基于粒径测量方法的水下气液旋流分离器分离性能评价＊

王韬杰 何利民 陈建磊 胡 康

（1.中国石油大学（华东） 山东青岛 266580； 2.中国石化抚顺石油化工研究院 辽宁抚顺 113001）

王韬杰，何利民，陈建磊，等.基于粒径测量方法的水下气液旋流分离器分离性能评价［J］.中国海上油气，2015，27（6）：105-110.

近年来，随着深海油气田工程的开发和应用，人们对深水水下气液旋流分离器的要求越来越高［1-4］，尤其是对像天然气-凝析液等高速雾状流中的液滴进行旋流分离。国内外学者对气液旋流分离器的分离性能进行了诸多研究，但由于缺乏先进的测试手段，目前分离器分离性能的优劣多以气相含液率、液相含气率和压降损失等特征参数的高低为标准进行评判［5-6］。此外，部分学者借助数值计算等手段来模拟分离器内部的气相流场、速度-浓度场、压力场［7-9］、涡核边界以及零轴速包络面［10-11］，并以此来评判分离性能的优劣。但由于液滴在高速流场中的不稳定性，无论是利用宏观测试方法还是计算机模拟研究，都不能全面地判断其性能的高低，而且数值模拟的计算结果也并不让人完全信服。笔者基于粒径测量的分离器性能评价方法，利用水下气液旋流分离器试验系统，通过激光粒度仪等设备在线测试液滴粒径分布和特征粒径的变化，并以此作为评价指标推断液滴在分离器中的破碎和聚并行为，进而评判气液旋流分离器的分离性能。

1 试验系统与操作参数

1.1 试验系统

试验系统为笔者所在试验室设计发明的水下气液旋流分离器分离性能测试系统，该系统由供风系统、进料雾化系统、分离系统和测量系统等4部分组成（图1），主要用于进行除雾旋流分离器性能测试试验，并完成分离器的流动分离机理分析、性能评价和结构优化。该系统气相介质为压缩空气，液相试验介质选择低黏白油［12］而没有选择蒸馏水，这是因为对于以液滴形式存在的情形，水滴比油滴有更大的比表面积、蒸发能力更强。液相和气相通过内混式双流体喷嘴混合雾化进入主管路，在主管路中充分混合后进入气液旋流分离器，分离后的液体回收重复使用，气体直接排入大气。

试验中利用在线激光粒度仪分别在分离器入口和出口（图1中A-A′截面和B-B′截面）处对液滴粒径进行测量，为使试验中粒径测量更加准确，分离器入口和出口含液体积分数范围取200～1 100 mg／L。白油的物性参数如下：20℃时密度为805 kg／m3，运动黏度为1.9 mm2／s，表面张力为26.2 m N／m。

图1 水下气液旋流分离器分离性能测试试验系统Fig.1 Separation performance test system of gas／liquid cyclone separator

1.2 操作参数

为研究和应用方便，人们提出了多种液滴特征粒径的定义方法［13］，其中工程上常用比表面积平均粒径d32、体积平均粒径d43和中值粒径d50与其对应偏差σ来描述液滴的粒径变化，计算方法见式（1）～（3），试验数据处理中采用对数正态体积累积概率分布对液滴群粒径进行评价和分析。

式（1）～（3）中：di为颗粒直径，μm；d为平均直径，μm；σ为粒径标准差，μm。

试验中可改变的入口操作参数主要是入口液滴粒径和入口气速，这些参数改变时其他操作参数也会发生变化。为使试验结果更加准确，试验中忽略了其他入口变量的影响。刘丽艳 等［14］发现，双流体喷嘴的气量和液量的比率Qg／Ql一定时，其液滴群的平均粒径保持不变，因此试验时可通过改变双流体喷嘴中的气液流量比率来改变入口液滴粒径的大小。水下分离器不同主管路气速下入口液滴粒径如图2所示，可以看出，气液量比率不变时3种不同入口气速下制备的入口液滴群粒径大小几乎没有变化。

水下气液旋流分离器入口含液体积分数可通过双流体喷嘴的液量和主管路中的气量比率变化来改变，而双流体喷嘴雾化时所需的气量与主管路总气量相比则可以忽略不计，试验中可不考虑其对入口含液体积分数的影响。表1为试验中相同含液体积分数下的3种不同入口液滴粒径。

图2 水下气液旋流分离器在不同主管路气速下的入口液滴粒径Fig.2 The size of inlet droplets under different velocity of gas in gas／liquid cyclone separator

表1 水下气液旋流分离器在相同含液体积分数下的3种不同入口液滴粒径Table 1 The three different inlet droplets under same volume concentration of gas／liquid cyclone separator μm

