原料天然气初级旋流净化数值模拟研究

李 煌，任海波，闫 渊，魏利平

(1. 中国石化达州天然气净化有限公司天然气净化厂，四川 达州 636156； 2. 陕西省天然气股份有限公司，陕西 西安 710016； 3. 西北大学化工学院，陕西 西安 710069)

普光气田是我国建设开发规模最大、丰度最高的高含硫气田之一。从2010年全面投产到2017年4月底，该气田已生产597.36亿m3原料气、423.18亿m3商品气和1 217万t硫磺【1】。普光气田地质条件复杂，产气中的含硫量高，这就使输气系统管道中易产生硫磺沉积现象，导致输气管道易发生堵塞，影响生产安全。因此降低硫颗粒在管道中的沉积对保证高含硫气田稳定、安全生产具有重要意义。

在井口采用旋流分离技术作为一级分离，除去水和硫磺颗粒，是保障下游集输管线安全稳定运行的重要途径之一。旋风分离器作为一种被动旋流分离器，因结构简单、操作性好、制造成本和运行维护费用低等优点，被广泛应用于能源、化工、食品、医药及冶金等行业的气固两相分离。它是一种基于离心沉降原理实现分离非均相混合流体的设备。其工作原理为，利用两相或多相流体的密度差异，在离心力作用下实现分离。相较于重力分离器，流体旋流分离器工作时内部的离心场可达到更好的分离效果。该类型分离器已被应用于天然气脱出液滴的实际生产当中【2】，取得了良好的效果。同时，该类型分离器还可以有效地分离固体颗粒，在额定工况下，对微米级别的颗粒都有很好的分离效果。旋流分离技术发展至今，已相对成熟，然而针对普光气田的特殊工况，其旋风分离器必须适应井口压力及流动波动，因此需要对其进行结构优化。前人曾在此方面进行过大量研究工作，如Pishbin等【3】将遗传算法应用于旋风分离器的优化设计；Safikhani等【4】对旋风分离器进行了多目标优化，获得内部压降及截止直径，并通过人工神经网络方法获得目标函数值；王树涛等【5】提出了无量纲参数Y作为优化目标参数，用于旋流管分离性能的评价；李昊琦等【6】基于CFD数值计算研究了旋风分离器的圆筒直径对分离效率的影响。但是，由于操作条件、工质、颗粒的差异，往往需要对特定的分离器进行有针对性的结构优化设计，以避免运行工况范围过窄及在非额定工况下设备分离性能下降较快的问题。

本文采用CFD-DPM模型对针对高含硫天然气净化旋风分离器中的核心分离单元旋流管进行结构优化设计，以期能够在合理的压降范围之内获得高效的硫颗粒分离效率。

1 旋流管结构设计

1.1 旋流管结构参数

蜗壳式旋流管具有结构简单、易加工制造以及安装方便的优点，且因良好的分离效率被广泛应用于气相除尘。典型结构的蜗壳式旋流管如图1 所示，其结构主要包括：蜗壳、排气管以及颗粒捕集管。本研究根据蜗壳式旋流管的结构尺寸进行参数的优化，以使其达到最佳的分离效果。其结构优化参数包括筒体直径D、入口宽度a与高度b、排气管直径De与插入深度Hr、筒体长H0、总长H和料斗直径D2。

图1 旋流管分离器结构示意

1.2 结构参数均匀设计

蜗壳式分离器的结构尺寸是影响分离效率的直接因素。在本研究中，基于以往分离器的设计经验，首先设置分离器筒径D=0.08 m，然后根据标准Stairmand旋风分离参数(见表1)对其进行初始结构设计【7】。由于分离器的排气管直径、排气管插入深度以及蜗壳入口宽度对分离效率的影响较大，因此需针对其进行优化设计。选取尺寸范围De=0.01～0.03 m、Hr=0.12～0.17 m、b=0.08～0.12 m，并在此范围内设置不同的型号参数。为减少数值模拟次数、节约计算时间，建立3因素、5水平的结构型号范围，将Stairmand旋风分离参数初始设计定义为型号1，根据均匀设计法，设计了U5(53，即3因素5水平)均匀设计表，完成了另外5种型号的初步设定(型号2～6)。型号的具体参数如表2所示。

表1 旋流管分离器结构尺寸 m

表2 归一化均匀设计

2 数值模型

2.1 模型

流体的运动可通过求解N-S方程表示，基本的气相质量守恒方程为【3】：

(1)

式中：t——时间,s；

ρ——流体的密度，kg/m3；

动量守恒方程为：

(2)

式中：p——压力,Pa；

(3)

式中：μ——粘度,m2/s；

T——温度,K；

I——单位张量。

FD可表示为：

(4)

式中：FD——曳力系数；

ρp——颗粒密度,kg/m3；

dp——颗粒直径,m；

CD——阻力系数，表达式见式(5)；

Re——相对雷诺数，表达式见式(6)。

(5)

式中：Rep——颗粒雷诺数。

(6)

