緊湊型氣液旋流分離器結構參數(shù)顯著性分析*

苗春雨 邢雷 李楓 蔣明虎 李新亞

(東北石油大學機械科學與工程學院; 黑龍江省石油石化多相介質(zhì)處理及污染防治重點實驗室)

0 引 言

油田開采過程中, 部分含氣井井筒采出液中攜帶的大量氣體會占據(jù)采油裝置的有效空間, 導致油的吸入量減少, 嚴重影響油氣田的高效開發(fā); 同時也會導致采油泵氣蝕, 降低泵效。 因此, 如何在狹小的套管空間內(nèi)實現(xiàn)氣液高效分離, 對油氣田開發(fā)意義重大[1-3]。 氣液旋流分離技術是基于多相介質(zhì)間的密度差進行分離的高效分離工藝, 由于旋流分離過程中不需添加任何化學物質(zhì), 且分離器結構簡單、 占地面積小、 使用方便靈活, 因此被廣泛應用于石油化工等領域[4-6]。 為了適應狹小的應用空間, 部分學者先后開展了大量關于緊湊型氣液旋流分離器的研究工作[7], 對拓寬旋流分離技術的適用性起到很大的推動作用。 WANG S.B.等[8]設計了一種新型緊湊式氣液旋流分離器, 成功應用于高氣液比的油氣田中, 應用表明, 緊湊型氣液旋流分離器對海下采油起到關鍵作用并具有較好的應用效果。 此后, 緊湊型氣液旋流分離器逐漸成功應用于食品、 環(huán)保、 化工、 石油等[9-12]領域。 隨著研究的不斷深入, 學者們?yōu)榱诉M一步提高緊湊型氣液旋流分離器的應用性能, 對結構參數(shù)優(yōu)化、 操作參數(shù)優(yōu)選及流場特性分析等相關方面開展了一系列研究。其中, MENG F.C.等[13]針對新型井下氣液旋流分離器開展不同操作參數(shù)條件下的分離性能研究, 得出了當入口含氣量變化時, 存在一個最佳分流比近似等于入口含液量, 當液體黏度增大時液體出口含氣量會增大等結論。 張梓均等[11]針對微型氣液旋流器, 開展了不同進口數(shù)量對氣相流場穩(wěn)定性影響的探究, 得出多進口旋流器可提高流場對稱性的結論。

由于旋流分離器的結構參數(shù)是影響氣液旋流分離器分離性能的主要因素之一, 如何通過結構優(yōu)化提高緊湊型氣液旋流分離器的分離性能, 部分學者開展了深入研究。 李時光[14]以深水氣液分離工藝為背景, 設計了一種緊湊型柱狀氣液旋流分離器,通過數(shù)值模擬分析旋流器結構參數(shù)對流場穩(wěn)定性的影響進行優(yōu)化, 得出了最優(yōu)結構參數(shù); 優(yōu)化后壓力損失減小, 流場更穩(wěn)定。 LAN W.J.等[15]基于最陡爬坡設計及響應面法, 研究了一種井下螺旋氣液分離器的螺距、 螺旋圈數(shù)和螺旋管外徑等結構參數(shù)和尺寸對分離性能的影響, 確定了最佳結構參數(shù),使氣液分離效率提高到了87.26%。

由于旋流分離器的結構參數(shù)較多, 針對所有結構參數(shù)開展系統(tǒng)優(yōu)化具有一定難度, 所以開展結構參數(shù)顯著性分析, 確定不同結構參數(shù)對緊湊型氣液旋流分離器分離性能影響的高低, 對進一步優(yōu)化旋流分離器設計具有一定參考價值。 而且, 關于旋流器結構參數(shù)顯著性方面的研究, 目前主要集中在油水分離水力旋流器方面[16-18], 關于緊湊型氣液旋流分離器結構參數(shù)顯著性分析的研究鮮有報道。 因此, 筆者基于PB (Plackett-Burman) 試驗設計,針對緊湊型氣液旋流分離器, 采用數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗相結合的方法對其結構參數(shù)進行顯著性分析,篩選出對氣液分離性能影響顯著性較高的結構參數(shù), 以期為簡化氣液旋流分離器的優(yōu)化流程, 進一步提升氣液旋流分離性提供一定指導。

