立式天然氣多管旋風(fēng)分離器內(nèi)流體的流動(dòng)特性*

王江云 毛 羽 王 娟

(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

立式天然氣多管旋風(fēng)分離器內(nèi)流體的流動(dòng)特性*

王江云**毛 羽 王 娟

(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

利用數(shù)值模擬的方法，采用Reynolds應(yīng)力輸運(yùn)模型和隨機(jī)軌道模型，對(duì)一種立式天然氣多管旋風(fēng)分離內(nèi)的湍流氣粒兩相流動(dòng)進(jìn)行了全尺寸的數(shù)值模擬。為了反映真實(shí)的流動(dòng)過程，計(jì)算過程中對(duì)進(jìn)氣室、集氣室、集塵室及各軸流旋風(fēng)分離器等復(fù)雜結(jié)構(gòu)沒有進(jìn)行簡(jiǎn)化，并實(shí)現(xiàn)了完全結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分。結(jié)果表明，除塵器內(nèi)各旋風(fēng)單管的工作狀態(tài)并不相同，集塵室內(nèi)含塵氣體在各單管間發(fā)生竄流返混，影響了多管旋風(fēng)分離的分離效率；此外，計(jì)算結(jié)果還表明，適度提高泄氣率有助于抑制單管間的竄流返混，為天然氣立式多管旋風(fēng)分離的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)。

立式多管旋風(fēng)分離 竄流 返混 泄氣率 數(shù)值模擬

符號(hào)說明

Sφ——源項(xiàng)；

t——時(shí)間，s；

uj——流體速度，m/s；

u、v、w——x、y、z方向上的時(shí)平均速度，m/s；

u′、v′、w′——x、y、z方向上的脈動(dòng)速度，m/s；

up、vp、wp——x、y、z方向上的速度，m/s；

xi、xj——通用坐標(biāo)，m；

Γφ——擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；

ρ——流體密度，kg/m3；

τ——顆粒松弛時(shí)間，s；

φ——通用變量。

天然氣在生產(chǎn)和輸送過程中，由于地層、管壁腐蝕及磨蝕等原因，使得天然氣中常常含有一定量的水和粉塵。在天然氣管輸過程中，這些污物會(huì)磨蝕減壓閥等各類閥件，也可能沉積在各類塔器和管道之中，從而影響設(shè)備的正常運(yùn)轉(zhuǎn)，使輸壓增加，計(jì)量結(jié)果出現(xiàn)較大的負(fù)偏差，給企業(yè)帶來巨大的經(jīng)濟(jì)損失；沉積的硫化亞鐵粉末還會(huì)與空氣反應(yīng)引起自燃，給天然氣安全生產(chǎn)造成不利影響。同時(shí)，由于固相顆粒是低溫條件下水結(jié)冰和形成天然氣水合物的天然晶核，因此，它的存在又加劇了含水天然氣生產(chǎn)的問題[1]。

為了消除天然氣中水和粉塵帶來的巨大危害，在天然氣生產(chǎn)和輸送過程中，常常利用多管旋風(fēng)分離器進(jìn)行除塵處理。它的分離效率是否符合要求對(duì)天然氣除塵凈化，確保高速離心壓氣機(jī)的長(zhǎng)周期安全運(yùn)轉(zhuǎn)具有很大影響。由于天然氣多管旋風(fēng)分離器系統(tǒng)龐大，測(cè)量手段也受到較大限制，因此研究和操作人員對(duì)于分離器內(nèi)旋風(fēng)單管之間含塵氣體的流動(dòng)過程和顆粒濃度分布的細(xì)節(jié)了解較少，難以使各高效單管旋風(fēng)分離器組合后的分離效率處于最佳狀態(tài)。針對(duì)這種現(xiàn)狀，采用數(shù)值模擬方法，求解湍流流動(dòng)的控制方程組，可以給出除塵器內(nèi)流場(chǎng)的細(xì)節(jié)情況[2]，為優(yōu)化設(shè)計(jì)提供幫助。將數(shù)值模擬方法用于旋風(fēng)分離器流場(chǎng)的研究，前人已經(jīng)進(jìn)行了大量的工作，并得到了較好的結(jié)果[3～9]。筆者針對(duì)一種立式天然氣多管旋風(fēng)分離器，采用Fluent計(jì)算軟件，通過對(duì)計(jì)算區(qū)域合理剖分，建立了無簡(jiǎn)化全尺寸結(jié)構(gòu)化計(jì)算網(wǎng)格，進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，得到了裝置內(nèi)的氣體流動(dòng)細(xì)節(jié)情況，并對(duì)各旋風(fēng)單管流動(dòng)狀況作了詳細(xì)的對(duì)比分析。

