水平管式CO2驅(qū)地面采出物氣液分離方法研究*

鐘 浩 張興凱 祁小兵 廖銳全 劉 明 高菁菁 葉 春

(1.長(zhǎng)江大學(xué)石油工程學(xué)院 2.中國(guó)石油天然氣集團(tuán)公司氣舉試驗(yàn)基地多相流研究室3.油氣鉆采工程湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 4.塔里木油田分公司油氣工程研究院 5.西安交通大學(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 6.勝利油田分公司石油工程技術(shù)研究院)

0 引 言

勝利油田即將實(shí)施的規(guī)?；疌O2驅(qū)采油，其試驗(yàn)的區(qū)塊零散，地面集中建站處理難度大、成本高。目前使用的體積大、投資高的三相分離器，如臥式、立式等大型筒狀分離器[1-4]，并不適合于零散區(qū)塊化的CO2驅(qū)采油的氣液分離。

國(guó)內(nèi)外對(duì)小型化的分離器有不少研究[5-15]：吳京平[11]設(shè)計(jì)了一種帶切向進(jìn)口的軸流式旋流器，采用試驗(yàn)研究的方法，測(cè)試了不同操作條件和結(jié)構(gòu)參數(shù)下旋流器的分離效率和壓降，得出最優(yōu)的操作條件和結(jié)構(gòu)參數(shù)；唐建信等[12]應(yīng)用RNGk-ε湍流模型，對(duì)氣液分離器內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行三維數(shù)值模擬，研究了新型葉片式入口構(gòu)件的整流性能；陳思敏等[13]依據(jù)軸流式旋風(fēng)分離器的基本結(jié)構(gòu)建立分析模型，在模擬耦合計(jì)算后得出了各參數(shù)與分離效率和壓降的關(guān)系，并給出擬合方程；馮鈺潤(rùn)[14]基于氣液旋流分離器的理論研究，設(shè)計(jì)了一種新型的旋流分離器——螺道式旋流分離器，主要對(duì)螺道式分離器的螺紋圈數(shù)、溢流口直徑及溢流管深度等進(jìn)行模擬仿真，研究了各參數(shù)對(duì)分離效率的影響；鄧雅軍[15]設(shè)計(jì)一種直流式氣液旋流分離器，通過(guò)仿真計(jì)算主要研究了壓力及導(dǎo)流葉片對(duì)分離器的分離效率的影響規(guī)律。

現(xiàn)有的小型化分離器雖然做到了整體尺寸的縮小，但是存在各自的不足，如內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)復(fù)雜、流體通過(guò)時(shí)阻力較大、氣液相分隔效果不佳等。本文設(shè)計(jì)的水平管式分離器不僅能夠在較小的壓降下實(shí)現(xiàn)較好的旋流相分隔效果，其T形三通結(jié)構(gòu)及U形連通器結(jié)構(gòu)的獨(dú)特設(shè)計(jì)使得氣液兩相分離更加充分，而且結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、無(wú)可動(dòng)部件、制造難度小、適合批量生產(chǎn)。

1 分離裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 分離裝置主要結(jié)構(gòu)

裝置主要結(jié)構(gòu)如圖1所示。該分離裝置整體由旋流器、一級(jí)分離器、二級(jí)分離器、集液腔以及各種配套管路和設(shè)備組成。旋流器由4個(gè)1 mm厚的半橢圓片圍繞圓管軸線(xiàn)旋轉(zhuǎn)構(gòu)成，葉片呈一定旋流角度，與圓管內(nèi)壁為一整體結(jié)構(gòu)。一級(jí)分離器上游與漸擴(kuò)管相接，沿著氣液旋流流線(xiàn)切向方向開(kāi)設(shè)有2個(gè)取液流道；一級(jí)分離器管道出口，末端缺口上方設(shè)置了中心縮管。二級(jí)分離器與一級(jí)分離器的中心縮管相接，且兩者內(nèi)徑相同；二級(jí)分離器管道底部為方形缺口，形狀類(lèi)似于T形直三通結(jié)構(gòu)。一級(jí)分離器的集液腔外部套有封底的管道，與集液腔一起分隔內(nèi)部流體通道，從而形成U形結(jié)構(gòu)，可以液封排液管路，防止主路管內(nèi)氣體流入排液管。