1 目標結構及研究方法

1.1 結構形式與參數(shù)

設計的緊湊型氣液旋流分離器的結構形式及主要結構參數(shù)如圖1 所示。 其主要組成與結構包括:旋流腔、 溢流管、 底流管、 內(nèi)錐、 雙切向入口等。初始結構的相關參數(shù)包括: 柱體直徑d=15 mm、柱體長度H=75 mm、 溢流口直徑d1=3.75 mm、溢流管伸入長度h1=7.5 mm、 錐體直徑d2=7.5 mm、 錐體高度h2= 15 mm、 底流口面積S= 14 mm2。 其工作原理為: 氣液兩相介質(zhì)通過雙切向入口進入旋流腔內(nèi), 在由雙切向入口產(chǎn)生的流場作用下做切向旋轉運動, 在離心力的作用下密度較大的液相向旋流分離器邊壁運移, 并在軸向力作用下做螺旋運動, 從底流口排出; 而密度較小的氣相在內(nèi)錐作用下, 可以更快速地進入內(nèi)旋流腔中心形成氣核, 最終從溢流口排出。

圖1 緊湊型氣液旋流分離器結構圖及尺寸Fig.1 Structure and dimensions of the compact gas-liquid hydrocyclone

1.2 數(shù)值模擬方法

1.2.1 網(wǎng)格劃分及邊界條件

利用ICEM 軟件對緊湊型氣液旋流分離器流體域模型進行網(wǎng)格劃分, 由于六面體結構網(wǎng)格收斂性好且結構穩(wěn)定, 故本文均使用六面體結構網(wǎng)格作為網(wǎng)格劃分的基本單元。 研究表明, 網(wǎng)格數(shù)目對模擬結果有著一定影響, 網(wǎng)格數(shù)目過少會導致計算結果精度下降, 網(wǎng)格數(shù)量過多會大幅延長模擬計算時間[19], 因此需開展網(wǎng)格無關性檢驗。 針對初始流體域模型進行網(wǎng)格劃分, 選取6 種不同網(wǎng)格數(shù)目356 978、 428 032、 497 325、 546 528、 625 687、702 564 的初始流體域模型分別進行數(shù)值模擬分析,以圖1 中S截面(z=40 mm) 位置的氣相體積分數(shù)作為檢驗指標, 得出不同網(wǎng)格流體域模型模擬結果如圖2 所示。

圖2 網(wǎng)格無關性檢驗結果Fig.2 Validation of mesh independence

由圖2 可知, 當網(wǎng)格數(shù)目增大到546 528 時,氣相體積分數(shù)幾乎不隨網(wǎng)格數(shù)目增加而發(fā)生明顯變化, 表明此時網(wǎng)格數(shù)目對模擬結果影響較小。 因此本文在對不同結構旋流分離器進行網(wǎng)格劃分時, 將網(wǎng)格數(shù)目控制在550 000 左右, 對應初始流體域網(wǎng)格模型如圖3 所示。

圖3 初始流體域模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of the initial fluid domain model

利用ANSYS-Fluent 軟件進行有限元體積法數(shù)值模擬, 模擬時采用Mixture 混合多相流模型。 以水相作為連續(xù)相, 密度為998.2 kg/m3, 黏度為1.003×10-3Pa·s; 以常溫常壓空氣作為離散相,密度為1.225 kg/m3, 黏度為1.78×10-5Pa·s, 氣相體積分數(shù)設置為5%; 入口采用速度入口邊界條件, 氣液兩相速度均設為0.25 m/s, 對應流量為10.13 L/h; 采用自由出口作為出口邊界條件, 溢流分流比設置為15%; 計算收斂精度設置為10-6;壁面采用無滑移、 不可滲透邊界條件。

1.2.2 計算模型

氣液旋流器中氣相做旋轉湍流運動且表現(xiàn)為各向異性。 鑒于湍流模型中雷諾應力模型使用各向異性假設, 與旋流分離器內(nèi)部規(guī)律相符, 且相比于標準k-ε模型和RNGk-ε模型, 雷諾應力模型更適合模擬旋流分離器內(nèi)的高速旋轉流場, 具有較好的預測效果[20-21], 因此采用雷諾應力模型計算湍流,其基本方程如下[22]:

