李天靜 耿光偉， 唐建峰 倪玲英

1中海油石化工程有限公司

2中國石油大學(xué)（華東）

在油氣開采、集輸與石油化工工程管道中常常存在多相流狀態(tài)，多相流動易引起管道內(nèi)部壓力瞬態(tài)急劇變化而達(dá)到部分介質(zhì)的飽和壓力，氣體析出生成其他固態(tài)水合物，增加管道壓降，降低輸送效率，加快腐蝕速率，或造成管道計量元件精確性降低[1-5]。通常情況下，需經(jīng)分離器分離實現(xiàn)分相輸送、油氣混相輸送或單流相計量[6-7]。在氣田開發(fā)的中后期含水率較高，傳統(tǒng)分離器的分離效果并不能滿足實際生產(chǎn)的需要，設(shè)計一種新型的高效分離器變得尤為重要。

2004 年，中海油首次在JZ202NW 氣田使用GLCC 分離技術(shù)，根據(jù)CFD11-6 平臺GLCC 分離器的長期運行監(jiān)測，生產(chǎn)效率有了顯著提高，但依然存在諸多不足。本文對經(jīng)典GLCC 分離器（圖1）結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化，形成一種新型的高效、快速、易安裝、能抵抗段塞流劇烈擾動的分離器，適用于井口狹小空間作業(yè)，為海上或陸地油氣田開發(fā)項目的設(shè)備選型提供一定的參考。

圖1 經(jīng)典GLCC分離器Fig.1 Classic GLCC separator

1 基本控制方程

分離器優(yōu)化過程各階段其結(jié)構(gòu)均比較簡單，內(nèi)部流場沒有運動構(gòu)件干擾，但對于多相流流動有著異常復(fù)雜的強湍流狀態(tài)。雷諾應(yīng)力RSM 模型和Mixture 模型可較好地模擬多相流在空間上的旋轉(zhuǎn)分布狀態(tài)，假定流體為不可壓縮理想狀態(tài)，通過雷諾應(yīng)力模型中涉及的輸運方程進(jìn)行迭代計算，基本狀態(tài)控制方程為

方程左端兩項分別為應(yīng)力隨時間的變化率和對流項；右邊四項分別為分子黏性擴散項、剪應(yīng)力產(chǎn)生項、耗散項以及壓力應(yīng)變項，其函數(shù)關(guān)系式如下：

2 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

國內(nèi)外學(xué)者就多相流分離器結(jié)構(gòu)對分離效率的影響做了大量研究，KOUBA與GOMEZ提出：對柱狀氣液旋流分離器進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計及改進(jìn)時，必須綜合考慮旋流分離器各部位結(jié)構(gòu)在變化時對分離性能產(chǎn)生的影響[8-9]。

蔣明虎、趙立新、李玉星、HREIZ等學(xué)者一致認(rèn)為：分離器入口方式及在一定范圍內(nèi)加大截面尺寸，能有效地降低總體壓力的損失，影響整體分離性能[10-14]。KOUBA指出：傾斜入口段可使氣液兩相實現(xiàn)分層，起到了預(yù)分離的作用[15]。GOMEZ 認(rèn)為入口管傾角在[-25°，-30°]區(qū)間最佳[9]。WANG提出在矩形、圓形、月牙形入口截面中采用矩形最佳[16]。趙立新等分析了腔體長度和主直徑對分離器分離性能的影響[11]。王慶鋒等發(fā)現(xiàn)溢流管尺寸及布置形式對分離器性能有較大影響[17]。

在上述學(xué)者對分離器研究的基礎(chǔ)上，對于公認(rèn)的有利于分離效率的基本結(jié)構(gòu)形式，本文將直接選定。取矩形截面Ia作為入口截面形式，取直圓管式Oa作為溢流口設(shè)計樣式，取椎體式筒體Kb作為腔體結(jié)構(gòu)，取螺旋式Lc為入口方式，取Mc形式為穩(wěn)流器設(shè)置樣式，有關(guān)每一階段的結(jié)構(gòu)具體改進(jìn)形式見表1。穩(wěn)流器設(shè)置于靠近液相出口位置，一方面避免分離過程中腔體下部液相再次卷入旋流區(qū)，擾亂腔體內(nèi)部流場，另一方面也有利于氣體從上部溢流口排出，增加空氣柱的聚氣能力，提高分離效率。

表1 分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化Tab.1 Structure optimization of separator