本文所述分离器工作压力约20 MPa，处于天然气井出口的高压流动状态，忽略液滴在此工作压力下的变形，并将其当成球形非变形液滴处理。根据牛顿第二定律建立颗粒受力方程，实现轨迹追踪。液滴和硫磺颗粒的受力平衡方程为：

(7)

课题组通过实地采样确定了入口颗粒质量流量在1.11×10-3kg/min附近，其对应的固相体积分数小于1%，是典型的稀疏流两相流，需要考虑气相湍流的影响。本文采用雷诺应力模型计算湍流，该模型适合作为旋风分离器的湍流模型【5】。同时，使用SIMPLE算法进行压力-速度耦合求解，压力梯度项通过QUICK方法离散，此外，采用二阶迎风离散对流项，采用中心差分格式离散扩散项。

2.2 模拟条件

单旋流管净化气量为3万m3/d(标准状态)，除尘量为10 kg/d，工作压力为20 MPa【4】。基于此，设置数值模拟进气初始条件。经计算可知,旋流管入口的气量为0.126 m3/min,入口颗粒流量为2.31×10-3kg/min，入口液相流量为2.28 kg/min。

在本模拟中，所有方程的收敛标准都默认残差为10-3，利用非结构化网格的划分方式对旋流管进行网格划分，采用离散方法求解颗粒的受力平衡方程【8】，求解时的松驰因子采用默认值即可。对旋流管进行数值模拟的气相边界条件设置为：速度入口，垂直于入口截面，气速可根据入口结构进行折算【9】；排气管出口设置为自由流体出口；其余边界全部设置为无滑移壁面，这有利于稳定的计算。颗粒流入口边界条件设置为质量流量，将外管壁面和内管外壁面条件皆设置为反弹边界，在底部出口和溢流口设置逃逸边界。

2.3 网格划分

生成3种非结构化网格，数量分别为90.86万、109.26万和120.64万。通过3种网格计算获得的进出口压降数值均非常接近，误差在2.5%以内，为节省计算量并保证精度，选择109.26万的网格划分进行模拟，其典型网格尺寸为1.5 mm。该网格具有良好的预测一致性。图2为旋流管典型型号网格划分的正视图和顶视图。

3 结果与讨论

3.1 分离效率

图3展示了上述6种不同结构参数的旋流管的数值模拟结果。在模拟计算时，对固相颗粒设置粒子跟踪，并最终根据颗粒逃逸的数量计算不同粒度(1～10 μm)硫磺的分离效率。从图3中可以发现：随着颗粒粒径的增加，分离效率逐渐提高；在典型工况下，所有型号的分离器对粒径为10 μm及以上的颗粒的分离效率都可以达到100%。对比不同型号的分离效率曲线发现：标准Stairmand结构(即型号1)的分离效率最差，在颗粒粒径为5 μm时分离效率仅为75%；型号3、5及6对5 μm颗粒的分离效率均达到100%；型号6 与型号5对2 μm颗粒的分离效率分别接近90%和100%；同样，型号5和型号6对6 μm液滴的分离效率接近100%，显示了良好的分离性能。

图3 粒径对分离效率的影响

3.2 压降

图4显示了不同型号旋流管压降的分析结果。从图4中可以看出：标准Stairmand结构(型号1)的压降在0.639 13 MPa；分离效果最好的型号5产生的压降也最高，超过了2 MPa，这对于旋风分离器是难以承受的；而分离效率相对较高的型号6产生的压降相对较小，在允许的范围之内。分离效率与压降存在竞争的关系【10】，因此有必要仅以采用合适指标的方式综合评价旋流管的性能。

图4 旋流管分离器压降

3.3 综合性能评价指标

旋风分离器的压降(ΔP)以及分离效率(η)是评估其综合性能的重要因素，而阻力系数ξ是用于表示能量损失相对大小的无量纲参数。应充分考虑三者之间的关系以及其对综合性能的影响。阻力系数ξ与压降ΔP之间的关系如式(8)所示。

(8)

式中：ρg——气体密度，kg/m3；

ui——进口气速，m/s。

根据图3找出6种不同型号分离器的分离效率达到70%时所对应的微粒粒径 (分级粒径X)，并用其表示各型号分离器的分离性能。由3.1节可知，分离器的分离效率随着微粒粒径的增大而增大，这说明当分级粒径越小时，分离效率大于70%的微粒粒径范围越大，那么其分离效果也越好。因此希望旋风分离器应有更小的分级粒径和更小的阻力系数。由此本文引进综合参数Y=1/(ξ·X)评估分离器综合性能。不同工况下硫磺颗粒的综合参数计算结果如图5所示。由图5 可知，型号6的综合参数Y是最大的，因此其结构参数最优。