圖1 分離裝置主要結(jié)構(gòu)Fig.1 Main structure of separation device

1.2 分離裝置主要尺寸參數(shù)

要設(shè)計(jì)合適的分離裝置，必須要了解油田氣液分離工藝相關(guān)的性能參數(shù)。CO2驅(qū)采出工藝所要求的各種參數(shù)：管線(xiàn)壓力0.5 MPa，日產(chǎn)氣量(標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài))1×104m3，處理液量范圍10～20 m3/d

根據(jù)管線(xiàn)壓力及產(chǎn)氣量可以大致計(jì)算出不同管徑對(duì)應(yīng)的氣體折算速度，計(jì)算公式如下：

(1)

式中：QG為氣體體積流量，m3/s；d為管道的內(nèi)徑，m；JG為氣體折算速度，m/s。

根據(jù)式(1)可計(jì)算出不同管徑條件下，不同氣量對(duì)應(yīng)的氣體折算速度。旋流器葉片角度β設(shè)計(jì)為45°時(shí)，在目標(biāo)產(chǎn)氣量對(duì)應(yīng)的氣體折算速度范圍內(nèi)分離效果最優(yōu)，因此葉片角度設(shè)計(jì)為45°。旋流葉片模型如圖2所示。

圖2 旋流葉片模型圖Fig.2 Cyclone vane model

一級(jí)分離器采用內(nèi)徑為50 mm，長(zhǎng)為若干螺距的管道，內(nèi)部左右兩側(cè)各一個(gè)取液流道，其寬度為5 mm。一級(jí)分離器內(nèi)的縮管內(nèi)徑與管道內(nèi)徑相差不能太大，以免造成2個(gè)分離器上下游壓差過(guò)大，所以中心縮管內(nèi)徑取40 mm，外徑43 mm，長(zhǎng)取40 mm。取液流道末端管道底部的環(huán)形取液口長(zhǎng)度取30 mm，如圖3所示。

圖3 一級(jí)分離器模型截面圖Fig.3 Sectional view of first stage separator model

一級(jí)分離器中的取液流道長(zhǎng)度與流體旋流的螺距和取液流道數(shù)目相關(guān)，旋流螺距可以由以下公式計(jì)算：

(2)

二級(jí)分離器為T(mén)形直三通形式，內(nèi)徑40 mm，長(zhǎng)200 mm，下面方形取液口長(zhǎng)度選為一個(gè)螺距，約126 mm，其中心縮管內(nèi)徑32 mm，外徑35 mm，長(zhǎng)40 mm；2個(gè)分離段高度均選為870 mm，集液腔套于直徑76.2 mm(3 in)的管瓶?jī)?nèi)，形成倒U形結(jié)構(gòu)。如圖4所示。

圖4 集液腔倒U形結(jié)構(gòu)模型與T形直三通模型Fig.4 Inverted U-shaped structure model and T-shaped straight tee model for liquid collection chamber

2 模型建立

2.1 控制方程及邊界條件

(1)多相流模型。多相流模型選擇VOF模型，VOF模型用于計(jì)算2種或多種互不相溶流體分界面位置軌跡。在該模型中，兩相的流體共用一個(gè)方程組，各相的體積分?jǐn)?shù)在整個(gè)計(jì)算域中被追蹤。VOF模型適用于氣泡流、沉降和分離器等。

(2)湍流模型。RNGk-ε模型的來(lái)源是嚴(yán)格的統(tǒng)計(jì)技術(shù)，其考慮的范圍內(nèi)包含湍流旋渦，在旋轉(zhuǎn)流場(chǎng)模擬時(shí)提高了精度。對(duì)于湍流Prandtl數(shù)，RNG理論為其提供了一個(gè)考慮低雷諾數(shù)流動(dòng)黏性的解析公式，對(duì)解決近壁區(qū)域流動(dòng)具有特殊作用。因此，在選擇湍流模型的過(guò)程中，考慮到流體的可壓縮性、計(jì)算時(shí)間的限制、收斂的速度等因素，并考慮模型旋轉(zhuǎn)時(shí)流場(chǎng)及速度的模擬準(zhǔn)確性，湍流模型選擇RNGk-ε模型。RNGk-ε模型形式如下：

