紧凑型气液旋流分离器结构参数显著性分析*

苗春雨 邢雷 李枫 蒋明虎 李新亚

(东北石油大学机械科学与工程学院; 黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室)

0 引 言

油田开采过程中, 部分含气井井筒采出液中携带的大量气体会占据采油装置的有效空间, 导致油的吸入量减少, 严重影响油气田的高效开发; 同时也会导致采油泵气蚀, 降低泵效。 因此, 如何在狭小的套管空间内实现气液高效分离, 对油气田开发意义重大[1-3]。 气液旋流分离技术是基于多相介质间的密度差进行分离的高效分离工艺, 由于旋流分离过程中不需添加任何化学物质, 且分离器结构简单、 占地面积小、 使用方便灵活, 因此被广泛应用于石油化工等领域[4-6]。 为了适应狭小的应用空间, 部分学者先后开展了大量关于紧凑型气液旋流分离器的研究工作[7], 对拓宽旋流分离技术的适用性起到很大的推动作用。 WANG S.B.等[8]设计了一种新型紧凑式气液旋流分离器, 成功应用于高气液比的油气田中, 应用表明, 紧凑型气液旋流分离器对海下采油起到关键作用并具有较好的应用效果。 此后, 紧凑型气液旋流分离器逐渐成功应用于食品、 环保、 化工、 石油等[9-12]领域。 随着研究的不断深入, 学者们为了进一步提高紧凑型气液旋流分离器的应用性能, 对结构参数优化、 操作参数优选及流场特性分析等相关方面开展了一系列研究。其中, MENG F.C.等[13]针对新型井下气液旋流分离器开展不同操作参数条件下的分离性能研究, 得出了当入口含气量变化时, 存在一个最佳分流比近似等于入口含液量, 当液体黏度增大时液体出口含气量会增大等结论。 张梓均等[11]针对微型气液旋流器, 开展了不同进口数量对气相流场稳定性影响的探究, 得出多进口旋流器可提高流场对称性的结论。

由于旋流分离器的结构参数是影响气液旋流分离器分离性能的主要因素之一, 如何通过结构优化提高紧凑型气液旋流分离器的分离性能, 部分学者开展了深入研究。 李时光[14]以深水气液分离工艺为背景, 设计了一种紧凑型柱状气液旋流分离器,通过数值模拟分析旋流器结构参数对流场稳定性的影响进行优化, 得出了最优结构参数; 优化后压力损失减小, 流场更稳定。 LAN W.J.等[15]基于最陡爬坡设计及响应面法, 研究了一种井下螺旋气液分离器的螺距、 螺旋圈数和螺旋管外径等结构参数和尺寸对分离性能的影响, 确定了最佳结构参数,使气液分离效率提高到了87.26%。

由于旋流分离器的结构参数较多, 针对所有结构参数开展系统优化具有一定难度, 所以开展结构参数显著性分析, 确定不同结构参数对紧凑型气液旋流分离器分离性能影响的高低, 对进一步优化旋流分离器设计具有一定参考价值。 而且, 关于旋流器结构参数显著性方面的研究, 目前主要集中在油水分离水力旋流器方面[16-18], 关于紧凑型气液旋流分离器结构参数显著性分析的研究鲜有报道。 因此, 笔者基于PB (Plackett-Burman) 试验设计,针对紧凑型气液旋流分离器, 采用数值模拟与室内试验相结合的方法对其结构参数进行显著性分析,筛选出对气液分离性能影响显著性较高的结构参数, 以期为简化气液旋流分离器的优化流程, 进一步提升气液旋流分离性提供一定指导。

1 目标结构及研究方法

1.1 结构形式与参数

设计的紧凑型气液旋流分离器的结构形式及主要结构参数如图1 所示。 其主要组成与结构包括:旋流腔、 溢流管、 底流管、 内锥、 双切向入口等。初始结构的相关参数包括: 柱体直径d=15 mm、柱体长度H=75 mm、 溢流口直径d1=3.75 mm、溢流管伸入长度h1=7.5 mm、 锥体直径d2=7.5 mm、 锥体高度h2= 15 mm、 底流口面积S= 14 mm2。 其工作原理为: 气液两相介质通过双切向入口进入旋流腔内, 在由双切向入口产生的流场作用下做切向旋转运动, 在离心力的作用下密度较大的液相向旋流分离器边壁运移, 并在轴向力作用下做螺旋运动, 从底流口排出; 而密度较小的气相在内锥作用下, 可以更快速地进入内旋流腔中心形成气核, 最终从溢流口排出。

