减小拉瓦尔喷管扩张角或者加大旋流强度来增大液滴碰撞概率，使液滴半径处于一个较高水平。

5 结论

本研究通过计算流体力学软件Fluent建立了超声速分离器内部气体流动的数学模型以及离散相模型，模拟了分离器内部气体流动过程，研究了液滴特性对分离效率的影响，主要结论如下：

（1）由于旋流器和排液间隙的影响，在旋流器之前和拉瓦尔喷管出口均出现了激波，激波后的气体参数出现极大的变化。

（2）液滴密度与液滴初始速率的增加均会导致分离效率的提升，其原因主要是液滴所受离心力的增大。 因此在分离器设计时，应该在推迟激波产生的前提下，增加喷管扩张段角度，提升液滴速率，或者增大旋流强度，提升液滴的切向速率。

（3）液滴半径增大同样会导致分离效率增加，但是当液滴半径超过一定数值时，离心力不再起主要作用，此时增大液滴半径对分离效率的提升几乎没有效果。 在设计分离器过程中可以减小喷管扩张角或者增大旋流强度来增加液滴碰撞概率，使多个小液滴融合为一个大液滴从而增大分离效率。 但是减小扩张角度会降低液滴速率，因此应该选择适当的角度，使分离器达到最佳分离性能。

符号说明

a1、a2、a3-常数，无量纲；dij-应变张量，无量纲；dl-颗粒直径，m；E-总能，J；FD-阻力系数，无量纲；Fs-萨弗曼升力，N；g-重力加速度，m/s2；Ks-常数，Ks=2.584；ntrap-捕获的液滴数量，无量纲；nescape-逃逸的液滴数量，无量纲；p-气相压力，Pa；q-热通量，W/m2；Re-雷诺数，无量纲；t-时间，s；u-气相速率，m/s；ul-离散相速率，m/s；ρ-气相密度，kg/m3；ρl-离散相密度，kg/m3；νg-动态粘度，N·s/m2。