CO2驅采出液新型氣液旋流分離器分離特性數值研究

張平 朱國承 穆中華 李晨 王昌堯

1長慶工程設計有限公司

2青海油田采油三廠花土溝聯合站

石油開采過程中會伴隨大量氣態混合物的產生，為了得到合格的石油產品，油氣集輸的重要任務是氣-液分離及液-液分離[1]。隨著三次采油技術的發展，CO2驅油技術得到規?；瘧肹2]，這增加了油氣兩相分離的難度，對氣液分離提出了更高的要求。常見的油氣分離裝置有重力式分離器[3]、過濾式分離器[4]和旋流離心式分離器[5]等。旋流分離由于具有投資成本低、處理量大、運行穩定等優點，近年來被廣泛關注[6]。

ROSE 等[7]通過流體動力學軟件計算和實驗對比分析了多級旋風分離器的流場。結果顯示，該氣液分離器對氣液固三相以及氣液兩相都有很好的分離功能。GAO 等[8]在一個直徑為65 mm 的切向入口式柱狀氣液分離器上，從實驗和模擬的角度均發現，分離中位粒徑約60 μm的液滴，當入口氣速超過16.8 m/s 時，分離效率有所下降。WANG 等在一個環形流通區域內模擬旋風分離器中的旋轉流動，從液滴碰撞、液滴破裂和液滴與壁面的碰撞這三個角度來模擬液滴的運動情況，較為充分地考慮到液滴在旋轉分離運動過程中可能會發生的形變，從而建立了一個分離效率模型來預測旋風分離器的分離效率。王振波等[9]利用現代多相流理論、湍流原理和計算流體動力學理論，采用實驗研究、數值模擬和理論分析相結合的方法，對軸流式氣液旋流分離器內部的氣相流場、液滴的運動軌跡及其破碎碰撞機理、分離性能及其影響因素進行了較深入的研究，對旋流分離器的結構進行了優化設計。于長錄[10]提出了一種新型氣液兩相分離器，針對傳統的氣液分離器分離效率低、體積大等缺點，設計了一種新型夾套旋風分離器。

雖然目前國內外氣液旋流器的研究成果很多，但大多基于傳統的氣液旋流器開展相關實驗和模擬研究，局限性比較大，如今實際生產中的氣相含量高且成分復雜，單純依靠傳統的旋流裝置很難滿足油品分離的要求。本文基于中國石油大學（華東）開發的新型氣液旋流單管裝置，設計出一種適應性強且分離性能優良的并聯式氣液旋流器，并采用數值模擬的方法研究了不同工況下的氣液分離效率，對于新型氣液旋流器的設計具有一定的指導意義。

1 數值計算模型

1.1 湍流模型

湍流數值模擬方法主要包括直接數值模擬（DNS）方法、大渦模擬（LES）方法和Reynolds平均法。Reynolds 平均法中包含Laminar、k-ε、k-omega以及Reynolds應力模型[11]。k-ε兩方程模型是在一方程模型的基礎上，再引入湍流耗散率ε的方程后形成的，是目前應用最為廣泛的湍流模型。該模型又包含標準k-ε模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型。標準k-ε模型相對于零方程和一方程模型有很大改進，但對于強旋流、彎曲壁面流動或彎曲流線流動會產生一定程度的失真。為彌補標準k-ε模型的不足，學者們提出應用較為廣泛的RNGk-ε模型，該模型對湍流黏度進行修正，如式（1）所示：

式中：μt，μt0分別為修正后和修正前的湍流黏度，kg/(m·s)；αs為漩渦因子；Ω 為特征旋轉量；k為湍動能，m2/s2；ε為湍流耗散率，m2/s2。

考慮流動中的旋轉及旋流流動問題，湍動能k方程和湍流耗散率ε方程如式（2）（3）所示

式中：ρ為流體密度，kg/m3；t為時間，s；ui為i方向的速度，m/s；xi，xj分別為i方向和j方向的坐標，m；αk，αε分別為k方程和ε方程的湍動普朗特數；μeff為有效動力黏度，kg/(m·s)；Gk為平均速度梯度引起的湍動能產生項，kg/(m·s2)；Gb為浮力引起的湍流能產生項，kg/(m·s2)；YM為可壓縮湍流動脈膨脹造成的耗散率，kg/(m· s2)；C1ε，C2ε，C3ε為經驗常數；Rε為ε方程附加項，kg/(m·s2)；Sk，Sε為用戶定義的源項。