1 幾何模型的建立與網(wǎng)格劃分

筆者研究的立式天然氣多管旋風(fēng)分離結(jié)構(gòu)如圖1a所示。結(jié)構(gòu)相同的7根φ108/76mm圓錐型導(dǎo)葉式旋風(fēng)子以中心對(duì)稱方式排列，共享集氣室、集塵室和進(jìn)氣室。

為了準(zhǔn)確描述裝置內(nèi)部的真實(shí)流動(dòng)情況和顆粒濃度分布，計(jì)算中沒有對(duì)進(jìn)氣室、集氣室、集塵室三維空間和各旋風(fēng)管的復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡(jiǎn)化，并實(shí)現(xiàn)了完全結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分，具體的網(wǎng)格劃分如圖1b所示。

圖1 天然氣立式多管旋風(fēng)分離結(jié)構(gòu)示意圖及網(wǎng)格劃分

2 控制方程和湍流模型及兩相流模型的選擇

基于天然氣立式多管旋風(fēng)分離器內(nèi)恒溫和不可壓縮流動(dòng)的假設(shè)，三維瞬時(shí)流動(dòng)的基本方程可以表示為通用方程形式：

(1)

在計(jì)算過程中，由于Reynolds應(yīng)力輸運(yùn)模型(RSM)摒棄了紊流各向同性的假設(shè)，可以用于計(jì)算回轉(zhuǎn)流和強(qiáng)旋流，符合旋風(fēng)分離器內(nèi)強(qiáng)旋流動(dòng)的特點(diǎn)，因此筆者選擇RSM模型為湍流模型[10]。

筆者所采用的相間耦合的隨機(jī)軌道模型是顆粒軌道模型的一種，屬離散介質(zhì)模型，即只把流體當(dāng)作連續(xù)介質(zhì)，而把顆粒作為離散介質(zhì)處理。該模型考慮了氣相湍流對(duì)顆粒的作用，也考慮了顆粒運(yùn)動(dòng)對(duì)氣相的影響，在拉格朗日坐標(biāo)系下計(jì)算顆粒的隨機(jī)軌跡和沿軌道的變化經(jīng)歷。此模型計(jì)算簡(jiǎn)單，當(dāng)顆粒有較復(fù)雜的經(jīng)歷時(shí)，能較好地追蹤顆粒的運(yùn)動(dòng)并反映顆粒濃度的分布。隨機(jī)軌道模型中建立的瞬態(tài)顆粒動(dòng)量方程表示如下：

(2)

(3)

(4)

3 計(jì)算條件與邊界條件的確定

筆者根據(jù)天然氣多管旋風(fēng)分離實(shí)際生產(chǎn)的工況，取7根管平均流量為Q1=200m3/h，總流量(相似流量)為Q0=1400m3/h。選用空氣為介質(zhì)代替天然氣，溫度為常溫。顆粒密度為2 730kg/m3，中位徑13μm，天然氣含塵濃度約為50mg/m3。粒徑分布見表1。

表1 滑石粉粒徑分布

計(jì)算時(shí)，根據(jù)實(shí)際工況對(duì)天然氣入口采用了速度入口邊界條件，根據(jù)以上條件確定入口氣速、顆粒質(zhì)量流率和顆粒粒徑Rosin-Rammler分布。對(duì)天然氣出口施加充分發(fā)展的壓力出口邊界條件。由于網(wǎng)格建模的一致性，7根旋風(fēng)管網(wǎng)格建模完全一致，可以認(rèn)為7根旋風(fēng)管是等壓力降工作。各旋風(fēng)管的進(jìn)氣口、升氣管出口和排塵口為除塵器內(nèi)壓力平衡作用下的內(nèi)流邊界。除塵器外殼、旋風(fēng)管壁面等施加固壁邊界條件。

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1整體流場(chǎng)分析

圖2a、b所示分別為天然氣立式多管旋風(fēng)分離器中心縱截面速度和壓力分布。從圖2a可以看出，除塵器內(nèi)各旋風(fēng)管的速度分布趨勢(shì)一致。旋風(fēng)管內(nèi)流場(chǎng)有較好的軸對(duì)稱性，在分離空間內(nèi)是準(zhǔn)自由渦與準(zhǔn)強(qiáng)制渦，內(nèi)旋流結(jié)構(gòu)及上、下行流雙層湍動(dòng)形態(tài)；在升氣管內(nèi)速度最小值出現(xiàn)在中心區(qū)域，由中心沿徑向方向逐漸增加；在升氣管口和排塵口，氣體呈旋轉(zhuǎn)射流狀態(tài)，外部旋轉(zhuǎn)沿出口方向隨速度的降低旋轉(zhuǎn)范圍逐漸增大，中心處內(nèi)旋流旋轉(zhuǎn)向出口內(nèi)流動(dòng)。此外，在各旋風(fēng)管外，進(jìn)氣室和集氣室內(nèi)的速度分布并不均勻，這是由各旋風(fēng)管實(shí)際流動(dòng)狀態(tài)的差異造成的。從圖2b可以看出，各旋風(fēng)管的壓力也是呈軸對(duì)稱分布的，中心軸線處壓力最小，在管壁處壓力最大，這符合強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)時(shí)的壓力分布趨勢(shì)。進(jìn)氣室壓力最高，集塵室壓力最低，集氣室內(nèi)壓力比集塵室內(nèi)壓力高約250Pa左右，該計(jì)算結(jié)果與干式除塵器研究組的試驗(yàn)結(jié)果相吻合[11]，驗(yàn)證了模擬結(jié)果的可靠性。

