基于气液分离的天然气双入口优化设计

邢树宾 陈瑶瑶 杨乐乐 余福春 许晶禹 吴应湘

1.中国科学院力学研究所 2.中国科学院大学工程科学学院 3.中石化石油工程技术研究院有限公司 4.华南理工大学土木与交通学院 5.中国石化胜利石油工程有限公司塔里木公司

0 引言

天然气井采出液通常是气液混合物，在对采出液进行集输的过程中容易形成段塞流，诱发振动，这会影响仪表的精确度以及下游设备的正常工作，并且液态水与天然气中的H2S或CO2接触后会生成具有腐蚀性的酸，严重影响集输生产管道寿命与安全，因此需尽快对采出液进行气液分离。传统的分离工艺主要依靠重力式分离器进行气液分离，但是重力式分离器存在体积和质量庞大，分离时间长，分离效率低等缺点，已不再满足生产要求，而依据离心原理设计的气液旋流器具有分离效率高、设备体积小、制造成本低等优点，得到了人们越来越多的重视。

Davies等[1]经过多年的探索于1979年提出气液旋流分离器的设计，通过对比发现它在重量、成本、占用面积、分离效率等方面都要优于传统重力式分离器。之后气液旋流分离技术得到了石油天然气行业的广泛关注，塔尔萨大学分离技术研究中心经过多年研究设计出气液柱型旋流器。

目前，气液柱型旋流器多用于控制流量计、泵、除砂器等设备上游的气液比，以此提高设备的准确度，减少它们的尺寸与费用，也可用于多相计量回路、部分分离或者传统分离器的预分离[2-3]。尽管气液柱型旋流器结构简单且有很多优点，但是在工业应用上并不是很成功，主要原因是其内部多相流体的流动特性非常复杂，操作条件变化很大，这使得人们难以预测其性能[4-5]，随着对其内部流动特性的深入理解和性能的准确预测，气液柱型旋流器将会在更广泛的领域发挥重要的作用。

Kouba等[6]最早也是最为详细地研究了入口倾斜角度对气液柱型旋流器分离性能的研究，研究结果表明入口向下倾斜27°能够最大程度地阻碍气体带液，这个结论被后续许多学者所认可[7-8]。Movafaghian等[9]研究了几何结构、流体性质和压力对气液柱型旋流器水动力特性的影响，结果表明增加液体黏度和系统压力都会降低操作曲线（横纵坐标分别为气体与液体折算速度，若在操作曲线下方，则表示气体出口无液体流出），而平衡液位会随着黏度的增加而增加。Wang[10]在对气液柱型旋流器的研究过程中发现减小入口缩径能够使操作曲线升高，从而提高分离性能。Yue等[11]和Wang等[12]研究了气液流量、液体表面张力和黏度对气液柱型旋流器气体携液的影响。Cornejo-Caceres等[13]发现入口管路向下倾斜36°能够形成高的旋流强度，阻碍气体出口携液。Hreiz等[3]证实过大或过小的入口缩颈均不利于旋流器内的气液分离。蒋明虎等[14]发现扁平的矩形入口有助于形成稳定的旋流场。王亚安等[15-16]研究了入口气液相流量和入口喷嘴尺寸对气液柱型旋流器内液膜空间分布特性的影响，并基于相似分析和人工神经网络预测了气液柱型旋流器的压降。

首先基于前期研究成果，分析单入口气液分离器的不足，然后提出一种适宜在现场大气量工况下应用的双入口气液分离器结构设计，能够增加气液混合液的分层程度，且分层后的部分气相能够通过分岔进入上入口管路，减少分离器下部发生折返的气体流量，进而减少气体出口带液量。笔者根据南海某油气田现场采出液工况，设计了配套的双入口气液分离器，并对其开展了数值分析，以期推动该装置的应用。

1 单入口气液分离器气液分离效率不足

气液柱型旋流器的切向入口通常为倾斜向下布置，具体分离原理及过程为：气液两相混合介质由切向入口进入旋流分离器内，产生高速旋转运动，液体沿分离器壁面做螺旋向下运动，最后从液体下部出口排出，气体流向中心沿旋涡中央向上运动，最后从上部气体出口逸出[17]进入集输管线。