(3)

(4)

式中：ρ為密度，kg/m3；k為湍動(dòng)能，m2/s2；μeff為有效黏度系數(shù)，Pa·s；ε為湍動(dòng)能耗散率，m2/s3；Gk為平均速度梯度引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)，m2/s2；Gb為用于浮力影響引起的湍動(dòng)能k的產(chǎn)生項(xiàng)，Pa/s；YM為可壓速湍流脈動(dòng)膨脹對(duì)總耗散率影響，Pa/s；αk和αε為湍動(dòng)能k和耗散率ε的有效湍流普朗特?cái)?shù)的倒數(shù)；C1ε、C2ε、C3ε為模型常量；R為平均應(yīng)變率對(duì)ε的影響附加項(xiàng)，Pa/s2。

湍流黏性系數(shù)計(jì)算公式為：

(5)

(3)邊界條件。以勝利油田生產(chǎn)測(cè)試數(shù)據(jù)為例，確定分離器內(nèi)運(yùn)行壓力為0.5 MPa，入口設(shè)置為速度入口，水力直徑為40 mm；出口為壓力出口，出口初始?jí)毫?.1 MPa；壁面采用無(wú)滑移邊界條件的標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。采出液密度為927 kg/m3，黏度為0.75 cP，二氧化碳密度為1.787 kg/m3，黏度為0.013 7 cP。

2.2 網(wǎng)格剖分及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

運(yùn)用Fluent Meshing對(duì)分離器計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格剖分，網(wǎng)格類(lèi)型設(shè)置為Poly-Hexcore(六面體核心多面體邊界)，邊界層設(shè)置為10層，第一層厚度為0.05 mm，增長(zhǎng)率為1.2。

進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證很有必要。在網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證過(guò)程中，分析了7組網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量分別為152×104、166×104、181×104、207×104、226×104、248×104、312×104。得到各網(wǎng)格數(shù)量下的分離效率，如圖5所示。

圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Grid independence verification

由圖5可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從226×104增加到312×104時(shí)，計(jì)算結(jié)果變化不明顯，但計(jì)算效率降低。因此，為了獲得合適的精度和較高的計(jì)算效率，本文選擇網(wǎng)格數(shù)226×104，網(wǎng)格最大偏斜質(zhì)量為0.80，最小正交質(zhì)量為0.23。圖6為網(wǎng)格剖分結(jié)果。

圖6 網(wǎng)格剖分結(jié)果展示Fig.6 Display of grid division results

3 數(shù)值模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)影響規(guī)律

分離器主要結(jié)構(gòu)有旋流葉片、一級(jí)切向分離段、二級(jí)分離段以及U形集液腔。經(jīng)過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，水平管式分離器的能量損失主要來(lái)源于入口、分離過(guò)程以及出口縮管，其中分離過(guò)程占比最重，而影響分離過(guò)程能量損失的主要因素為一級(jí)分離段的長(zhǎng)度L以及兩級(jí)分離段間距D。因此，以下將研究這些參數(shù)對(duì)分離器壓降以及分離效率的影響規(guī)律。氣液兩相體積分?jǐn)?shù)分布云圖反映了流體在分離器中的分布規(guī)律。圖7為分離器液相體積分?jǐn)?shù)分布圖。

由圖7可知，氣液混合流體從入口進(jìn)入分離器后流經(jīng)旋流葉片，旋流葉片的高速旋流離心作用使混合流體形成強(qiáng)制環(huán)狀流[16]形式繼續(xù)向下游流動(dòng)，液膜隨著一級(jí)分離段的切向取液口進(jìn)入集液腔，進(jìn)入一級(jí)集液腔的液體在U形結(jié)構(gòu)處積聚，起到了良好的液封作用，在整個(gè)分離過(guò)程中，一級(jí)分離段分離了混合流體中的大部分液體。依然旋流的氣芯攜帶少量液體流經(jīng)二級(jí)分離段，由于重力作用液膜逐漸積聚在管底并順著二級(jí)取液口流入集液腔，液體在二級(jí)集液腔逐漸積聚也可起到較好的液封作用。