图1 紧凑型气液旋流分离器结构图及尺寸Fig.1 Structure and dimensions of the compact gas-liquid hydrocyclone

1.2 数值模拟方法

1.2.1 网格划分及边界条件

利用ICEM 软件对紧凑型气液旋流分离器流体域模型进行网格划分, 由于六面体结构网格收敛性好且结构稳定, 故本文均使用六面体结构网格作为网格划分的基本单元。 研究表明, 网格数目对模拟结果有着一定影响, 网格数目过少会导致计算结果精度下降, 网格数量过多会大幅延长模拟计算时间[19], 因此需开展网格无关性检验。 针对初始流体域模型进行网格划分, 选取6 种不同网格数目356 978、 428 032、 497 325、 546 528、 625 687、702 564 的初始流体域模型分别进行数值模拟分析,以图1 中S截面(z=40 mm) 位置的气相体积分数作为检验指标, 得出不同网格流体域模型模拟结果如图2 所示。

图2 网格无关性检验结果Fig.2 Validation of mesh independence

由图2 可知, 当网格数目增大到546 528 时,气相体积分数几乎不随网格数目增加而发生明显变化, 表明此时网格数目对模拟结果影响较小。 因此本文在对不同结构旋流分离器进行网格划分时, 将网格数目控制在550 000 左右, 对应初始流体域网格模型如图3 所示。

图3 初始流体域模型网格划分Fig.3 Meshing of the initial fluid domain model

利用ANSYS-Fluent 软件进行有限元体积法数值模拟, 模拟时采用Mixture 混合多相流模型。 以水相作为连续相, 密度为998.2 kg/m3, 黏度为1.003×10-3Pa·s; 以常温常压空气作为离散相,密度为1.225 kg/m3, 黏度为1.78×10-5Pa·s, 气相体积分数设置为5%; 入口采用速度入口边界条件, 气液两相速度均设为0.25 m/s, 对应流量为10.13 L/h; 采用自由出口作为出口边界条件, 溢流分流比设置为15%; 计算收敛精度设置为10-6;壁面采用无滑移、 不可渗透边界条件。

1.2.2 计算模型

气液旋流器中气相做旋转湍流运动且表现为各向异性。 鉴于湍流模型中雷诺应力模型使用各向异性假设, 与旋流分离器内部规律相符, 且相比于标准k-ε模型和RNGk-ε模型, 雷诺应力模型更适合模拟旋流分离器内的高速旋转流场, 具有较好的预测效果[20-21], 因此采用雷诺应力模型计算湍流,其基本方程如下[22]:

连续性方程:

动量方程:

式中:ρ为流体密度, kg/m3;t为时间, s;ui为瞬时速度分量, m/s;为平均速度分量, m/s;为雷诺应力分量; 下角标i,j,k=1, 2, 3;xi为空间位置, 无量纲;为平均压力, Pa;μ为流体动力黏度, Pa·s。

雷诺应力模型运输方程:

式中:Dij为扩散项, Pa/s;Pij为应力产生项,Pa/s;Gij为浮力产生项, Pa/s;φij为压力应变再分配项, Pa/s;εij为离散相, Pa/s;Fij为旋转系统产生项, Pa/s。

湍动能方程和湍动能耗散率方程为:

式中:σk为与湍动能k对应的Prandtl 数;ε为湍动能耗散率, m2/s3;μt为湍动黏度, Pa·s;Cε1=1.44;Cε2=1.92;Cε3是某点相对于重力的流动性质函数;流体马赫数为声速, m/s。

1.3 室内试验研究

为了验证数值模拟结果的准确性, 构建的室内分离性能测试试验系统如图4 所示。

图4 室内试验工艺流程Fig.4 Process of laboratory experiment

试验选用LM60 智能蠕动气泵进行气相传送,采用小型离心泵实现液相的输入。 液相由离心泵从蓄水槽传送至LZB-6 型液体玻璃转子流量计, 气相由智能蠕动气泵将空气挤压至LZB-3WB 型气体玻璃转子流量计, 两相介质经静态混合器充分混合后, 由双切向入口进入旋流分离器内, 形成切向旋转液流。

