CO2驱采出液新型气液旋流分离器分离特性数值研究

张平 朱国承 穆中华 李晨 王昌尧

1长庆工程设计有限公司

2青海油田采油三厂花土沟联合站

石油开采过程中会伴随大量气态混合物的产生，为了得到合格的石油产品，油气集输的重要任务是气-液分离及液-液分离[1]。随着三次采油技术的发展，CO2驱油技术得到规模化应用[2]，这增加了油气两相分离的难度，对气液分离提出了更高的要求。常见的油气分离装置有重力式分离器[3]、过滤式分离器[4]和旋流离心式分离器[5]等。旋流分离由于具有投资成本低、处理量大、运行稳定等优点，近年来被广泛关注[6]。

ROSE 等[7]通过流体动力学软件计算和实验对比分析了多级旋风分离器的流场。结果显示，该气液分离器对气液固三相以及气液两相都有很好的分离功能。GAO 等[8]在一个直径为65 mm 的切向入口式柱状气液分离器上，从实验和模拟的角度均发现，分离中位粒径约60 μm的液滴，当入口气速超过16.8 m/s 时，分离效率有所下降。WANG 等在一个环形流通区域内模拟旋风分离器中的旋转流动，从液滴碰撞、液滴破裂和液滴与壁面的碰撞这三个角度来模拟液滴的运动情况，较为充分地考虑到液滴在旋转分离运动过程中可能会发生的形变，从而建立了一个分离效率模型来预测旋风分离器的分离效率。王振波等[9]利用现代多相流理论、湍流原理和计算流体动力学理论，采用实验研究、数值模拟和理论分析相结合的方法，对轴流式气液旋流分离器内部的气相流场、液滴的运动轨迹及其破碎碰撞机理、分离性能及其影响因素进行了较深入的研究，对旋流分离器的结构进行了优化设计。于长录[10]提出了一种新型气液两相分离器，针对传统的气液分离器分离效率低、体积大等缺点，设计了一种新型夹套旋风分离器。

虽然目前国内外气液旋流器的研究成果很多，但大多基于传统的气液旋流器开展相关实验和模拟研究，局限性比较大，如今实际生产中的气相含量高且成分复杂，单纯依靠传统的旋流装置很难满足油品分离的要求。本文基于中国石油大学（华东）开发的新型气液旋流单管装置，设计出一种适应性强且分离性能优良的并联式气液旋流器，并采用数值模拟的方法研究了不同工况下的气液分离效率，对于新型气液旋流器的设计具有一定的指导意义。

1 数值计算模型

1.1 湍流模型

湍流数值模拟方法主要包括直接数值模拟（DNS）方法、大涡模拟（LES）方法和Reynolds平均法。Reynolds 平均法中包含Laminar、k-ε、k-omega以及Reynolds应力模型[11]。k-ε两方程模型是在一方程模型的基础上，再引入湍流耗散率ε的方程后形成的，是目前应用最为广泛的湍流模型。该模型又包含标准k-ε模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型。标准k-ε模型相对于零方程和一方程模型有很大改进，但对于强旋流、弯曲壁面流动或弯曲流线流动会产生一定程度的失真。为弥补标准k-ε模型的不足，学者们提出应用较为广泛的RNGk-ε模型，该模型对湍流黏度进行修正，如式（1）所示：

式中：μt，μt0分别为修正后和修正前的湍流黏度，kg/(m·s)；αs为漩涡因子；Ω 为特征旋转量；k为湍动能，m2/s2；ε为湍流耗散率，m2/s2。

考虑流动中的旋转及旋流流动问题，湍动能k方程和湍流耗散率ε方程如式（2）（3）所示

式中：ρ为流体密度，kg/m3；t为时间，s；ui为i方向的速度，m/s；xi，xj分别为i方向和j方向的坐标，m；αk，αε分别为k方程和ε方程的湍动普朗特数；μeff为有效动力黏度，kg/(m·s)；Gk为平均速度梯度引起的湍动能产生项，kg/(m·s2)；Gb为浮力引起的湍流能产生项，kg/(m·s2)；YM为可压缩湍流动脉膨胀造成的耗散率，kg/(m· s2)；C1ε，C2ε，C3ε为经验常数；Rε为ε方程附加项，kg/(m·s2)；Sk，Sε为用户定义的源项。