前期Yang等[4,18]对气液柱型旋流器内流场分布及分离特性开展了实验和数值研究，如图1所示，气液混合液从单入口直接进入旋流器内部时，由于气体流速较大，入口处流动极不稳定，较多气体进入旋流器下部后发生折返运动，折返过程中极易携带液体向上运动，会极大程度地降低气液分离效率。

图1 气液柱型旋流器内流线分布图[4]

2 数值模型

2.1 多相流模型

气液分离器结构尺寸较大，工业应用重点关注气液分离后相含率的变化，因此综合考虑选取欧拉多相流模型对双入口气液分离器进行数值计算，既能满足研究需求，又能极大程度地降低计算成本。本文的数值模拟基于Fluent 19.0完成。

欧拉模型分别求解每一相的输运方程。相体积分数代表了每一相所占据的空间，对于多相流动，每一相的体积定义为：

式中q代表多相流中的第q相；Vq表示q相的体积，m3；αq为q相的体积率，且有

q相的连续性方程为：

q相的动量方程为：

式中p表示所有相共享的压力，N；表示重力加速度，m/s2；表示相之间的相互作用力，N；表示p相到q相的质量传递；表示相间的速度，m/s；表示多相流中第q相的压力应变张量；分别表示外部体积力、升力和附加质量力，N；µq和λq分别表示第q相的剪切和体积黏度，Pa·s；表示p相平均速度，m/s。

2.2 湍流模型

目前对旋流场的湍流计算采用何种模型计算结果更优并没有达成统一的认识，大多都是通过与实验的对比验证最终确定何种模型更适于所研究的物理问题。本研究同样经过对比分析，最终选择标准k-ε湍流模型进行双入口气液分离器内的数值模拟研究。

k-ε模型是数值模拟中最为常见的模拟湍流平均流动特性的模型，它是一个两方程模型，通过两个输运方程给出湍流的一般描述。准确的k-ε模型包含许多未知并且无法测量的项，为了能够用于实际，Launder等[19]最大程度地减少了未知项，提出了适用范围宽泛的标准k-ε模型，其输运方程为：

式中k表示湍动能，J；ui表示流体速度，m/s；μ表示流体黏性系数，Pa·s；μt表示湍流黏性系数，Pa·s；Gk、Gb分别表示平均速度梯度和浮力引起的湍流动能，J；ε表示湍流耗散率；YM表示表示可压缩湍流中波动膨胀对总耗散率的贡献；Sk、Sε为用户定义的源项；C1ε、C2ε、C2ε分别取 1.44、1.92 和 0.09；湍动能(k)与湍流耗散率(ε)的湍流普朗特数分别为σk=1.0，σε=1.3。

2.3 建模与网格划分

根据南海某油气田现场采出液工况，设计得到的双入口气液分离器：主体直径600 mm，长2 300 mm，入口以及气体出口管径为150 mm，液体出口管径为100 mm。

图2-a为双入口气液分离器的几何模型，为了提高计算精度，网格进行分块划分，入口处流场分布和相分布最为复杂，采用致密的非结构网格，其余部分采用Cooper方法生成结构化网格，具体划分细节如图2-b所示，网格共计1 075 480个。由于天然气与空气密度相近，目前关于气液分离的实验和数值研究通常将空气作为气相介质，为与已有的气液分离研究结果进行对比，本文同样将空气作为气相介质，水作为液相介质。

图2 双入口气液分离器几何模型及网格划分图

模型的进口采用均匀速度入口，两个出口均采用充分发展的管流条件，近壁面流动采用标准壁面函数求解，壁面均采用无滑移边界条件，同时使用Phase Coupled SIMPLE算法耦合求解旋流场中的压力—速度分布。

3 结果与讨论

为了深入理解双入口气液分离器内部的流场分布和分离特性，笔者采用欧拉多相流模型，耦合标准k-ε湍流模型，构建适用于气液流动分离的数值模型，对双入口气液分离器内部流动特性开展数值研究，分别探究了液滴粒径、分流比、入口液体体积分数等参数对双入口气液分离器分离效果的影响。