气、 液混合介质在流场及离心力的作用下进行旋流分离, 分离后的气相由溢流口排出。

在进行气液旋流分离试验的过程中, 为了避免分离后气体中携带的液体对气体流量计产生影响,在溢流口与气体玻璃转子流量计之间加装了液体缓冲罐, 以便于气体中携带的少量液体分离后的存储。 底流出口处连接底流液相收集罐, 通过读取罐上刻度对底流口收集的液体进行计量。 分别在溢流口和底流口处安装球阀以实现旋流分离器分流比的调节。

2 PB (Plackett-Burman) 设计

目前常用的因素显著性筛选方法包括分式析因设计[23]、 序贯分支法、 PB (Plackett-Burman) 设计[24]及拉丁超立方设计等。 相比于其他筛选主要因素的方法, PB 设计可以筛选出影响响应值的主效应因子, 还可得出各因素对响应值的正负效应关系。 因此本文选用PB 设计进行结构参数显著性筛选。 由于入口截面积的改变直接影响特定进液量条件下的液流速度, 且在不同的入口流速条件下会影响其他结构参数优化结果的准确性, 所以选取的优化因素中不考虑入口结构参数, 入口截面积固定为5.63 mm2。 PB 设计主要针对溢流口直径d1、 溢流管伸入长度h1、 柱体直径d、 柱体长度H、 锥体直径d2、 锥体高度h2、 底流口面积S等7 个因素进行显著性分析。 每个因素设置高(+1) 水平和低(-1) 水平, 进行试验组数N=12 的PB 设计。 其中, 溢流口直径d1的高低水平分别为5.75 和1.75 mm, 溢流管伸入长度h1的高低水平分别为12.5和2.5 mm, 柱体直径d的高低水平分别为20 和10 mm, 柱体长度H的高低水平分别为90 和60 mm,锥体直径d2的高低水平分别为9 和6 mm, 锥体高度h2的高低水平分别为25 和5 mm, 底流口面积S的高低水平分别为20 和8 mm2。 PB 试验因素及水平设计见表1。

表1 PB 试验因素及水平取值表Table 1 Factors and their levels of the PB design

对于气液分离效率的评判主要有简化效率、 质量效率以及综合效率3 种。 由于简化效率可以直观地看出分离性能的高低, 故本文选取液相的简化效率来实现旋流分离器的分离性能评估。 液相的简化效率从净化角度出发, 可定义为底流中所含液相的质量与旋流器入口液相总质量之比[25], 计算方法为:

式中:Md为底流中液的质量, kg;Mi为入口中液的质量, kg;Ej为简化效率,%。

3 结果与分析

3.1 基于数值模拟结果的显著性分析

针对PB 试验设计的12 种结构参数组合, 分别开展数值模拟分析, 得出不同试验组的分离效率模拟结果, 如表2 所示。 由表2 可知, 12 种PB 试验结构中8#试验的简化效率最高为89.12%, 9#试验的简化效率最低为85.85%, 8#试验与9#试验不同结构参数为因素A(溢流口直径)、 因素B(溢流管伸入长度)、 因素G(锥体高度)。 混合相经双切向入口进入旋流腔后, 形成旋转流场, 密度较小的气相在轴心处聚集形成气核并向上运动至溢流口排出, 密度较大的液相沿径向向边壁运移并向下运动至底流口排出。 不同试验组模型的气相体积分数分布如图5 所示。 由图5 可知: 8#试验的气相多集中于溢流口附近且呈收敛状态, 气核细短未到达内锥处; 9#试验的气相呈分散状态, 溢流口处气相较少, 气核到达内锥处且部分气相沿内锥面从底流口溢出。

表2 不同PB 试验设计组及分离效率模拟结果Table 2 PB design tests and their simulated separation efficiency

图5 不同试验组模型气相体积分数分布云图Fig.5 Contours of GVFs in PB design tests

综上, 得到不同因素对响应值分离效率影响的显著性对比结果, 如表3 所示。 其中,值表示显著性水平的高低,值越大表示该因素对响应值的显著性越高。P值的大小对显著性有表征作用[26],P＞0.05 时表明该因素与响应值没有显著关系; 0.05＞P＞0.01 时表明该因素与响应值有显著关系;P＜0.01 时表明该因素与响应值有极显著关系。 通过表3 分析得出, 不同结构参数显著性由高到低的顺序为: 柱体直径d＞锥体高度h2＞溢流管伸入长度h1＞溢流口直径d1＞底流口面积S＞锥体直径d2＞柱体长度H。 其中, 柱体直径d、 锥体高度h2、溢流管伸入长度h1、 溢流口直径d1、 底流口面积S对气液两相分离效率影响极其显著, 锥体直径d2和柱体长度H对分离效率的影响不显著。 通过对试验数据进行多项式拟合回归, 得出多元一次回归的编码方程为:

