軸流式氣-液旋流分離器分離特性

羅小明， 高奇峰， 劉 萌， 楊路路， 何利民

(1.中國石油大學(華東) 儲運與建筑工程學院，山東 青島 266580;2.中海油研究總院有限責任公司 工程研究設計院，北京 100028)

近年來，隨著海洋油氣田的持續開發，采出氣中的游離水和凝析液含量逐漸增多，在海上平臺空間受限的背景下，為滿足氣-液分離要求，發展緊湊型氣-液分離器已經成為新的趨勢。軸流式氣-液旋流分離器因其占地面積小、易安裝、操作靈活、運行穩定連續、無易損件、維護方便、經濟成本及運行費用低等優點，在海洋石油工業領域中得到廣泛應用[1-2]。

軸流式分離結構最早應用在旋風除塵領域，Gauthier等[3-5]研究了導流葉片、設備長度與排氣管等結構參數對軸流式旋風除塵器性能的影響，并根據實驗結果優化出最佳設計結構。Maynard等[6-8]針對軸流式旋風分離器結構特點，結合離散相顆粒在分離器內部運動機理，提出相應的分離效率理論模型，得出分離效率與分離器內外筒徑、分離腔長度、葉片角度等結構參數以及切向氣速、氣體黏度、顆粒密度等操作參數的定量關系。其中Muschelknautz等[9-10]在傳統反轉式分離器平衡軌道模型以及邊界層理論模型基礎上，提出內含導流葉片的軸流式旋流分離器的分離效率理論模型，但由于軸流式旋流分離器內部流場的特殊性，得到的模型存在一定缺陷。

通過實驗測量軸流式旋流分離器內部流場，相對于傳統反轉式分離器，軸流式旋流分離器內部設置導流體和導流葉片，氣體與離散相顆粒運動方向相同，在導流體后部中心處形成分離死區。分離死區內氣體軸向速度為零且出現回流，并且影響氣體在分離區內的穩定旋轉。實驗中發現，分離器導流體和排氣管的長度對分離器內部流場有較大影響[11-13]。

為改善分離器內部流場分布，去除導流體尾部回流區，筆者在上述研究的基礎上，將分離器導流體延伸形成中心體，與外部筒體形成環狀分離區。針對內置中心體的軸流式氣-液旋流分離器，通過分析液滴在分離器內部旋流場的受力情況，建立分離效率理論模型。并通過實驗研究分離器結構與操作參數對分離器分離效率的影響，為分離器的工藝設計提出一定的設計準則與方法。

1 理論模型推導

圖1為軸流式氣-液旋流分離器結構示意圖。霧狀來流經過入口導葉起旋作用后，由于氣-液兩相的密度差異，液滴受離心力作用運動至筒體壁面形成液膜，最終通過集液腔得到分離，氣體則通過排氣管流出。

圖1 軸流式氣-液旋流分離器結構示意圖Fig.1 Structure diagram of the axial flow cyclone separator

1.1 旋流場分析

(1)

(2)

1.2 液滴受力分析

在進行分離器理論模型計算時，忽略影響液滴運動的次要因素，做出以下假設[16]：(1)液滴分散粒子為球形，且在運動中不變形，忽略液滴的碰撞、聚并以及液膜的影響；(2)液滴相互之間及液滴與器壁之間沒有相互作用力，一旦液滴被壁面捕捉，認為液滴得到分離。

圖2 環形分離區內液滴受力分析示意圖Fig.2 Schematic diagram of droplet force analysis in annular separation zone

如圖2所示，在中心體與外筒體構成的環形分離空間內，直徑為dp的液滴做環向圓周運動，在半徑r處運動液滴受到離心力Fp為：

(3)

在流場中，液滴的速度矢量與氣體的速度矢量往往不一致。液滴直徑越大，氣體速度大小與方向變化越大，氣-液兩相間相對作用力也越大。如果只考慮曳力對液滴的影響，作用在液滴上的曳力FD(t)為[17]：

(4)

其中Vg-Vp表示某一時刻氣體與液滴矢量速度差，假設液滴顆粒較小且在強旋作用下，液滴夾帶在氣流中隨氣體一起運動，氣-液之間的切向速度和軸向速度幾乎相同[18-19]。CD為氣體對液滴的阻力系數。研究表明，假設顆粒為光滑圓球情況下，顆粒阻力系數僅與液滴運動雷諾數Re相關。在實際情況下，旋流分離器內液滴雷諾數可達到10～20，在計算時并不符合斯托克斯定律的應用條件，但是在強旋流場中，由于離心場的穩定性，液滴徑向上湍流強度十分有限，因此在液滴后面不會有尾流和分離流發生，取CD=24/Re。根據液滴徑向所受斯托克斯力公式得到[8]：

