新型GLCC分離器的結構優化研究＊

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（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，多相流動易引起管道內部壓力瞬態急劇變化而達到部分介質的飽和壓力，氣體析出生成其他固態水合物，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，需經分離器分離實現分相輸送、油氣混相輸送或單流相計量[6-7]。在氣田開發的中后期含水率較高，傳統分離器的分離效果并不能滿足實際生產的需要，設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，根據CFD11-6 平臺GLCC 分離器的長期運行監測，生產效率有了顯著提高，但依然存在諸多不足。本文對經典GLCC 分離器（圖1）結構進行優化，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，為海上或陸地油氣田開發項目的設備選型提供一定的參考。

圖1 經典GLCC分離器Fig.1 Classic GLCC separator

1 基本控制方程

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

方程左端兩項分別為應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、剪應力產生項、耗散項以及壓力應變項，其函數關系式如下：

2 結構優化

國內外學者就多相流分離器結構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行結構設計及改進時，必須綜合考慮旋流分離器各部位結構在變化時對分離性能產生的影響[8-9]。

蔣明虎、趙立新、李玉星、HREIZ等學者一致認為：分離器入口方式及在一定范圍內加大截面尺寸，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分層，起到了預分離的作用[15]。GOMEZ 認為入口管傾角在[-25°，-30°]區間最佳[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]。王慶鋒等發現溢流管尺寸及布置形式對分離器性能有較大影響[17]。

在上述學者對分離器研究的基礎上，對于公認的有利于分離效率的基本結構形式，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作為溢流口設計樣式，取椎體式筒體Kb作為腔體結構，取螺旋式Lc為入口方式，取Mc形式為穩流器設置樣式，有關每一階段的結構具體改進形式見表1。穩流器設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，擾亂腔體內部流場，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 分離器結構優化Tab.1 Structure optimization of separator

3 結構優化計算驗證

3.1 計算模型建立

（1）數值模型。采用SIMPLEC 算法作為數值模擬解法。壓力插補格式選用PRESTO!。離散格式的選取對計算結果的精確性、穩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 格式雖然只有在網格質量較高的情況下才能達到求解收斂穩定[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。由于旋流分離器內部旋流場復雜多變，對數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入分離器，入口邊界定義為速度入口，初始設定入口速度為10 m/s，入口氣相體積分數為10%，溢流口和底流口邊界定義為出口，假定為完全發展的Outflow，固體壁面設置為無滑移邊界條件，具體參數見表2。

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

（2）幾何模型。分別建立圖2 所示的計算模型，在經典結構上依次添加穩流器，更改入口形式、溢流口形式、筒體結構形式，進行性能計算對比，計算時應用高階離散格式，網格劃分采用穩定性更好的六面體，便于迭代計算收斂。

圖2 不同結構形式分離器Fig.2 Separators with different structure

3.2 穩流器對分離性能影響驗證

分別計算Ma式經典分離器與Mb穩流式分離器的分離效果，通過氣相分布云圖（圖3）可知：Mb穩流式分離器的性能效率優于Ma 式經典分離器，溢流口位置的氣相濃度分布較大，并且氣相運動穩定，聚集于旋渦中心軸向延續至底流口，同時氣液兩相界面區分度極為明顯，旋轉運動中未出現周圍液相與氣相攪渾現象。Ma 式經典分離器由于入口形式影響流體運動形態，氣相出現波動。在此種工況下，氣相波動失穩時還存在高速旋轉，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 經典式與穩流式結構氣相濃度分布云圖Fig.3 Gas phase concentration distribuion cloud of classic and stead flow separator

通過圖4 可知，穩流式GLCC 分離器的分離性能有很明顯改善。經典式結構旋渦區流場較為紊亂，與筒體軸心對稱性較差，且徑向速度不足導致的軸心運移能力下降，易出現分離器底部攜氣嚴重、頂部溢流口排氣不徹底的情況；穩流式結構內部流場穩定，氣液兩相運移軌跡對稱性良好，旋流分區明顯，提高了氣液分離效率。

圖4 經典式與穩流式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）發現：Oa式分離器湍動能較大的區域主要集中在分離器底流口以及圓形穩流器下方；將溢流口形式變為Ob 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

溢流管兩種結構形式對穩流式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。

根據圖7不同入口形式分離器的切向、軸向速度變化規律可知，軸心處軸向速度最高，且螺旋管式入口的上行區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自由渦和軸心處的準強制渦，在準自由渦與準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

選取統一截面上氣液比濃度值與平均壓力值，根據圖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重，但其主要損耗是用來提供氣液兩相的旋轉動能，從而促進分離的進行。

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 腔體結構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。不同筒體結構形式的GLCC分離器見圖10，由不同筒體結構形式下的速度分布云圖（圖11）對比可知：椎體式腔體內介質切向速度在準強制渦處較小，準自由渦處較大，并且出現比較明顯的分界，表明椎體式腔體產生的離心力要遠大于柱體式；軸向速度較大位置均集中在上下溢流口處，數值上椎體式高于柱體式，表明前者分離效率高。

圖10 不同筒體結構形式的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速度，達到強化離心力場的作用，密度相對較大的介質在壁面濃度增大，導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，促進流相的分離。

根據圖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 不同筒體結構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 不同筒體結構形式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 新型分離器結構確定及驗證

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

根據結構優化數據建立計算模型進行流場分析，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，在溢流管處達到最大值。結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 穩流漸縮式氣液螺旋分離器初始結構尺寸參數Tab.3 Size parameter of separator initiating structure with steady flow reducing gas-liquid spiral

圖13 新型分離器結構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典GLCC分離器的分離效果（表4）可以發現，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口產生的，在上文的分析中提到螺旋式入口產生的壓降提高了分離器內介質的流速，進而提高了分離效率。綜合分析，新型分離器具有結構簡單、體積小、分離效率高的特點，適用于海洋平臺狹小作業空間，具有廣闊發展前景。

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

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

5 結論

以伊拉克某油田開發為研究背景，在原有經典GLCC 分離器的結構基礎上優化形成一種新型的高效分離器，并基于FLUENT 軟件，采用雷諾應力RSM 模型和Mixture 模型對其分離效率進行計算驗證。

（1） 穩流器擾亂流場準自由渦發展而避免了底溢流口處已分離的液相再次卷入旋流區，增加了氣柱凝聚力，降低了介質切向速度，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，促進介質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就實現分層，但也極大地增大了壓降，壓力的損失主要用來提高介質在切向、軸向的旋轉動能，增大密度較大流體的停留時間，促進分離。

（4） 根據計算初步確定了新型分離器的結構形式，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一步優化結構參數。