3.1.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)壓降的影響

分離器壓力場(chǎng)分布反映了流體在分離器內(nèi)的流動(dòng)狀態(tài)變化及能量損失。圖8為L(zhǎng)=128 mm，D=240 mm，v=35 m/s工況下的壓力場(chǎng)云圖。圖8分別在x=80，x=330、x=630這3個(gè)位置截取平面P1、P2、P3提高壓力場(chǎng)云圖直觀性。

圖8 壓力場(chǎng)分布云圖Fig.8 Cloud chart of pressure field distribution

由圖8可以看出，水平管式分離器的壓力場(chǎng)在軸向上有很明顯的壓力梯度。壓力沿軸向逐漸減小，在流體流經(jīng)旋流葉片時(shí)壓力梯度較大。這是因?yàn)榱黧w流經(jīng)旋流葉片時(shí)流通面積減小，壓力能轉(zhuǎn)換成動(dòng)能，速度急劇增大。在旋流葉片與P1截面之間的徑向上存在壓力梯度，壓力從中心向壁面遞增。

一級(jí)分離段長(zhǎng)度和兩級(jí)分離段間距對(duì)水平管式分離器的壓降均存在明顯的影響(見(jiàn)圖9)。從圖9可以看出，在相同流速下，壓降隨著一級(jí)分離段長(zhǎng)度和兩級(jí)分離段間距的增大而增大。結(jié)合壓力云圖與壓降曲線(xiàn)可知：相較于兩級(jí)分離段的間距，一級(jí)分離段的切向取液流道的長(zhǎng)度變化對(duì)壓力的影響更大；分離器的適應(yīng)性較強(qiáng)，在任一結(jié)構(gòu)下流速?gòu)?5～35 m/s變化的過(guò)程中，壓降均能維持在1 600～2 800 Pa之間。

3.1.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離效率的影響

分離器速度場(chǎng)分布反映了流體在分離器內(nèi)的速度變化及流場(chǎng)動(dòng)態(tài)分布，圖10為L(zhǎng)=128 mm，D=240 mm，v=35 m/s工況下的軸向速度云圖。圖10分別在x=80、x=330、x=630這3個(gè)位置截取平面P1、P2、P3，以提高軸向速度云圖直觀性。

從圖10可以看出，軸向速度沿著軸向方向逐漸減小，在徑向方向上從壁面到軸心逐漸減小。軸向流速在旋流葉片與P1截面之間達(dá)到最大值，可知旋流葉片對(duì)流體有很好的加速作用，加速效果達(dá)到2倍以上。流體流經(jīng)旋流葉片后充分形成氣芯液膜流形，此時(shí)流體流速得到充分發(fā)展，隨后流速迅速下降。

由于分離器存在1個(gè)氣相出口2個(gè)液相出口，為了合理地計(jì)算和比較分離器的分離效率，采用氣相出口分離效率ηq與液相出口分離效率ηl的乘積為分離器最終的分離效率ηz。液相出口有一級(jí)分離段出口和二級(jí)分離段出口2個(gè)，為簡(jiǎn)化計(jì)算，設(shè)置液相出口含氣率wq-out計(jì)算方法：

wq-out=Mq-out/Mz-out

(6)

ηz=(1-wl-out/wl-in)(1-wq-out/wq-in)

(7)

式中：wq-out為液相出口含氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)；Mq-out為兩級(jí)出口總氣體質(zhì)量流量，kg/s；Mz-out為兩級(jí)出口總質(zhì)量流量，kg/s；wl-out為氣相出口含液質(zhì)量分?jǐn)?shù)；wl-in為入口含液質(zhì)量分?jǐn)?shù)；wq-in為入口含氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

圖11為不同流速下分離效率與結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系。由圖11可知，在同一流速下分離效率隨著一級(jí)分離段長(zhǎng)度的增大先增大后基本不變，這是因?yàn)樵诹鹘?jīng)旋流葉片后流體的旋流效果得到充分發(fā)展，之后又迅速減弱。適當(dāng)長(zhǎng)的一級(jí)分離段可充分地捕獲液膜，但是過(guò)長(zhǎng)的一級(jí)分離段并不會(huì)發(fā)揮更大的作用。所以一級(jí)分離段的長(zhǎng)度應(yīng)當(dāng)設(shè)置合理，如此在氣液充分分離的基礎(chǔ)上不僅有利于維持較小的壓降，還能夠減少材料的使用。