表3 不同因素显著性检验结果Table 3 Significance test results of factors

该方程的系数可以表明对应因素与响应值的显著性关系, 而系数的正负可以表明因素与响应值间的正负相关。

对回归方程进行方差分析, 分析结果如表4 所示。 通过方差分析得出模型Prob＞F值仅为0.001 3, 表示回归方程显著性较高, 即在研究区域内数学模型的拟合度较高。

表4 PB 设计模型回归分析结果Table 4 Regression analysis results of PB design model

3.2 PB 试验数值模拟可靠性分析

随机选取了8#和11#这2 组PB 试验设计模型进行3D 打印, 作为试验样机分别进行气液分离性能测试。 为保证试验过程中便于观察旋流腔内分离现象, 选用透明树脂材料进行3D 打印, 3D 打印精度为0.1 mm, 试验样机壁厚为1.5 mm。 试验样机模型及主要结构参数如图6 所示。 通过对比相同操作参数条件下的气液形态及分离性能, 验证PB 试验设计及数值模拟结果的可靠性。

图6 室内试验样机模型及其结构参数Fig.6 Prototype model for laboratory experiment and its structural parameters

试验得出2 种不同样机在相同工况下模拟与试验的气核分布形态, 2 种形态对比如图7 所示。

图7 旋流分离器内气核分布形态模拟与试验对比Fig.7 Comparison of gas core distribution in the hydrocyclone between the simulation and experiment results

8#试验模型中气相呈紧凑状聚集在溢流口处,气核细短仅到旋流腔中下部。 11#试验模型中气相呈分散状态分布, 气核轴向贯穿旋流腔, 且呈中间细两边粗形态, 部分气相沿着内锥从底流口溢出。2 种模型的模拟与试验结果均呈现出较好的一致性。 为进一步定量验证数值模拟结果的准确性, 开展紧凑型气液旋流分离器样机在不同气相体积分数条件下的分离性能测试, 得出不同气相体积分数条件下模拟与试验分离效率对比曲线, 如图8 所示。

图8 不同气相体积分数条件下气液分离效率的模拟与试验对比曲线Fig.8 Comparison of gas-liquid separation efficiency under different GVFs between the simulation and experiment results

由图8 可知: 随着气相体积分数增加, 模拟与试验分离效率均呈先升高后趋于稳定的变化趋势,8#试验模型的模拟分离效率由89.12%上升到95.55%, 再平缓上升至95.90%; 试验分离效率由85.50%上升到94.10%, 再平缓上升至94.50%。数值模拟与试验呈现出相同的规律且平均误差仅为2.70%, 验证了数值模拟的准确性。

4 结 论

基于Plackett-Burman 试验设计, 采用数值模拟与室内试验相结合方法, 探究紧凑型气液旋流分离器不同结构参数对分离性能影响的显著性, 分析结果如下:

(1) 紧凑型气液旋流分离器主要结构参数对气液两相分离效率影响的显著性由大到小为柱体直径d＞锥体高度h2＞溢流管伸入长度h1＞溢流口直径d1＞底流口面积S＞锥体直径d2＞柱体长度H, 其中高显著性结构参数为柱体直径、 锥体高度、 溢流管伸入长度、 溢流口直径、 底流口面积。

(2) 通过分析拟合得到显著性回归方程, 得出紧凑型气液旋流分离器7 个主要结构参数中, 柱体直径d、 锥体高度h2、 溢流管伸入长度h1、 溢流口直径d1、 锥体直径d2与分离效率呈负相关; 底流口面积S、 柱体长度H与分离效率呈正相关。

(3) 通过对相同工况下不同试验模型模拟与试验的气核分布形态分析, 并对比不同气相体积分数条件下模拟结果与试验结果, 得出模拟与试验的气核分布呈现相同特征。 随着气相体积分数的增加简化效率呈先增大后平缓趋势, 其中, 随机选取的8#试验模型的模拟简化效率由89.12%上升到95.55%, 再平缓上升至95.90%; 试验分离效率由85.50%上升到94.10%, 再平缓上升至94.50%。模拟效率与试验效率的平均误差仅为2.70%, 表明了数值模拟的准确性。