3 結(jié)構(gòu)優(yōu)化計算驗證

3.1 計算模型建立

（1）數(shù)值模型。采用SIMPLEC 算法作為數(shù)值模擬解法。壓力插補格式選用PRESTO!。離散格式的選取對計算結(jié)果的精確性、穩(wěn)定性以及收斂性有很大影響，常用離散格式有：First Order Upwind、Second Order Upwind 及QUICK 格式[18]。QUICK 格式雖然只有在網(wǎng)格質(zhì)量較高的情況下才能達(dá)到求解收斂穩(wěn)定[19]，但它卻克服了其他兩種離散格式精度低、收斂性差的不足。由于旋流分離器內(nèi)部旋流場復(fù)雜多變，對數(shù)值模擬的求解精度有較高要求，本文選用QUICK離散格式。

假定混合流體均勻分布，不可壓縮，流體沿入口邊界垂直進(jìn)入分離器，入口邊界定義為速度入口，初始設(shè)定入口速度為10 m/s，入口氣相體積分?jǐn)?shù)為10%，溢流口和底流口邊界定義為出口，假定為完全發(fā)展的Outflow，固體壁面設(shè)置為無滑移邊界條件，具體參數(shù)見表2。

表2 邊界條件參數(shù)Tab.2 Boundary condition parameter

（2）幾何模型。分別建立圖2 所示的計算模型，在經(jīng)典結(jié)構(gòu)上依次添加穩(wěn)流器，更改入口形式、溢流口形式、筒體結(jié)構(gòu)形式，進(jìn)行性能計算對比，計算時應(yīng)用高階離散格式，網(wǎng)格劃分采用穩(wěn)定性更好的六面體，便于迭代計算收斂。

圖2 不同結(jié)構(gòu)形式分離器Fig.2 Separators with different structure

3.2 穩(wěn)流器對分離性能影響驗證

分別計算Ma式經(jīng)典分離器與Mb穩(wěn)流式分離器的分離效果，通過氣相分布云圖（圖3）可知：Mb穩(wěn)流式分離器的性能效率優(yōu)于Ma 式經(jīng)典分離器，溢流口位置的氣相濃度分布較大，并且氣相運動穩(wěn)定，聚集于旋渦中心軸向延續(xù)至底流口，同時氣液兩相界面區(qū)分度極為明顯，旋轉(zhuǎn)運動中未出現(xiàn)周圍液相與氣相攪渾現(xiàn)象。Ma 式經(jīng)典分離器由于入口形式影響流體運動形態(tài)，氣相出現(xiàn)波動。在此種工況下，氣相波動失穩(wěn)時還存在高速旋轉(zhuǎn)，氣相與周圍分散在液相中的氣泡碰撞融合，再破碎分裂出氣泡融入到液相，使得液相中夾帶的氣相由兩部分組成：一部分來自向底流出口分裂釋放的氣相；另一部分來自延伸到底流口處損失的氣相。

圖3 經(jīng)典式與穩(wěn)流式結(jié)構(gòu)氣相濃度分布云圖Fig.3 Gas phase concentration distribuion cloud of classic and stead flow separator

通過圖4 可知，穩(wěn)流式GLCC 分離器的分離性能有很明顯改善。經(jīng)典式結(jié)構(gòu)旋渦區(qū)流場較為紊亂，與筒體軸心對稱性較差，且徑向速度不足導(dǎo)致的軸心運移能力下降，易出現(xiàn)分離器底部攜氣嚴(yán)重、頂部溢流口排氣不徹底的情況；穩(wěn)流式結(jié)構(gòu)內(nèi)部流場穩(wěn)定，氣液兩相運移軌跡對稱性良好，旋流分區(qū)明顯，提高了氣液分離效率。

圖4 經(jīng)典式與穩(wěn)流式GLCC分離器的分離流線圖Fig.4 Separation motion pattern of classic and stead flow GLCC separator

3.3 溢流口形式對分離性能影響驗證

分別計算Oa直圓管溢流口式分離器與Ob漸縮溢流口式分離器的分離效果。通過對比兩者的湍動能分布云圖（圖5）發(fā)現(xiàn)：Oa式分離器湍動能較大的區(qū)域主要集中在分離器底流口以及圓形穩(wěn)流器下方；將溢流口形式變?yōu)镺b 式后，由于錐段處流體面積縮小，雖會增大軸向速度，但同時導(dǎo)致上下溢流口處湍動能急劇增大。溢流口處湍動能過高，引起分離出的氣相波動幅值加大，不利于氣相沿溢流口逸出。