3.4 最优结构参数流动特性分析

建立最优结构参数组合(型号6)的分离器模型，并进行数值模拟。

3.4.1 静压分布规律

图6(a)展示了垂直于旋风分离器入口的中心平面上的静压分布。观察图6(a)发现，静压的分布沿径向呈轴对称，并且沿筒壁向中心呈现逐渐降低的变化趋势，甚至在中心位置出现负静压。这说明在旋风分离器中向下运动的外旋涡静压要大于向上运动的内旋涡静压。在分离器的中心位置，其静压最低且一直延伸至排料口，导致分离器底部极易出现返流现象。这主要是因为旋风分离器的旋转气流是由外旋涡以加速方式流向内旋涡而形成的。此外，压力分布在排气管截面处急剧变化，这验证了排气管中存在强旋流。排气管中的旋流是引起压降的主要因素【11】。

图5 旋流管分离器综合分离效果评价

图6(b)显示了旋风分离器内湍动能的分布。蜗壳式旋风分离器工作时， 会产生复杂的旋转湍流流动， 而湍流则是在高雷诺数下的一种极其不规律的流体质点脉动【12】。剧烈湍流通常会对分离效率造成负面影响， 因为它会将排气管附近的粒子拖到出口处。模拟结果表明： 分离器锥形部分的湍动能较小， 且基本保持一致； 在圆筒部分， 随着轴向高度的增加， 湍动能先增大后减小， 最大值出现在排气管底部的近壁区域； 而在排气管下端附近的环形区域湍动能达到最大值， 这说明在该区域的能量损失是最大的。流体流动中所受到的阻力是由流体质点之间的相互碰撞产生的， 并且也是分离器中能量消耗的主要方面。

图6 型号6旋流管分离器静压及湍动能分布

3.4.2 切向速度分布规律

图7为旋风分离器在不同轴向距离横截面上的切向速度(V)分布。在旋风分离器的总速度场中，切向速度分量是重要的组成部分【9】。当液滴被切向气流所驱动时，会形成高速旋转运动。由切向速度引起的离心力将液滴微粒甩向内壁并将其从气流中分离。从图7中可以发现，切向速度在壁面和流场中心处为0。在旋风分离器中，每个不同的轴向断面都存在一个速度涡的中心，切向速度围绕速度涡的中心旋转，形成了几个同心圆。图8为z=80 mm截面上切向速度分布曲线。由图8可见：切向速度在径向位置上呈明显的“M”形状的分布，具有良好的轴对称性；切向速度随着半径减小先增大，随后随着半径减小而减小，在半径为0的中心位置达到最低值。

图7 型号6旋流管分离器切向速度分布

3.4.3 不同直径粒子轨迹分布规律

图9(a)～图9(c)为不同直径的液滴微粒均匀进入旋风分离器后的运动轨迹。由于不同直径的粒子所受到的离心力大小不同，较大的颗粒易集中在壁面附近，而较小的颗粒则更多地留在中心区域。1和3 μm的颗粒所受的离心力较小，因此它们大多从圆筒的底部流入排气管中，随气相或被逆流携带出管口。同时其运动轨迹相对杂乱，这表明小颗粒的运动受到湍流的影响较大。当粒子直径增大到5 μm时，则有越来越多的粒子螺旋向下流动到旋风分离器的底部，然后被收集起来并与气体流分离。很明显，随着粒子直径的增加，粒子完成的旋转次数减少，行进路径变短，螺距也相应增大，在旋风分离器中的停留时间缩短。

图8 型号6旋流管分离器横截面的切向速度沿径向的分布(z=80 mm)

图9 型号6旋流管分离器粒子轨迹分布

图10为蜗壳式旋风分离器在不同入口速度条件下对液滴的分离效率。由图10可见，分离效率随着入口速度的增大而增大，流速越大则气体内液滴微粒产生的离心力越大，分离效率越高。在切向气流的作用下，液滴颗粒产生高速旋转运动，同时受离心力的影响，颗粒从内到外做离心移动，并且靠着入口气流的初始动量及重力的作用沉降下来,直至被捕集。当入口速度为20 m/s时，旋风分离器对于4 μm及以上微粒的分离效率在95%左右，对于2～4 μm的液滴微粒的分离效率超过68%，对于1～2 μm的液滴微粒的分离效率超过55%。

图10 型号6旋流管分离器不同入口速度对液滴微粒的分离效率的影响

4 结语

开发了一种气、液、固三相旋风分离器，用于在高含硫酸性气田的集输中将硫磺颗粒及液滴分离出来。以Stairmand标准旋风分离器参数为基准，计算了20 MPa时进口流量及含固含液条件下的硫磺分离效率及液滴分离效率，获得了初步的设计数据，同时采用均匀设计法获取选定参数范围内的最优设计参数。最后，采用CFD-DPM方法对旋风分离器进行了全流场的数值模拟研究。得到的结论如下：

1) 旋风分离器内部的静压沿径向呈轴对称分布，其内部外旋流静压较高，内旋流静压却较低。流场的湍动能在排气管下端附近环形区域内最大，说明在此区域能量损失最大。

2) 切向速度对于粒子的分离与收集起着主导作用，其在径向位置上的分布具有良好的轴对称性。较大的粒子易集中在壁面附近，而较小的粒子则更多地留在中心区域。

3) 在一定范围内，蜗壳式旋风分离器的分离效率随入口速度的增大而增大。