連續(xù)性方程:

動量方程:

式中:ρ為流體密度, kg/m3;t為時間, s;ui為瞬時速度分量, m/s;為平均速度分量, m/s;為雷諾應力分量; 下角標i,j,k=1, 2, 3;xi為空間位置, 無量綱;為平均壓力, Pa;μ為流體動力黏度, Pa·s。

雷諾應力模型運輸方程:

式中:Dij為擴散項, Pa/s;Pij為應力產(chǎn)生項,Pa/s;Gij為浮力產(chǎn)生項, Pa/s;φij為壓力應變再分配項, Pa/s;εij為離散相, Pa/s;Fij為旋轉系統(tǒng)產(chǎn)生項, Pa/s。

湍動能方程和湍動能耗散率方程為:

式中:σk為與湍動能k對應的Prandtl 數(shù);ε為湍動能耗散率, m2/s3;μt為湍動黏度, Pa·s;Cε1=1.44;Cε2=1.92;Cε3是某點相對于重力的流動性質(zhì)函數(shù);流體馬赫數(shù)為聲速, m/s。

1.3 室內(nèi)試驗研究

為了驗證數(shù)值模擬結果的準確性, 構建的室內(nèi)分離性能測試試驗系統(tǒng)如圖4 所示。

圖4 室內(nèi)試驗工藝流程Fig.4 Process of laboratory experiment

試驗選用LM60 智能蠕動氣泵進行氣相傳送,采用小型離心泵實現(xiàn)液相的輸入。 液相由離心泵從蓄水槽傳送至LZB-6 型液體玻璃轉子流量計, 氣相由智能蠕動氣泵將空氣擠壓至LZB-3WB 型氣體玻璃轉子流量計, 兩相介質(zhì)經(jīng)靜態(tài)混合器充分混合后, 由雙切向入口進入旋流分離器內(nèi), 形成切向旋轉液流。

氣、 液混合介質(zhì)在流場及離心力的作用下進行旋流分離, 分離后的氣相由溢流口排出。

在進行氣液旋流分離試驗的過程中, 為了避免分離后氣體中攜帶的液體對氣體流量計產(chǎn)生影響,在溢流口與氣體玻璃轉子流量計之間加裝了液體緩沖罐, 以便于氣體中攜帶的少量液體分離后的存儲。 底流出口處連接底流液相收集罐, 通過讀取罐上刻度對底流口收集的液體進行計量。 分別在溢流口和底流口處安裝球閥以實現(xiàn)旋流分離器分流比的調(diào)節(jié)。

2 PB (Plackett-Burman) 設計

目前常用的因素顯著性篩選方法包括分式析因設計[23]、 序貫分支法、 PB (Plackett-Burman) 設計[24]及拉丁超立方設計等。 相比于其他篩選主要因素的方法, PB 設計可以篩選出影響響應值的主效應因子, 還可得出各因素對響應值的正負效應關系。 因此本文選用PB 設計進行結構參數(shù)顯著性篩選。 由于入口截面積的改變直接影響特定進液量條件下的液流速度, 且在不同的入口流速條件下會影響其他結構參數(shù)優(yōu)化結果的準確性, 所以選取的優(yōu)化因素中不考慮入口結構參數(shù), 入口截面積固定為5.63 mm2。 PB 設計主要針對溢流口直徑d1、 溢流管伸入長度h1、 柱體直徑d、 柱體長度H、 錐體直徑d2、 錐體高度h2、 底流口面積S等7 個因素進行顯著性分析。 每個因素設置高(+1) 水平和低(-1) 水平, 進行試驗組數(shù)N=12 的PB 設計。 其中, 溢流口直徑d1的高低水平分別為5.75 和1.75 mm, 溢流管伸入長度h1的高低水平分別為12.5和2.5 mm, 柱體直徑d的高低水平分別為20 和10 mm, 柱體長度H的高低水平分別為90 和60 mm,錐體直徑d2的高低水平分別為9 和6 mm, 錐體高度h2的高低水平分別為25 和5 mm, 底流口面積S的高低水平分別為20 和8 mm2。 PB 試驗因素及水平設計見表1。