考虑到RNGk-ε模型所得到的模拟结果准确性更高，气液分离器的湍流模型采用RNGk-ε模型。

1.2 多相流模型

多相流模型包括Mixture 模型和欧拉双流体模型，前者主要是针对气液两相的混合模型，适用于气相浓度较低的情况；而后者考虑到气泡之间、气泡与混合液之间的相互作用，可得到气液两相的体积分数分布，目前在国际上的应用越来越广泛。为使模拟数据更符合实验研究结果，结合所要模拟的气液分离工况，以气体为连续相，液体为分散相，使用欧拉-欧拉法的Eulerian 模型对气液两相间的相互作用进行研究。

2 数值模拟方法

（1）几何模型。针对CO2驱油采出液的特性，基于新型气液旋流单管装置，设计出一种高效的气液分离装置，其几何模型如图1所示，具体尺寸参数如表1所示。该分离装置工作流程为：气液两相同时由切向入口进入分离器内置的旋流器单管内，产生高速旋转运动；由于两相密度的差异，在离心力的作用下，液相汇集于侧壁形成外旋流，而气相汇聚于中心形成内旋流；进入锥段后，由于在锥段内直径变化缓慢，旋转加速度逐渐减小，密度较大的液相通过底流管流至集液腔排出，在背压的驱动下，密度较小的气相向上运动，通过内旋流由溢流管流出至气体腔，再经过顶板的二次除液后排出，从而实现气液两相的分离。其中，旋流单管的两个切向入口可增加离心作用力，强化气液两相分离，设置隔板，不仅可以防止两相返混，而且可以对旋流单管进行固定。

图1 气液分离装置模型示意图Fig.1 Schematic diagram of gas-liquid separation device model

表1 气液旋流装置结构参数Tab.1 Structural parameters of gas-liquid cyclone device

（2）网格划分。本文使用Mesh 模块进行网格划分，考虑到网格对于复杂结构的适应性，为保证足够的计算精度，采用高密度的四面体网格划分整个流域，并在局部区域进行必要的网格加密处理。同时进行网格无关性验证，最终使用总数约54 万个四面体网格进行模拟计算，生成的网格如图2所示。

图2 网格划分示意图Fig.2 Schematic diagram of grid division

（3）介质物性参数。采用混合气体（包含C1～C6、H2O和CO2）和混合液体（油水混合液）作为气液两相体系进行模拟计算，环境温度为30 ℃，压力为0.3 MPa。

混合气体：密度ρ=3.827 kg/m3，动力黏度μ=1.324×10-5Pa·s。

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

（4）边界条件和初始条件。两相分离器入口采用质量流量入口边界，不同工况下的入口液相质量流量皆为3.125 kg/s，入口气相质量流量分别为0.115 9，0.231 8，0.463 5，0.618 0，0.880 7 kg/s，入口湍流边界选择湍流强度和黏度比，分别为5%和10%。考虑到液出口满足充分发展的状态，分离器出口采用自由出流边界。壁面认为不可泄漏，采用无滑移条件。

（5）数值解法。因为存在较大曲率和高速旋流的计算域，压力离散格式选用PRESTO！，其余方程离散采用QUICK差分格式，残差设置为10-5，完全满足计算的精度要求。

3 结果与分析

3.1 模拟结果准确性验证

为了保证计算结果的准确性，对每一个工况进出口进行物料衡算，如式（4）所示：

式中：Δ 为净流量，kg/s；mgo,l，mgo,g分别为气出口液体质量流量和气体质量流量，kg/s；mlo,l，mlo,g分别为液出口液体质量流量和气体质量流量，kg/s；mi,l，mi,g分别为进口液流量和气流量，kg/s。