考慮到RNGk-ε模型所得到的模擬結果準確性更高，氣液分離器的湍流模型采用RNGk-ε模型。

1.2 多相流模型

多相流模型包括Mixture 模型和歐拉雙流體模型，前者主要是針對氣液兩相的混合模型，適用于氣相濃度較低的情況；而后者考慮到氣泡之間、氣泡與混合液之間的相互作用，可得到氣液兩相的體積分數分布，目前在國際上的應用越來越廣泛。為使模擬數據更符合實驗研究結果，結合所要模擬的氣液分離工況，以氣體為連續相，液體為分散相，使用歐拉-歐拉法的Eulerian 模型對氣液兩相間的相互作用進行研究。

2 數值模擬方法

（1）幾何模型。針對CO2驅油采出液的特性，基于新型氣液旋流單管裝置，設計出一種高效的氣液分離裝置，其幾何模型如圖1所示，具體尺寸參數如表1所示。該分離裝置工作流程為：氣液兩相同時由切向入口進入分離器內置的旋流器單管內，產生高速旋轉運動；由于兩相密度的差異，在離心力的作用下，液相匯集于側壁形成外旋流，而氣相匯聚于中心形成內旋流；進入錐段后，由于在錐段內直徑變化緩慢，旋轉加速度逐漸減小，密度較大的液相通過底流管流至集液腔排出，在背壓的驅動下，密度較小的氣相向上運動，通過內旋流由溢流管流出至氣體腔，再經過頂板的二次除液后排出，從而實現氣液兩相的分離。其中，旋流單管的兩個切向入口可增加離心作用力，強化氣液兩相分離，設置隔板，不僅可以防止兩相返混，而且可以對旋流單管進行固定。

圖1 氣液分離裝置模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of gas-liquid separation device model

表1 氣液旋流裝置結構參數Tab.1 Structural parameters of gas-liquid cyclone device

（2）網格劃分。本文使用Mesh 模塊進行網格劃分，考慮到網格對于復雜結構的適應性，為保證足夠的計算精度，采用高密度的四面體網格劃分整個流域，并在局部區域進行必要的網格加密處理。同時進行網格無關性驗證，最終使用總數約54 萬個四面體網格進行模擬計算，生成的網格如圖2所示。

圖2 網格劃分示意圖Fig.2 Schematic diagram of grid division

（3）介質物性參數。采用混合氣體（包含C1～C6、H2O和CO2）和混合液體（油水混合液）作為氣液兩相體系進行模擬計算，環境溫度為30 ℃，壓力為0.3 MPa。

混合氣體：密度ρ=3.827 kg/m3，動力黏度μ=1.324×10-5Pa·s。

混合液體：密度ρ=921.95 kg/m3，動力黏度μ=2.81×10-3Pa·s。

（4）邊界條件和初始條件。兩相分離器入口采用質量流量入口邊界，不同工況下的入口液相質量流量皆為3.125 kg/s，入口氣相質量流量分別為0.115 9，0.231 8，0.463 5，0.618 0，0.880 7 kg/s，入口湍流邊界選擇湍流強度和黏度比，分別為5%和10%?？紤]到液出口滿足充分發展的狀態，分離器出口采用自由出流邊界。壁面認為不可泄漏，采用無滑移條件。

（5）數值解法。因為存在較大曲率和高速旋流的計算域，壓力離散格式選用PRESTO！，其余方程離散采用QUICK差分格式，殘差設置為10-5，完全滿足計算的精度要求。

3 結果與分析

3.1 模擬結果準確性驗證

為了保證計算結果的準確性，對每一個工況進出口進行物料衡算，如式（4）所示：

式中：Δ 為凈流量，kg/s；mgo,l，mgo,g分別為氣出口液體質量流量和氣體質量流量，kg/s；mlo,l，mlo,g分別為液出口液體質量流量和氣體質量流量，kg/s；mi,l，mi,g分別為進口液流量和氣流量，kg/s。