圖2 天然氣立式多管旋風(fēng)分離中心縱截面速度和壓力分布

圖3所示為天然氣立式多管旋風(fēng)分離進(jìn)氣室內(nèi)入口橫截面上的速度分布。圖4所示為各旋風(fēng)管進(jìn)氣量的比較。從圖3可以看出，入口橫截面上的速度分布并不均勻，1#、6#旋風(fēng)管間和0#、2#、3#旋風(fēng)管附近的速度較高，其他地方的速度較低。從總?cè)肟诔霭l(fā)的流線從1#、6#旋風(fēng)管間通過，然后上部的流線偏向2#旋風(fēng)管，中間的兩根流線從0#、2#旋風(fēng)管間通過流向3#旋風(fēng)管，最下面的流線從0#旋風(fēng)管下方經(jīng)過后向4#旋風(fēng)管流動(dòng)，并在截面下部低速區(qū)形成旋渦。因此，進(jìn)氣室內(nèi)氣體的不均勻流動(dòng)狀態(tài)將導(dǎo)致各旋風(fēng)管進(jìn)氣量的差異。

圖3 天然氣立式多管旋風(fēng)分離入口 中心橫截面上的速度分布

從圖4可以看出，各旋風(fēng)管的進(jìn)氣量并不相同，進(jìn)氣量差值最大可達(dá)4%。長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)轉(zhuǎn)時(shí)，進(jìn)氣量不同的旋風(fēng)管磨損情況不同，進(jìn)氣量大的旋風(fēng)管磨損快壽命較短，嚴(yán)重時(shí)就會(huì)影響到整個(gè)旋風(fēng)分離的長(zhǎng)周期穩(wěn)定運(yùn)轉(zhuǎn)。

4.2排塵口處靜壓和質(zhì)量流率的分析

圖5a、b分別為泄氣率為0%和1.5%時(shí)除塵器內(nèi)各旋風(fēng)管排塵口截面靜壓面積分值。從圖5可以看出，各旋風(fēng)管此處靜壓值并不相同，排塵口處靜壓較高表明，雖然各旋風(fēng)管壓力降基本相等，但各管的工作狀態(tài)并不相同，必然有氣體由靜壓值較高的排塵口排出流向靜壓較低的其他旋風(fēng)管排塵口處，并隨內(nèi)旋流流入旋風(fēng)管，最后經(jīng)升氣管排出，造成塵粒返混，對(duì)除塵器的總體分離效率產(chǎn)生影響。泄氣率為1.5%時(shí)與泄氣率為0%時(shí)相比，各旋風(fēng)管排塵口處靜壓值有所降低。相對(duì)于整個(gè)除塵器來說，泄氣率增大后，各旋風(fēng)管向灰斗內(nèi)排塵也變得更加通暢，有利于除塵器整體分離效率的提高。

圖5 排塵口靜壓比較

圖6a、b分別為除塵器內(nèi)各旋風(fēng)管排塵口截面處氣體的質(zhì)量流量。泄氣率為0%時(shí)2#、3#、5#、6#旋風(fēng)管排塵口截面上質(zhì)量流量為負(fù)，0#、1#、4#旋風(fēng)管為正值。負(fù)的數(shù)值代表此處含塵氣體向旋風(fēng)管外部流動(dòng)，由圖6可以看出，質(zhì)量流量為負(fù)值的旋風(fēng)管排塵口處漏氣，其他旋風(fēng)管排塵口處氣流返竄，進(jìn)而造成除塵器總體效率的降低；泄氣率為1.5%時(shí)7根旋風(fēng)管排塵口截面上質(zhì)量流量均為負(fù)，各排塵口處均有含塵氣體向旋風(fēng)管外流動(dòng)。因此適當(dāng)?shù)男箽饴视欣诒恍L(fēng)管分離出來催化劑從排塵口順利排出并隨氣體流向集塵室出口，可以減小竄流返混的發(fā)生，進(jìn)而提高多管旋風(fēng)分離的總分離效率。