圖5 直圓管式與漸縮式溢流口形式的湍動能分布云圖Fig.5 Turbulent kinetic energy distribution cloud of directround tube and reducing overflow port

溢流管兩種結(jié)構(gòu)形式對穩(wěn)流式GLCC分離器分離性能的整體影響不大，如圖6所示。相比于漸縮式溢流管，直圓管式溢流管在壓力損失較小的情況下分離效率僅略微下降0.2%。在分離效率相差不大的情況下，考慮到制造難易，新分離器溢流管選用直圓管式。

3.4 入口方式對分離性能影響驗證

分別計算表1 中La 切入式入口、Lb 蝸牛式入口與Lc 螺旋式入口分離器的分離性能，通過計算得到不同分離器速度場分布特性曲線。

根據(jù)圖7不同入口形式分離器的切向、軸向速度變化規(guī)律可知，軸心處軸向速度最高，且螺旋管式入口的上行區(qū)間要明顯寬于另兩種入口形式。切向速度呈組合渦特性，分別是靠近壁面的準(zhǔn)自由渦和軸心處的準(zhǔn)強制渦，在準(zhǔn)自由渦與準(zhǔn)強制渦交匯處存在一個切向速度最高點。通常情況下，用切向速度的值表征離散相所承受的離心力大小。根據(jù)圖7可明顯看出，Lc式入口的分離器氣液兩相所受的離心力大小差異明顯，流體介質(zhì)所承受的整體離心力要高于另兩類入口形式，因此螺旋式入口更有利于氣液兩相的分離。

圖6 不同溢流管形式的分離效率與壓力損失情況Fig.6 Separation efficiency and pressure drop condition of different types of overflow pipe

同時，當(dāng)入口形式改為螺旋式時，氣液兩相在入口管受到離心力作用，出現(xiàn)分層比較明顯，有效加強了分離器的分離效率（圖8）。

圖7 不同入口形式GLCC分離器的速度特性曲線Fig.7 Velocity character curve of different entry form for GLCC separator

圖8 不同入口形式的入口流型云圖Fig.8 Entry flow type cloud of different entry form

選取統(tǒng)一截面上氣液比濃度值與平均壓力值，根據(jù)圖9中不同入口形式分離器的分離效率與壓力損失情況可知，螺旋式入口的分離效率相比于切入式入口提高了近2%，較蝸牛式入口提高了4%。雖然螺旋式入口的分離器壓力損失嚴(yán)重，但其主要損耗是用來提供氣液兩相的旋轉(zhuǎn)動能，從而促進(jìn)分離的進(jìn)行。

圖9 不同入口形式分離器的分離效率與壓力損失情況Fig.9 Separation efficiency and pressure drop of different entry form

3.5 腔體結(jié)構(gòu)對分離性能影響驗證

計算表1 中Ka 柱體式腔體與Kb 椎體式腔體的分離效果。不同筒體結(jié)構(gòu)形式的GLCC分離器見圖10，由不同筒體結(jié)構(gòu)形式下的速度分布云圖（圖11）對比可知：椎體式腔體內(nèi)介質(zhì)切向速度在準(zhǔn)強制渦處較小，準(zhǔn)自由渦處較大，并且出現(xiàn)比較明顯的分界，表明椎體式腔體產(chǎn)生的離心力要遠(yuǎn)大于柱體式；軸向速度較大位置均集中在上下溢流口處，數(shù)值上椎體式高于柱體式，表明前者分離效率高。

圖10 不同筒體結(jié)構(gòu)形式的GLCC分離器Fig.10 Different tube structure of GLCC separator

椎體式圓錐直徑減小可提高分離流體的旋轉(zhuǎn)速度，達(dá)到強化離心力場的作用，密度相對較大的介質(zhì)在壁面濃度增大，導(dǎo)致旋流器壁到軸心的壓力逐漸遞減，分離液在旋流器壁的停留時間就會增大，促進(jìn)流相的分離。

根據(jù)圖12 可知，在分離器腔體中部直筒段改為椎體段雖使旋流分離器的壓力損失增加0.15 MPa，但其分離效率得到了明顯的改善，較柱體式的旋流分離器提高了3%。