通过计算，各个工况的进出口流量差均小于0.02 kg/s，基本满足物料衡算的条件。

3.2 气液两相分布云图

图3为入口流量分别为135、256、532、746和961 m3/h 的液相体积分数分布云图。从图中可以看出，连续相混合气体和分散相混合液体进入旋流装置后高速旋转，由于两相存在密度差，较轻的气相向轴线位置靠近，向上由气出口排出，较重的液相被甩向边壁，向下由液出口流出，在旋流单管锥段附近发生气相和液相的反向输送。由于旋流器的锥段管径不断减小，此处流速急剧增大，产生较高的离心力，使得液相在此处容易破碎形成小液滴，随气体内旋流从溢流口逃逸出去，以及液相中容易产生气泡随液体外旋流从底流口排出。随着进口流量的增加，总体上气出口的液相浓度在下降，这是由于进气量的增加，导致液相的占比下降，液出口的液相浓度呈一定的下降趋势，并在进气量大于等于746 m3/h 后保持基本不变，这是因为气速的增加导致一部分液滴被卷扬到气相当中，导致液出口的液含量降低。

图3 不同入口流量下液相体积分数分布云图Fig.3 Cloud diagram of liquid phase volume fraction distribution under different inlet flow

3.3 不同进口流量对分离特性的影响

进口流量是气液分离器的一个重要的操作参数，进口流量对于旋流器内部的离心场和停留时间都有显著的影响。为此，研究了不同流量下进出口的气液分离情况。气出口含液量和液出口含气量皆为考察气液分离器的关键指标，通过计算气出口液体质量浓度(Cgo)、液出口液体体积分数(vlo)和不同出口的分离效率(η)来讨论分离装置的分离性能，各性能指标可由式（5）～式（8）计算：

式中：Vm为摩尔体积，m3/kmol；pgo,g为气出口压力，Pa；T0为标况温度，K；p0为标况压力，Pa；Tgo,g为气出口温度，K；Mg为气体平均摩尔质量，kg/kmol；ρl，ρg为液体密度和气体密度，kg/m3。

（1）不同进气量对除液效率的影响。在135～961 m3/h 的进口流量下，气出口的气液质量流量如图4 所示。由图4 可知，在不同工况下，气液两相经过旋流装置后，几乎全部的气相从气出口排出，仅有少量的液相被夹带着从气出口逃逸出去。这是由于混合气液进入旋流单管后，产生较强的离心力，由于气相比液相密度小，主要向旋流器中心移动，在压差的作用下沿着溢流口向上排出，而液相则被甩向边壁，在重力作用下从底流口流出。在高旋流条件下，少量的微小液滴被带入到中部气流之中，无法通过密度差移向边壁，从而被气流裹挟着从上部出口排出，导致气出口出现液相。在入口液相质量流量不变的前提下，随着入口流速的增加，气出口的液相含量有升高的趋势，这是由于气速的增大使得边壁处的液相被卷扬起来形成较小的液滴，又因为停留时间降低，液滴来不及重新被边壁捕集便被返气夹带着从气出口逃逸出去。

由图5可知，随着进口流量增加，气出口的除液效率在不断下降，最低效率低于78%，这说明被带出的液相是增多的，这是由于气速的增加导致气液湍流强度升高，增加了液滴在壁面处的碰撞和弹跳概率，使得更多的液滴被气相带出。从图中还可以看出：随着进口流量的增大，气出口的液体质量浓度呈现先快速下降后缓慢下降趋势。结合图4可知，这是由于气出口液相的增加率不及气相导致的，愈来愈大的进口气速减缓了液体浓度的下降趋势。

图4 不同进口流量对气出口气液流量的影响Fig.4 Influence of different inlet flow rates on the gas-liquid flow rate at the gas outlet