通過計算，各個工況的進出口流量差均小于0.02 kg/s，基本滿足物料衡算的條件。

3.2 氣液兩相分布云圖

圖3為入口流量分別為135、256、532、746和961 m3/h 的液相體積分數分布云圖。從圖中可以看出，連續相混合氣體和分散相混合液體進入旋流裝置后高速旋轉，由于兩相存在密度差，較輕的氣相向軸線位置靠近，向上由氣出口排出，較重的液相被甩向邊壁，向下由液出口流出，在旋流單管錐段附近發生氣相和液相的反向輸送。由于旋流器的錐段管徑不斷減小，此處流速急劇增大，產生較高的離心力，使得液相在此處容易破碎形成小液滴，隨氣體內旋流從溢流口逃逸出去，以及液相中容易產生氣泡隨液體外旋流從底流口排出。隨著進口流量的增加，總體上氣出口的液相濃度在下降，這是由于進氣量的增加，導致液相的占比下降，液出口的液相濃度呈一定的下降趨勢，并在進氣量大于等于746 m3/h 后保持基本不變，這是因為氣速的增加導致一部分液滴被卷揚到氣相當中，導致液出口的液含量降低。

圖3 不同入口流量下液相體積分數分布云圖Fig.3 Cloud diagram of liquid phase volume fraction distribution under different inlet flow

3.3 不同進口流量對分離特性的影響

進口流量是氣液分離器的一個重要的操作參數，進口流量對于旋流器內部的離心場和停留時間都有顯著的影響。為此，研究了不同流量下進出口的氣液分離情況。氣出口含液量和液出口含氣量皆為考察氣液分離器的關鍵指標，通過計算氣出口液體質量濃度(Cgo)、液出口液體體積分數(vlo)和不同出口的分離效率(η)來討論分離裝置的分離性能，各性能指標可由式（5）～式（8）計算：

式中：Vm為摩爾體積，m3/kmol；pgo,g為氣出口壓力，Pa；T0為標況溫度，K；p0為標況壓力，Pa；Tgo,g為氣出口溫度，K；Mg為氣體平均摩爾質量，kg/kmol；ρl，ρg為液體密度和氣體密度，kg/m3。

（1）不同進氣量對除液效率的影響。在135～961 m3/h 的進口流量下，氣出口的氣液質量流量如圖4 所示。由圖4 可知，在不同工況下，氣液兩相經過旋流裝置后，幾乎全部的氣相從氣出口排出，僅有少量的液相被夾帶著從氣出口逃逸出去。這是由于混合氣液進入旋流單管后，產生較強的離心力，由于氣相比液相密度小，主要向旋流器中心移動，在壓差的作用下沿著溢流口向上排出，而液相則被甩向邊壁，在重力作用下從底流口流出。在高旋流條件下，少量的微小液滴被帶入到中部氣流之中，無法通過密度差移向邊壁，從而被氣流裹挾著從上部出口排出，導致氣出口出現液相。在入口液相質量流量不變的前提下，隨著入口流速的增加，氣出口的液相含量有升高的趨勢，這是由于氣速的增大使得邊壁處的液相被卷揚起來形成較小的液滴，又因為停留時間降低，液滴來不及重新被邊壁捕集便被返氣夾帶著從氣出口逃逸出去。

由圖5可知，隨著進口流量增加，氣出口的除液效率在不斷下降，最低效率低于78%，這說明被帶出的液相是增多的，這是由于氣速的增加導致氣液湍流強度升高，增加了液滴在壁面處的碰撞和彈跳概率，使得更多的液滴被氣相帶出。從圖中還可以看出：隨著進口流量的增大，氣出口的液體質量濃度呈現先快速下降后緩慢下降趨勢。結合圖4可知，這是由于氣出口液相的增加率不及氣相導致的，愈來愈大的進口氣速減緩了液體濃度的下降趨勢。

圖4 不同進口流量對氣出口氣液流量的影響Fig.4 Influence of different inlet flow rates on the gas-liquid flow rate at the gas outlet