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

對于氣液分離效率的評判主要有簡化效率、 質(zhì)量效率以及綜合效率3 種。 由于簡化效率可以直觀地看出分離性能的高低, 故本文選取液相的簡化效率來實現(xiàn)旋流分離器的分離性能評估。 液相的簡化效率從凈化角度出發(fā), 可定義為底流中所含液相的質(zhì)量與旋流器入口液相總質(zhì)量之比[25], 計算方法為:

式中:Md為底流中液的質(zhì)量, kg;Mi為入口中液的質(zhì)量, kg;Ej為簡化效率,%。

3 結果與分析

3.1 基于數(shù)值模擬結果的顯著性分析

針對PB 試驗設計的12 種結構參數(shù)組合, 分別開展數(shù)值模擬分析, 得出不同試驗組的分離效率模擬結果, 如表2 所示。 由表2 可知, 12 種PB 試驗結構中8#試驗的簡化效率最高為89.12%, 9#試驗的簡化效率最低為85.85%, 8#試驗與9#試驗不同結構參數(shù)為因素A(溢流口直徑)、 因素B(溢流管伸入長度)、 因素G(錐體高度)。 混合相經(jīng)雙切向入口進入旋流腔后, 形成旋轉流場, 密度較小的氣相在軸心處聚集形成氣核并向上運動至溢流口排出, 密度較大的液相沿徑向向邊壁運移并向下運動至底流口排出。 不同試驗組模型的氣相體積分數(shù)分布如圖5 所示。 由圖5 可知: 8#試驗的氣相多集中于溢流口附近且呈收斂狀態(tài), 氣核細短未到達內(nèi)錐處; 9#試驗的氣相呈分散狀態(tài), 溢流口處氣相較少, 氣核到達內(nèi)錐處且部分氣相沿內(nèi)錐面從底流口溢出。

表2 不同PB 試驗設計組及分離效率模擬結果Table 2 PB design tests and their simulated separation efficiency

圖5 不同試驗組模型氣相體積分數(shù)分布云圖Fig.5 Contours of GVFs in PB design tests

綜上, 得到不同因素對響應值分離效率影響的顯著性對比結果, 如表3 所示。 其中,值表示顯著性水平的高低,值越大表示該因素對響應值的顯著性越高。P值的大小對顯著性有表征作用[26],P＞0.05 時表明該因素與響應值沒有顯著關系; 0.05＞P＞0.01 時表明該因素與響應值有顯著關系;P＜0.01 時表明該因素與響應值有極顯著關系。 通過表3 分析得出, 不同結構參數(shù)顯著性由高到低的順序為: 柱體直徑d＞錐體高度h2＞溢流管伸入長度h1＞溢流口直徑d1＞底流口面積S＞錐體直徑d2＞柱體長度H。 其中, 柱體直徑d、 錐體高度h2、溢流管伸入長度h1、 溢流口直徑d1、 底流口面積S對氣液兩相分離效率影響極其顯著, 錐體直徑d2和柱體長度H對分離效率的影響不顯著。 通過對試驗數(shù)據(jù)進行多項式擬合回歸, 得出多元一次回歸的編碼方程為:

表3 不同因素顯著性檢驗結果Table 3 Significance test results of factors

該方程的系數(shù)可以表明對應因素與響應值的顯著性關系, 而系數(shù)的正負可以表明因素與響應值間的正負相關。

對回歸方程進行方差分析, 分析結果如表4 所示。 通過方差分析得出模型Prob＞F值僅為0.001 3, 表示回歸方程顯著性較高, 即在研究區(qū)域內(nèi)數(shù)學模型的擬合度較高。