图5 不同进口流量对除液效率的影响Fig.5 Influence of different inlet flow rates on the efficiency of liquid removal

虽然提高入口流量可以降低气含液浓度，但并不能提高除液效率，反而气夹液的现象更加严重，使得效率呈线性下降的趋势，因此应当谨慎确定合适的入口流量。

（2）不同进气量对脱气效率的影响。在不同的工况下，液出口的气液质量流量如图6所示。当进口流量从135 m3/h 增加到961 m3/h 时，液出口几乎无气体逸出，这可能是因为混合液体作为液相，处于一种结构比较紧凑的状态，在锥形的集液腔内形成液封，导致气体很难通过。但随着进口流量的增加，即使进口液流量保持不变，液出口的排液量仍在减少，这是由于气速的增加，导致部分液相在边壁处破碎，被气体带入内旋流，其次分离器内部压力也随之增大，使得与气出口之间的压差加大，进而液滴更容易从气出口逃逸出去，这种推断可以从图4中的气出口液相流量当中得到验证。因此，入口气速应当恰当设置，否则会出现气出口夹液严重和液出口液量降低的现象。

图6 不同进口流量对液出口气液流量的影响Fig.6 Influence of different inlet flow rates on the gas-liquid flow rate at the liquid outlet

从图7中可知，随着进口流量的增加，液出口的液相体积分数呈线性下降的趋势，其次液出口的脱气效率也出现了波动，这是由于随着气速的增加，气出口的液相排量增加，液出口的排气量也有略微的升高，进而导致上述趋势的产生。但发现液相体积分数下降不超过0.1‰，效率波动不超过1.5%，且液相含量和脱气效率都保持在较高的范围内，这说明流量变化对于液出口脱气的影响并不十分明显，并且脱气性能表现较为优异。

图7 不同进口流量对脱气效率的影响Fig.7 Influence of different inlet flow rates on degassing efficiency

因此，在确定旋流装置操作参数时，关键是气出口的除液效率是否满足要求。

3.4 气液分离器现场运行效果分析

长庆油田A综合试验站为CO2驱油采出流体处理站场，A 综合试验站日处理液量约为800 m3～1 000 m3，原油密度为0.845 t/m3，原始地层气油比为105 m3/t。在A 综合试验站旋流分离器气相出口和液相出口处取样化验。不同流量下气相出口气体除液效率及液相出口液体脱气效率如表2所示。

由表2 可知，在流量为34～41 m3/h 时，气相出口的除液效率在95%以上，液相出口的脱气效率在94%以上，与图5 及图7 的实验结论一致。液相出口的脱气效率实际值相对于模拟值较高，这主要是因为A综合试验站处理的CO2驱采出流体气液比较高，进入旋流分离器前已有较大比例的伴生气从原油中分离。

表2 气液旋流装置分离效率Tab.2 Separation efficiency of gas-liquid cyclone device

4 结论

采用数值模拟的方法对自行设计的旋流气液分离器的气液分离性能进行研究，分析了不同进口流量下的气出口除液和液出口脱气效率，得出如下结论：

（1）混合气液两相经过旋流装置的处理，基本实现了两相的分离，但是从分离效率上来看，脱气效果要优于除液效果。

（2）随着进口流量的增加，气出口的液相流量不断上升，随之除液效率从90.93%下降至77.82%，可见入口流量的升高，降低了气液分离器除液性能，这主要是过高的气速增加液相破碎的概率以及停留时间降低导致的。

（3）在不同工况下，液出口的脱气效率虽然有一定的波动，但皆保持在94%以上，液出口液相体积分数也都在99.99%以上，因此液出口的脱气效果较好，这主要是得益于液封的存在，使得气体很难从液出口排出。

因此，在确定进口流量时，应主要考虑气出口的液相夹带问题，防止因流量过高造成气出口除液效率的降低。