圖11 不同筒體結(jié)構(gòu)形式分離器的速度分布云圖Fig.11 Velocity distribution cloud of different tube structure of separator

圖12 不同筒體結(jié)構(gòu)形式GLCC分離器的分離效率與壓力損失情況Fig.12 Separation efficiency and pressure drop condition of different tube structure of separator

4 新型分離器結(jié)構(gòu)確定及驗證

通過前文分析分離器結(jié)構(gòu)改進(jìn)過程及對應(yīng)的計算驗證情況，選定表1 中Ia、Oa、Kb、Lc、Mc 形式組合成為新型的穩(wěn)流漸縮式氣液螺旋分離器：入口采用矩形截面、螺旋式結(jié)構(gòu)形式，底流管與溢流管均使用直圓管式，筒體采用漸縮式形式，并添加柱狀穩(wěn)流器，如圖13所示，對應(yīng)結(jié)構(gòu)參數(shù)見表3。

根據(jù)結(jié)構(gòu)優(yōu)化數(shù)據(jù)建立計算模型進(jìn)行流場分析，得到新型GLCC分離器的壓力分布云圖及速度分布特性。通過圖14、圖15 可知，徑向壓力分布從壁面到渦心逐漸變小，軸向方向上渦心處壓力逐漸減小，溢流管處壓力達(dá)到最小值；切向速度分布云圖中，渦心處速度較小，沿徑向方向逐漸增大，在溢流管處達(dá)到最大值。結(jié)合壓力分布與速度分布的特點，驗證了速度與壓力成反比的流場特點。單一截面上的軸向速度依然近似呈倒“V”形，切向速度呈“M”形分布，但在量級上得到一定程度的提高，即增大了液滴在管壁的停留時間。

表3 穩(wěn)流漸縮式氣液螺旋分離器初始結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)Tab.3 Size parameter of separator initiating structure with steady flow reducing gas-liquid spiral

圖13 新型分離器結(jié)構(gòu)Fig.13 Structure of novel separator

圖14 壓力、速度分布云圖Fig.14 Distribution cloud of pressure and velocity

對比新型分離器與經(jīng)典GLCC分離器的分離效果（表4）可以發(fā)現(xiàn)，新型分離器在分離效率上提高了8.0%，同時也增大了14%的壓降，壓降的提高主要是由于螺旋式進(jìn)口產(chǎn)生的，在上文的分析中提到螺旋式入口產(chǎn)生的壓降提高了分離器內(nèi)介質(zhì)的流速，進(jìn)而提高了分離效率。綜合分析，新型分離器具有結(jié)構(gòu)簡單、體積小、分離效率高的特點，適用于海洋平臺狹小作業(yè)空間，具有廣闊發(fā)展前景。

圖15 速度特性曲線Fig.15 Velocity characteristic curve

表4 新型分離器與經(jīng)典分離器性能對比Tab.4 Performance comparison between novel and classic separator

5 結(jié)論

以伊拉克某油田開發(fā)為研究背景，在原有經(jīng)典GLCC 分離器的結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上優(yōu)化形成一種新型的高效分離器，并基于FLUENT 軟件，采用雷諾應(yīng)力RSM 模型和Mixture 模型對其分離效率進(jìn)行計算驗證。

（1） 穩(wěn)流器擾亂流場準(zhǔn)自由渦發(fā)展而避免了底溢流口處已分離的液相再次卷入旋流區(qū)，增加了氣柱凝聚力，降低了介質(zhì)切向速度，軸向壓力梯度變化明顯，提高了分離效率。

（2） 漸縮式錐形腔體強化離心力場，降低旋流器壁到渦心的壓力，增大流相在旋流器的停留時間，促進(jìn)介質(zhì)分離的同時也在一定程度上增大了壓降。

（3） 螺旋式入口使得混合流體在螺旋管內(nèi)就實現(xiàn)分層，但也極大地增大了壓降，壓力的損失主要用來提高介質(zhì)在切向、軸向的旋轉(zhuǎn)動能，增大密度較大流體的停留時間，促進(jìn)分離。

（4） 根據(jù)計算初步確定了新型分離器的結(jié)構(gòu)形式，明顯提高了氣液分離效率，而溢流口尺寸及插入距離、螺旋入口的螺距、介質(zhì)入口速度、黏度等問題依然影響著分離效率，未來可通過離散顆粒隨機軌道模型分析顆粒濃度及停留時間或氣泡破碎過程來進(jìn)一步優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)。