FD(t)=3πμg|Δu|dp

(5)

|Δu|表示旋流場內氣體與液滴徑向上的速度差，相對于液滴徑向運動速度ur，氣體在徑向上速度可忽略不計，即|Δu|=ur。

液滴在半徑r處旋流場中受氣體浮力Ff為：

(6)

根據液滴受力建立液滴徑向運動方程：

(7)

(8)

根據分離器內液滴在軸向和徑向運動間關系，得到：

(9)

將式(8)代入式(9)并積分得到：

(10)

王魯平[21]測定分離區內部流場發現，分離器環形分離區內部切向速度呈“n”型分布，即除了外筒體內壁面以及中心體表面處速度較低外，其余均保持較高的切向速度且沿徑向方向速度變化不大。由于分離器分離區長度較短，氣體切向速度沿軸向變化不明顯[22]，因此對于環形分離區內部流場速度可近似認為：

液滴在分離器內部運動過程中，能夠得到分離的關鍵是當液滴軸向運動至排氣管處時，徑向上能夠運動至外筒壁面或排氣管外側，從而避免液滴隨氣體直接通過排氣管排出。基于以上因素，將式(10)進行積分，假設液滴從中心體半徑Ri處進入分離器，軸向運動距離為環形分離區長度L，將能夠完全分離的液滴直徑dp,c定義為臨界直徑，得到：

(11)

由式(11)可知，臨界直徑dp,c與分離器結構參數和操作條件相關。對于分離器結構參數，增加中心體半徑Ri，減小排氣管半徑Re，減小導流葉片出口角β，增加環形分離區長度L均能夠提高分離器對小直徑液滴的捕捉效率。同樣對于操作參數，增加氣體流量也有利于分離效率的增加。

1.3 粒級效率與整體分離效率

基于臨界直徑的計算方式，對分離器粒級分離效率進行分析，在上述分離器結構參數情況下，只要入口液滴直徑dp,r大于臨界直徑dp,c，液滴均能得到分離。當dp,r

(12)

其中Rr通過式(11)變換得到：

(13)

最終得到：

(14)

在此基礎上，得到分離器總體分離效率ηp為：

(15)

其中Fm(dp)是液滴dp的質量分數。

2 實驗測試

為明確分離器理論模型的準確性以及研究分離器結構參數和操作參數對分離器分離性能的影響，設置實驗裝置如圖3所示：

圖3 軸流式氣-液旋流分離器的實驗流程圖Fig.3 Flow chart of the axial flow cyclone separator1—Compressor; 2—Buffer tank; 3—Valve;4—Orifice flowmeter; 5—Two-fluid spray nozzle;6—Piezometer; 7—Test cyclone; 8—Metering pump;9—Feeding tank; 10—Liquid container

實驗設備主要由供氣系統、霧化系統、分離系統和測量系統組成，調節壓縮機入口折算氣速為3～11 m/s。實驗中采用雙流體霧化噴嘴造霧，如圖4 所示，保持噴嘴液相支路流量2.7 kg/h，并控制噴嘴調節閥得到不同粒徑分布的液滴群。為避免液體蒸發對分離效率的影響，采用揮發性較低的低黏白油-空氣體系進行實驗。

圖4 噴嘴結構圖Fig.4 Nozzle structure diagram

實驗中軸流式氣-液旋流分離器外筒直徑Do=0.08 m，中心體直徑與筒體直徑比Di/Do=0.5，排氣管直徑與筒體直徑比De/Do=0.85，環形分離區長度與筒體直徑比L/Do=3，導流葉片出口角β=45°。分離器整體分離效率通過集液罐與供液罐質量變化比值進行計算，其中實驗前、后供液罐液體質量減少為m1，通過分離器后集液罐質量增加為m2，總體分離效率為：

(16)

圖5為入口氣速分別為5 m/s和10 m/s時，Malvern-Insitec在線激光粒度儀測量得到分離器出口處的液滴粒徑分布。由圖5可知，氣速增加時出口處液滴粒徑分布整體稍向左偏移，說明液滴的分離效率有所提升，但是當入口氣速為10 m/s時出口處檢測出有超過1000 μm的大液滴存在，分析認為此時分離器內分離液膜在氣體作用下開始破碎，攜液現象發生。

圖5 不同氣速下分離器出口液滴粒徑分布Fig.5 Particle size distribution of separator outlet at different gas velocities

為研究分離器對液滴的分離情況，根據實驗前、后供液罐和集液罐液體質量變化以及分離器進、出口液滴體積概率分布，分析不同粒徑液滴經過分離器后的分離效率。由于實驗過程中液滴在分離器入口存在碰壁現象，同時液膜在高氣速下易破碎形成大液滴，影響分離器出口液滴體積概率分布，可能導致實驗得到的液滴粒級分離效率偏低。