2 评价方法

在线激光粒度仪测得的粒径数据可采用概率密度函数来描述［14］。试验中对进入气液旋流分离器入口的液滴群进行测试，分别通过正态曲线和对数正态曲线进行拟合，结果表明对数正态分布与试验结果吻合较好，液滴中径附近拟合误差最小（图3），因此试验采用对数正态分布对测试试验数据进行拟合、对比和分析。

图3 水下气液旋流分离器试验数据拟合Fig.3 The fit of experimental data of gas／liquid cyclone separator

图4为试验测得的水下气液旋流分离器双流体喷嘴气液比率不变、入口气速为3 m／s时，分离器入口和出口液滴群粒径的对数正态概率分布曲线和体积累积分布曲线。根据累积分布曲线找到累积概率密度达到0.5和0.999 9时的液滴粒径d50、dmax，通过式（1）和式（2）计算得到d32、d43、d50和dmax（表2）。由图4可以看出，与入口相比，出口液滴群粒径的对数正态概率分布曲线和体积累积概率分布曲线整体向左偏移，且粒径越大，分布曲线的偏移量越大。由表2可知，气液旋流分离器充分发挥了分离作用，其出口液滴中值粒径和比表面积平均粒径是入口的1／3，而出口体积平均粒径和最大粒径比入口小了更多。由此可见，采用粒径测量方法来评价分离器的分离性能是可行的。

3 试验结果及分析

3.1 入口气速对分离性能的影响

图5为水下气液旋流分离器不同主管路入口气速对出口液滴粒径影响的试验结果，可以看出：入口液滴粒径相同时，分离器出口液滴粒径随主管路入口气速的增大而减小；入口气速大于4 m／s后，分离器出口液滴粒径变化很小，体积累积概率密度分布曲线几乎重合；而出口含液体积分数则随入口气速的增大而减小。

分析认为，当入口气速较低时，在水下气液旋流分离器内部有限的停留时间内，很大一部分小粒径的液滴没有在离心力的作用下运移至分离器筒体壁面，而是随着径向气流逃逸；随着入口气速增大，分离器内旋流强度增强，旋流分离液滴的能力也增强，出口液滴粒径会随之减小；随着入口气速进一步增大，旋流强度继续增大，分离器径向流速增加，旋流场的湍流脉动也增加，液滴破碎造成二次携带的概率增大，这时单纯增加分离器的入口气速并不能使出口液滴群粒径减小，这与以往通过测试分离器总分离效率时气速对分离性能的影响结果基本相同。而当分离器的出口液滴数量相同时，随着入口气速增大，分离器出口含液体积分数减小。因此，分离器出口液滴粒径和出口含液体积分数是判断分离器性能的重要参数。

图5 水下气液旋流分离器不同入口气速对出口粒径的影响Fig.5 The influence of different inlet gas velocity on outlet droplets'size of gas／liquid cyclone separator

3.2 入口液滴粒径对分离性能的影响

图6为水下气液旋流分离器在相同入口气速（4 m／s）下不同入口液滴粒径对出口液滴粒径影响的试验结果，可以看出：入口液滴粒径的大小对出口液滴粒径的影响并不明显，体积累积概率分布曲线基本重合，d50、d32和d43也都基本相同；而分离器出口含液体积分数却随入口液滴粒径的增大而减小，即小粒径的液滴总量在减小。这说明，经过分离器内部的旋流分离，液滴群中较大粒径的液滴容易分离，而较小粒径的液滴依然会从分离器中逃逸。积平均粒径d32和体积平均粒径d43均可评价气液旋流分离器的分离性能。

2）入口气速会影响分离器出口液滴粒径的大小和含液体积分数，随着入口气速的增大，出口液滴粒径逐渐减小至稳定不变，出口含液体积分数则线性减小。入口液滴粒径对分离器出口液滴的粒径大小影响不大，出口液滴粒径相同时可通过对比出口含液体积分数的高低判断分离器分离性能的优劣。

图6 水下气液旋流分离器不同入口粒径对出口粒径的影响Fig.6 The influence of different inlet droplets'size on outlet droplets'size of gas／liquid cyclone separator

然而，通过称重法测试的分离器总分离效率随入口液滴粒径的增大而增大［15］，与本试验结果中出口液滴粒径不随入口液滴粒径的增大而变化不符合。分析认为，由于总分离效率是指从分离器收集的液体质量与进入分离器的液体总质量之比，尽管出口液滴粒径并未发生改变，但随着入口液滴群粒径的增大，大的液滴被旋流分离，进而造成总分离效率增大的假象；而且，出口含液体积分数的降低也说明出口小液滴总量在减少，使得总分离效率增大。因此，出口液滴粒径由决定分离器内部旋流强度的入口气速控制，在入口气速（旋流强度）一定的情况下，分离器所能分离的出口液滴粒径是一定的，与入口液滴群粒径的大小无关。

4 结论

1）通过测量分离器进出口粒径可对气液旋流分离器的分离性能进行评价，分离器进出口液滴粒径符合对数正态分布。液滴的中值粒径d50、比表面

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