3.1 双入口气液分离器流场特性

图3为双入口气液分离器内的气体速度分布和气液混合湍流强度分布云图。设计的双入口气液分离器结构，能够增加气液混合液的分层程度，且分层后的部分气相能够通过分岔进入上入口管路，减少分离器下部发生折返的气体流量，进而减少气体出口带液量。

图3 气体速度和气液混合湍流强度分布图

由图3-a可以看到气液混合液从下入口进入，首先流经Y型分岔、再通过下入口管路与分离器交接处以及上入口管路与分离器交接处时发生3次膨胀作用，气体流速均会大幅度降低，使得气体携液能力减弱，液体在重力作用下与气体分离。流经分岔处时，在重力作用下，气液混合液会初步分层，部分气体通过上入口管路直接进入分离器上部。但由于惯性作用，绝大部分的气体仍继续沿下入口管路进入分离器主体，因此下入口管路内的流速要高于上入口管路。液滴的惯性作用要大于气体的惯性作用，因此绝大部分液滴都是跟随气体从下入口管路进入分离器主体，上入口管路内气体含液非常少。由于上入口管路内气体流速较低，少量进入上入口管路内的液滴很快在重力作用下沉降，与气体成功分离。气体出口处流速较高，主要是因为此处管径较小，同时绝大部分气体从气体出口流走。液体以及少量的气体从液体出口流走，因此液体出口流速较低。进入分离装置后，气体在保持一段距离的较高流速后，撞击到壁面，流速进一步降低。

气液混合湍流强度为湍流脉动速度与平均速度的比值，是对湍流总体水平的度量，用于评估速度脉动程度。气液混合湍流强度越大，意味着气液流动的无序化程度越强，液滴的湍流扩散严重，气液分离更加困难。由图3-b湍流强度分布可以看到，由于双入口的存在，分离器入口处湍流强度较小（0.2～0.6），流动较为平稳，更易于形成气液分层流动。以气体为主的混合液到达分离器上部溢流管处时，湍流强度迅速增加，而分离器下部湍流强度迅速衰减，分离器上部的湍流强度明显要高于下部的湍流强度。这表明双入口结构使得绝大部分气体直接进入分离器上部，气体的流动较为紊乱，因此分离器上部湍流强度较大。分离器下部以液体为主，液位的存在阻碍了气体向下运动，液体流速较低，且流动较为平稳，湍流强度较小。溢流管由于缩径的原因会产生大量的旋涡，流体流动变得紊乱，湍流强度随之增大。

3.2 不同参数对分离器分离效果的影响

3.2.1 液滴粒径

入口的液滴粒径分布对气液分离效果起着至关重要的作用，因此数值计算过程中，保持其他参数（入口气液流量、分流比等）不变，研究了不同粒径大小的液滴群进入分离器后的分离效果，如图4所示。从图4-a可以看到，当入口液滴粒径为0.02 mm时，流动稳定后液位保持在液体出口下方，大量的气体从液体出口流走，而分离后上出口液体体积分数为0.28，分离效果很差。图4-b可以看到，当入口液滴粒径为0.05 mm时，流动稳定后液位保持在液体出口处，同样有较多的气体从液体出口流走，分离后上出口液体体积分数降至0.19，分离效果得到提高，但是仍难以满足分离要求。图4-c可以看到，当入口液滴粒径为0.10 mm时，流动稳定后液位保持在液体出口上方，仅有极少量的气体从液体出口流走，分离后上出口液体体积分数可降至0.05，完全满足分离要求。

图4 不同液滴粒径时分离器内液体体积分数分布云图

液滴的最小粒径可以通过韦伯数(We)进行估算，We为8时可计算得到最小液滴粒径(dmin)[20]，代入式（7）可得dmin为4 mm，远大于0.10 mm，说明该分离装置完全能够满足现场气液分离要求。同时在现场由于入口来液工况会有波动，所以还需通过控制上下出口差压来减缓这种波动，使液位稳定在入口下方、液体出口上方，这样才能取得稳定良好的气液分离效果。