圖6 排塵口質(zhì)量流率比較

5 結(jié)束語

應(yīng)用數(shù)值模擬方法，建立天然氣立式多管旋風(fēng)分離的全尺寸結(jié)構(gòu)化幾何模型，采用RSM湍流模型和相間耦合的隨機(jī)軌道模型，在拉格朗日坐標(biāo)下成功地對(duì)多管旋風(fēng)分離內(nèi)氣固兩相流動(dòng)和分離過程進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算。只有不作任何簡(jiǎn)化的全區(qū)模擬才能真實(shí)反映操作條件的變化對(duì)整體流場(chǎng)的影響。

除塵器內(nèi)旋風(fēng)管的布局結(jié)構(gòu)導(dǎo)致了各旋風(fēng)管處理氣量及工作狀態(tài)并不相同，引起竄流返混的發(fā)生，氣體從靜壓較高的旋風(fēng)管排塵口處排出流向其他靜壓較低的旋風(fēng)管排塵口附近，并隨上行流進(jìn)入旋風(fēng)管排塵口而發(fā)生竄流，降低了除塵器總體分離效率。但是，適度提高集塵室出口的泄氣率有利于各旋風(fēng)管排塵通暢，可以抑制竄流返混，提高三旋的總分離效率。

[1] 楊志，梁政，鐘功祥.湍球濕式天然氣除塵裝置方案設(shè)計(jì)[J].石油機(jī)械，2003，31(z1)：33～35,37.

[2] 陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)[M].西安：西安交通大學(xué)出版社，1988：333～409.

[3] 王江云，毛羽，王娟.臥式三旋內(nèi)多管間竄流返混的數(shù)值模擬[J].煉油技術(shù)與工程，2008，38(8)：38～42.

[4] 毛羽，龐磊，王小偉，等.旋風(fēng)分離器內(nèi)三維紊流場(chǎng)的數(shù)值模擬[J].石油煉制與化工，2002，33(2)：1～6.

[5] Gimbun J，Chuah T G，F(xiàn)akhru’l-Razi A，et al.The Influence of Temperature and Inlet Velocity on Cyclone Pressure Drop：a CFD Study[J].Chemical Engineering and Processing，2005，44(1)：7～12.

[6] Qian F P，Zhang M Y.Study of the Natural Vortex Length of a Cyclone with Response Surface Methodology[J]. Computers & Chemical Engineering，2005，29(10)：2155～2162.

[7] Xiang R B，Lee K W.Numerical Study of Flow Field in Cyclones of Different Height[J].Chemical Engineering and Processing，2005，44(8)：877～883.

[8] Wang B，Xu D L，Chu K W，et al.Numerical Study of Gas-Solid Flow in a Cyclone Separator[J].Applied Mathematical Modelling，2006，30(11)：1326～1342.

[9] Wan G J，Sun G G，Xue X H，et al.Solids Concentration Simulation of Different Size Particlesin a Cyclone Separator[J]. Powder Technology，2007，183(1)：94～104.

[10] 周力行.湍流氣粒兩相流動(dòng)和燃燒的理論與數(shù)值模擬[M].北京：科學(xué)出版社，1994：9～81.

[11] 時(shí)銘顯.壓力下天然氣干式除塵器的選型試驗(yàn)——天然氣干式除塵器研究報(bào)告之一[J].華東石油學(xué)院學(xué)報(bào)，1980，(1)：64～76.

FlowCharacteristicofVerticalMulti-tubeCycloneSeparatorforNaturalGas

WANG Jiang-yun, MAO Yu, WANG Juan

(StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China)

Making use of numerical modeling, Reynolds stress model (RSM) and stochastic tracking model, the full-size numerical simulation of gas-particle turbulent flow in a natural gas’ vertical multi-tube cyclone separator was performed. In order to obtain the precise flow condition, the complex structure of gas intake chamber, gas collection chamber, dust collection chamber and axial flow cyclone separator were kept unchanged during the calculation process, and their completely-structured grid were achieved. The study results show that different working conditions of cyclone separator tubes can result in the formation of back-mixing of cross-flow which affecting the efficiency of natural gas vertical multi-tube cyclone separator; meanwhile, properly increasing the gas leakage rate can suppress cross-flow back-mixing among cyclone separator tubes, this provides a good theoretical basis for design optimization of the natural gas vertical multi-tube cyclone separator.

vertical multi-tube cyclone separator, cross-flow, back-mixing, gas leakage rate,numerical simulation

*國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(21106181)，中國石油大學(xué)(北京)基金資助項(xiàng)目(KYJJ2012-03-15)。

**王江云，男，1977年5月生，助理研究員。北京市，102249。

TQ051.8

A

0254-6094(2015)02-0225-05

2014-05-21)