筆者單純考慮分離器進出口液滴粒徑分布，忽略上述因素的影響，得到實驗條件下液滴粒級分離效率，并與計算值進行對比，如圖6所示。由圖6可知，入口氣速為5 m/s和10 m/s時，分離效率的實驗值與理論計算值吻合良好，由于液滴受分離器內部氣體湍流作用的影響，分離效率計算理論值略高于實驗值。通過實驗發現，當氣速較低時，理論模型能夠較好地預測分離器的分離效率。

3 結構對分離器分離效率的影響

從分離效率模型能夠看出，影響分離效率的主要因素是分離器本身的結構參數以及外界操作參數，上述理論模型的建立主要基于受力液滴的徑向小雷諾數運動，但是實際現場工況復雜，尤其分離器內部湍流強度較高時會發生攜液現象，影響分離器分離效率，因此有必要測試分離器在不同工況下的分離性能，為現場分離器應用提供設計依據。

圖6 分離器分離效率實驗值與計算值對比Fig.6 Comparison between experimental and calculated grade efficienciesvg/(m·s-1) (a) 5; (b)10

3.1 導流葉片影響

在上述實驗的分離器結構基礎上，改變導流葉片出口角β分別為30°、45°、60°，并進行實驗，測試不同氣速下分離器的分離性能，結果如圖7所示。由圖7可知，當入口氣速低于7 m/s時，減小導流葉片出口角，分離效率增加。這是由于在相同氣速、相同液量下，導流葉片出口角減小，流體切向速度增加，分離器內部旋流強度增大，液滴在離心力作用下更容易向壁面移動，分離效果增強。

圖7 不同導流葉片出口角下總分離效率隨入口氣速的變化Fig.7 Variation of overall separation efficiency with inlet velocity at different vane anglesDi/Do=0.5; De/Do=0.85; L/Do=3

在分離器導流葉片出口角一定的情況下，隨著入口氣速逐漸增加，分離效率達到一定值后開始出現下降趨勢。尤其導流葉片出口角為30°時，分離器效率達到最高值后繼續增加氣速，分離效率顯著降低，是因為當導流葉片出口角較小時，分離器內部切向速度過大，湍流作用增強，對液膜剪切作用加劇，造成液體的二次夾帶，分離效率降低。

圖8為不同導流葉片出口角下壓降隨入口氣速的變化。由圖8可知，隨著入口氣速增加，分離器壓降增加，且在同一氣速下，導流葉片出口角越小，壓降越大。這是因為導流葉片出口角減小時，氣體在導流葉片出口處流向發生偏轉角度增加，導流葉片出口角處局部損失增加，同時導流葉片出口角的減小也增加了氣體與導流葉片及分離器殼體壁面的摩擦損失。

圖8 不同導流葉片出口角下壓降隨入口氣速的變化Fig.8 Variation of pressure drop with inlet velocity at different vane anglesDi/Do=0.5; De/Do=0.85; L/Do=3

3.2 中心體直徑對分離性能的影響

在分離器內部設置中心體能夠明顯改善分離器內部流場，消除導流體后的分離死區。中心體與外部筒體形成環形分離區，流體在環形區域內流動穩定，且保持較高的切向速度。

中心體直徑大小關系到分離區環形流通面積，中心體直徑增大，液滴徑向運動到壁面的距離變小，切向速度增大，離心力加強，利于液滴的分離。但是流通面積減小也導致軸向速度增大，減少了流體在分離器內部停留的時間。為研究中心體直徑對分離效率的影響，測試中心體直徑與筒體直徑比Di/Do分別為0.5、0.6、0.7時分離器的分離效率，結果如圖9所示。

圖9 不同Di/Do比下分離器總分離效率隨入口氣速的變化Fig.9 Variation of overall separation efficiency with inlet velocity at different Di/Do ratiosβ=45°; De/Do=0.85; L/Do=3

由圖9可知，當入口氣速低于7 m/s時，增加中心體直徑能夠有效提高分離器分離效率。是因為隨著中心體直徑增加，分離區內切向速度增加，旋流強度增大，有利于液滴的分離。對于一定中心體直徑分離器，當分離效率達到最高值后繼續增加氣速，分離效率呈下降趨勢，尤其當Di/Do=0.7時，氣速對分離效率影響非常明顯。

圖10為不同Di/Do比下分離器壓降隨入口氣速的變化。由圖10可知，分離器壓降隨氣速的增加而增大。在一定氣速下，隨著中心體直徑增加，壓降提升幅度增加。因此在設計中心體直徑時，在保證分離效率的前提下，盡量保持Di/Do<0.7。