圖5 不同進口流量對除液效率的影響Fig.5 Influence of different inlet flow rates on the efficiency of liquid removal

雖然提高入口流量可以降低氣含液濃度，但并不能提高除液效率，反而氣夾液的現象更加嚴重，使得效率呈線性下降的趨勢，因此應當謹慎確定合適的入口流量。

（2）不同進氣量對脫氣效率的影響。在不同的工況下，液出口的氣液質量流量如圖6所示。當進口流量從135 m3/h 增加到961 m3/h 時，液出口幾乎無氣體逸出，這可能是因為混合液體作為液相，處于一種結構比較緊湊的狀態，在錐形的集液腔內形成液封，導致氣體很難通過。但隨著進口流量的增加，即使進口液流量保持不變，液出口的排液量仍在減少，這是由于氣速的增加，導致部分液相在邊壁處破碎，被氣體帶入內旋流，其次分離器內部壓力也隨之增大，使得與氣出口之間的壓差加大，進而液滴更容易從氣出口逃逸出去，這種推斷可以從圖4中的氣出口液相流量當中得到驗證。因此，入口氣速應當恰當設置，否則會出現氣出口夾液嚴重和液出口液量降低的現象。

圖6 不同進口流量對液出口氣液流量的影響Fig.6 Influence of different inlet flow rates on the gas-liquid flow rate at the liquid outlet

從圖7中可知，隨著進口流量的增加，液出口的液相體積分數呈線性下降的趨勢，其次液出口的脫氣效率也出現了波動，這是由于隨著氣速的增加，氣出口的液相排量增加，液出口的排氣量也有略微的升高，進而導致上述趨勢的產生。但發現液相體積分數下降不超過0.1‰，效率波動不超過1.5%，且液相含量和脫氣效率都保持在較高的范圍內，這說明流量變化對于液出口脫氣的影響并不十分明顯，并且脫氣性能表現較為優異。

圖7 不同進口流量對脫氣效率的影響Fig.7 Influence of different inlet flow rates on degassing efficiency

因此，在確定旋流裝置操作參數時，關鍵是氣出口的除液效率是否滿足要求。

3.4 氣液分離器現場運行效果分析

長慶油田A綜合試驗站為CO2驅油采出流體處理站場，A 綜合試驗站日處理液量約為800 m3～1 000 m3，原油密度為0.845 t/m3，原始地層氣油比為105 m3/t。在A 綜合試驗站旋流分離器氣相出口和液相出口處取樣化驗。不同流量下氣相出口氣體除液效率及液相出口液體脫氣效率如表2所示。

由表2 可知，在流量為34～41 m3/h 時，氣相出口的除液效率在95%以上，液相出口的脫氣效率在94%以上，與圖5 及圖7 的實驗結論一致。液相出口的脫氣效率實際值相對于模擬值較高，這主要是因為A綜合試驗站處理的CO2驅采出流體氣液比較高，進入旋流分離器前已有較大比例的伴生氣從原油中分離。

表2 氣液旋流裝置分離效率Tab.2 Separation efficiency of gas-liquid cyclone device

4 結論

采用數值模擬的方法對自行設計的旋流氣液分離器的氣液分離性能進行研究，分析了不同進口流量下的氣出口除液和液出口脫氣效率，得出如下結論：

（1）混合氣液兩相經過旋流裝置的處理，基本實現了兩相的分離，但是從分離效率上來看，脫氣效果要優于除液效果。

（2）隨著進口流量的增加，氣出口的液相流量不斷上升，隨之除液效率從90.93%下降至77.82%，可見入口流量的升高，降低了氣液分離器除液性能，這主要是過高的氣速增加液相破碎的概率以及停留時間降低導致的。

（3）在不同工況下，液出口的脫氣效率雖然有一定的波動，但皆保持在94%以上，液出口液相體積分數也都在99.99%以上，因此液出口的脫氣效果較好，這主要是得益于液封的存在，使得氣體很難從液出口排出。

因此，在確定進口流量時，應主要考慮氣出口的液相夾帶問題，防止因流量過高造成氣出口除液效率的降低。