式中vsg表示入口的气体表观流速，m/s；σ表示气液表面张力系数，取值为0.072 N/m。

3.2.2 分流比

笔者把分流比定义为液体出口体积流量与入口气液混合体积流量的比值，图5显示了不同分流比时双入口气液分离器的分离性能，其中液滴粒径保持在0.05 mm，液体体积分数0.03。随着分流比的减小，分离器内的液位逐渐增加。因为随着分流比的减小，气体出口背压减小，液体出口背压增大，如图6所示，这导致气液混合液在分离器下部的流动速度减小，停留时间增加，分散液滴逐渐在分离器下部积聚，因此液位逐渐增加。液位的增加能够极大程度地阻挡气体从液体出口流出，尤其当液位高于分离器液体出口时，几乎没有气体从液体出口流出。结合节3.2.1液滴粒径对分离器分离性能的影响规律，可以得出在实际应用过程中，对于液滴粒径较小的来液工况，应调节分流比小于入口液体体积分数，使其液位略高于液体出口，以提高气液分离效果。

图5 不同分流比时分离器内液体体积分数分布云图

图6 分离器出口处压降随分流比的变化图

另一方面，随着分流比的减小，气体出口背压减小，液体出口背压增大，分散液滴无法及时从液体出口流出，易于跟随气体折返至分离器上部，从气体出口流出，从而加剧气体携液。因此随着分流比的减小，液体出口液体体积分数迅速增加，气体出口液体体积分数缓慢增加，如图7所示。由此可以看出，分流比是气液分离器一个重要的操作参数，其变化情况影响着分离器整体的分离性能。

图7 分离器出口处含液率随分流比的变化图

3.2.3 液体体积分数

数值计算过程中液滴粒径保持在0.05 mm，并设置分流比与入口液体体积分数保持相同，通过改变入口液体体积分数，研究了入口液体体积分数对分离器分离性能的影响规律。图8显示了不同液体体积分数时分离器内液体体积分数分布云图，可以看到当分流比与入口液体体积分数相同时，无论入口液体体积分数如何变化，分离器内的液位始终保持在液体出口处，较多气体从液体出口流出。从图8还可以观测到，随着入口液体体积分数的增加，高速流动的气体夹带的液滴量增加，分离器上部的液体体积分数逐渐增加。

图8 分离器内液体体积分数随入口液体体积分数变化云图

图9显示了液体出口和气体出口含液率随入口含液率的变化规律，随着入口含液率的增加，气体出口含液率近似呈线性增加，而液体出口含液率波动很小。这表明入口含液率的变化主要影响分离后气体的纯度，对分离后液体的纯度影响较小。图10显示了液体出口和气体出口压降随入口液体体积分数的变化，随着入口液体体积分数的增加，液体出口压降先增加后减小，气体出口压降近似呈线性增加。

图9 分离器出口处含液率随入口含液率的变化图

图10 分离器出口处压降随入口液体体积分数的变化图

4 结论

本文通过数值模拟研究了双入口气液分离器内的流场分布和分离特性，主要结论如下。

1）由于双入口的存在，分离器入口处湍流强度较小，流动较为平稳，易于形成气液分层流动。分层后的部分气体通过上入口管路直接进入分离器上部，减少分离器下部发生折返的气体流量，进而减少气体出口带液量。

2）当入口液滴粒径大于0.10 mm时，设计的双入口气液分离器流动稳定后液位保持在液体出口上方，仅有极少量的气体从液体出口流走，能够取得较好的分离效果。

3）随着分流比的减小，分离器气体出口背压减小，液体出口背压增大，分离器内的液位逐渐增加，最终导致液体出口液体体积分数迅速增加，气体出口液体体积分数缓慢增加。

4）入口液体体积分数的变化主要影响分离后气体的纯度，对分离后液体的纯度影响较小。在实际应用过程中，对于液滴粒径较小的来液工况，无论入口液体体积分数如何变化，均应调节分流比小于入口液体体积分数，使其液位略高于液体出口，以提高气液分离效果。