表4 PB 設計模型回歸分析結果Table 4 Regression analysis results of PB design model

3.2 PB 試驗數(shù)值模擬可靠性分析

隨機選取了8#和11#這2 組PB 試驗設計模型進行3D 打印, 作為試驗樣機分別進行氣液分離性能測試。 為保證試驗過程中便于觀察旋流腔內(nèi)分離現(xiàn)象, 選用透明樹脂材料進行3D 打印, 3D 打印精度為0.1 mm, 試驗樣機壁厚為1.5 mm。 試驗樣機模型及主要結構參數(shù)如圖6 所示。 通過對比相同操作參數(shù)條件下的氣液形態(tài)及分離性能, 驗證PB 試驗設計及數(shù)值模擬結果的可靠性。

圖6 室內(nèi)試驗樣機模型及其結構參數(shù)Fig.6 Prototype model for laboratory experiment and its structural parameters

試驗得出2 種不同樣機在相同工況下模擬與試驗的氣核分布形態(tài), 2 種形態(tài)對比如圖7 所示。

圖7 旋流分離器內(nèi)氣核分布形態(tài)模擬與試驗對比Fig.7 Comparison of gas core distribution in the hydrocyclone between the simulation and experiment results

8#試驗模型中氣相呈緊湊狀聚集在溢流口處,氣核細短僅到旋流腔中下部。 11#試驗模型中氣相呈分散狀態(tài)分布, 氣核軸向貫穿旋流腔, 且呈中間細兩邊粗形態(tài), 部分氣相沿著內(nèi)錐從底流口溢出。2 種模型的模擬與試驗結果均呈現(xiàn)出較好的一致性。 為進一步定量驗證數(shù)值模擬結果的準確性, 開展緊湊型氣液旋流分離器樣機在不同氣相體積分數(shù)條件下的分離性能測試, 得出不同氣相體積分數(shù)條件下模擬與試驗分離效率對比曲線, 如圖8 所示。

圖8 不同氣相體積分數(shù)條件下氣液分離效率的模擬與試驗對比曲線Fig.8 Comparison of gas-liquid separation efficiency under different GVFs between the simulation and experiment results

由圖8 可知: 隨著氣相體積分數(shù)增加, 模擬與試驗分離效率均呈先升高后趨于穩(wěn)定的變化趨勢,8#試驗模型的模擬分離效率由89.12%上升到95.55%, 再平緩上升至95.90%; 試驗分離效率由85.50%上升到94.10%, 再平緩上升至94.50%。數(shù)值模擬與試驗呈現(xiàn)出相同的規(guī)律且平均誤差僅為2.70%, 驗證了數(shù)值模擬的準確性。

4 結 論

基于Plackett-Burman 試驗設計, 采用數(shù)值模擬與室內(nèi)試驗相結合方法, 探究緊湊型氣液旋流分離器不同結構參數(shù)對分離性能影響的顯著性, 分析結果如下:

(1) 緊湊型氣液旋流分離器主要結構參數(shù)對氣液兩相分離效率影響的顯著性由大到小為柱體直徑d＞錐體高度h2＞溢流管伸入長度h1＞溢流口直徑d1＞底流口面積S＞錐體直徑d2＞柱體長度H, 其中高顯著性結構參數(shù)為柱體直徑、 錐體高度、 溢流管伸入長度、 溢流口直徑、 底流口面積。

(2) 通過分析擬合得到顯著性回歸方程, 得出緊湊型氣液旋流分離器7 個主要結構參數(shù)中, 柱體直徑d、 錐體高度h2、 溢流管伸入長度h1、 溢流口直徑d1、 錐體直徑d2與分離效率呈負相關; 底流口面積S、 柱體長度H與分離效率呈正相關。

(3) 通過對相同工況下不同試驗模型模擬與試驗的氣核分布形態(tài)分析, 并對比不同氣相體積分數(shù)條件下模擬結果與試驗結果, 得出模擬與試驗的氣核分布呈現(xiàn)相同特征。 隨著氣相體積分數(shù)的增加簡化效率呈先增大后平緩趨勢, 其中, 隨機選取的8#試驗模型的模擬簡化效率由89.12%上升到95.55%, 再平緩上升至95.90%; 試驗分離效率由85.50%上升到94.10%, 再平緩上升至94.50%。模擬效率與試驗效率的平均誤差僅為2.70%, 表明了數(shù)值模擬的準確性。