3.3 排氣管直徑對分離性能的影響

圖11為分離器在不同De/Do比下總分離效率隨入口氣速的變化。由圖11可知，低氣速下，當De/Do從0.85減小為0.75時，分離器分離效率有所提高，這是因為排氣管直徑減小，減少了氣體中部分液滴的直接逃逸。當De/Do=0.65時，分離效率隨氣速的增加急劇下降，是由于排氣管直徑減小，與中心體構成的氣體流通面積減小，氣體節流作用增強，排氣管內部與分離區形成較大壓力梯度，因此氣體中的液滴以及液滴與排氣管外壁接觸形成的蠕動液膜更容易進入排氣管，造成分離效率下降。

圖10 不同Di/Do比下分離器壓降隨入口氣速的變化Fig.10 Variation of pressure drop with inlet velocity at different Di/Do ratiosβ=45°; De/Do=0.85; L/Do=3

圖11 不同De/Do比下分離器總分離效率隨入口氣速的變化Fig.11 Variation of overall separation efficiency with inlet velocity at different De/Do ratiosβ=45°; Di/Do=0.5; L/Do=3

圖12為不同De/Do比下分離器壓降隨入口氣速的變化。由圖12可知，當De/Do=0.65時，隨著氣速增大，分離器壓降急劇增加。這是因為隨著排氣管直徑的減小，內部氣體流速增加，能量的湍流耗散增加。同時排氣管流通面積減小也造成排氣時氣體流動截面積突然縮小，造成大量的節流損失。因此對于排氣管設計，在保證分離效率的前提下，適當增加排氣管直徑。

通過上述實驗發現，對于內置中心體的軸流式旋流分離器，在低氣速下，減小導流葉片出口角、增大中心體直徑、減小排氣管直徑均能夠提高分離器的分離效率，并且存在相應的氣速使特定結構分離器的分離效率達到最大。隨氣速繼續增加，分離器分離效率開始下降，壓降急劇增加。對于實驗所用分離器，當vg>7 m/s時，設計分離器Di/Do=0.5、De/Do=0.85、L/Do=3、β=45°，分離器內旋流強度適中，壓降相對不大，分離效率較高且逐漸穩定。

圖12 不同De/Do比下分離器壓降隨入口氣速的變化Fig.12 Variation of pressure drop with inlet velocity at different De/Do ratiosβ=45°; Di/Do=0.5; L/Do=3

4 結 論

(1)針對內部設置中心體的新型軸流式氣-液旋流分離器，根據分離器內部流場分布以及液滴的受力分析，建立了分離器分離效率的理論模型。實驗發現，通過模型求得的液滴粒級分離效率的理論值與實驗值一致性較高，可用于液滴分離效率的計算。

(2)研究表明，軸流式分離器分離效率與結構參數和操作參數相關。在低氣速下，減小導葉出口角、增加中心體直徑以及減小排氣管直徑均能夠有效提高分離效率。對于一定結構分離器，存在相應的臨界氣速使分離效率達到最大，隨氣速繼續增加，分離效率呈下降趨勢。因此對于處理量較大的情況，可通過增加分離結構尺寸，以滿足分離要求。

(3)根據實驗結果，提出不同工況下分離器的設計準則，當入口氣速較低時，可根據理論模型對分離器結構參數進行調整。當入口氣速高于7 m/s時，分離器內部發生攜液現象，設計導葉出口角為45°，中心體直徑與筒體直徑比值為0.5，排氣管直徑與筒體直徑比值為0.85，分離器長度與筒體直徑比值為3，能夠保持分離效率較高且逐漸穩定，壓降在合理范圍內。

符號說明：

CD——氣體對液滴的阻力系數;

dp——液滴直徑，m;

dp,c——液滴臨界直徑，m;

dp,r——計算液滴直徑，m;

De——排氣管直徑，m;

Di——中心體直徑，m;

Do——筒體直徑，m;

FD(t)——液滴所受曳力，N;

Ff——液滴受浮力，N;

Fm(dp)——液滴直徑為dp的質量分數;

Fp——液滴受離心力，N;

lw——排液間隙，m;

L——環形分離區長度，m;

m1——供液罐液體減少質量,kg;

m2——集液罐增加質量,kg;

Δp——分離器壓降，kPa;

r——液滴徑向位置半徑，m;

Re——排氣管半徑，m;

Ri——中心體半徑，m;

Ro——筒體半徑，m;

Rr——計算液滴徑向位置半徑，m;

Re——雷諾數;

uθ——環形分離區液滴切向速度，m/s;

uz——環形分離區液滴軸向速度，m/s;

ur——環形分離區液滴徑向速度，m/s;

|Δu|——氣體與液滴徑向速度差，m；

vg——入口氣速，m/s;

Vg——氣體矢量速度，m/s;

Vp——液滴矢量速度，m/s;

β——導流葉片出口角，°;

ηp,r——計算液滴分離效率，%;

ηp——總體分離效率，%;

μg——氣體運動黏度，kg/(m·s);

ρp——液滴密度，kg/m3;

ρg——氣體密度，kg/m3。