圖11 不同流速下分離效率與結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系Fig.11 Relation between separation efficiency and structural parameters at different flow rates

隨著兩級(jí)分離段間距的增大，分離效率先增大后減小。這是因?yàn)橐患?jí)分離段管徑多次變化對(duì)旋流造成了一定的破壞，流體的相分隔效果大幅減弱，所以流體需要一定的距離恢復(fù)氣芯-液膜的流動(dòng)狀態(tài)，從而減少氣芯中的液滴含量。但是距離不能過(guò)長(zhǎng)，從分離效率隨兩級(jí)間距的變化曲線(xiàn)可知，當(dāng)間距超過(guò)240 mm時(shí)分離效率會(huì)大幅下降。這是因?yàn)殚g距越大旋流效果減弱就越明顯，氣液分離也就越困難。

3.2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)及結(jié)果分析

3.2.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

以上通過(guò)控制變量法探究了各個(gè)參數(shù)對(duì)分離效率的影響規(guī)律，為了驗(yàn)證各參數(shù)之間的交叉影響，以下將進(jìn)行正交試驗(yàn)，參數(shù)的詳細(xì)值如表1所示。

表1 參數(shù)詳細(xì)值Table 1 Parameters for orthogonal test

為了快速有效地進(jìn)行多元分析，并以最少的試驗(yàn)次數(shù)獲得較好效果，根據(jù)試驗(yàn)因素和水平的數(shù)量建立了適當(dāng)?shù)幕旌纤秸槐?。基于它們的正交性，選擇了具有代表性的點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)。正交試驗(yàn)的結(jié)果如表2所示。

表2 正交試驗(yàn)表及模擬結(jié)果Table 2 Orthogonal test results

表3為直觀分析結(jié)果，表4為方差分析結(jié)果。由表3的直觀分析和表4的方差分析可知，極差R1>R2>R3>R4，結(jié)合方差分析中的偏差平方和可知，4個(gè)影響因素按顯著程度依次為：一級(jí)分離段長(zhǎng)度L、兩級(jí)分離段間距D、流速v、含液率α。其中一級(jí)分離段長(zhǎng)度L對(duì)分離效率影響最大，含液率對(duì)分離效率的影響最小。分離效率最優(yōu)的參數(shù)組合為L(zhǎng)3D3v3α1，即一級(jí)分離段長(zhǎng)度128 mm、兩級(jí)分離段間距240 mm、流速35 m/s、含液質(zhì)量分?jǐn)?shù)0.5。

表3 直觀分析Table 3 Intuitive analysis

表4 方差分析Table 4 Variance analysis

3.2.2 優(yōu)化結(jié)構(gòu)驗(yàn)證

通過(guò)以上正交試驗(yàn)分析得出最優(yōu)參數(shù)組合為L(zhǎng)3D3v3α1。為驗(yàn)證優(yōu)化結(jié)構(gòu)的可行性及高效性，現(xiàn)設(shè)置3組隨機(jī)參數(shù)組合進(jìn)行模擬并與最優(yōu)組合進(jìn)行對(duì)比分析，結(jié)果如表5所示。由表5可知，優(yōu)化結(jié)果可行且有效，分離效率提升顯著。

表5 優(yōu)化結(jié)構(gòu)驗(yàn)證Table 5 Optimized structure verification

3.2.3 分離效率數(shù)學(xué)模型

基于以上研究可知，影響水平管式分離器的分離效率的參數(shù)為：重力加速度g，入口質(zhì)量含液率α，CO2密度ρg，一級(jí)分離段長(zhǎng)度L，CO2黏度μg，兩級(jí)分離段間距D，采出液密度ρl，分離器直徑d，采出液黏度μl，入口流速v。

將各個(gè)參數(shù)整理可將水平管式分離器分離效率η表示為：

η=f(g，ρg，μg，ρl，μl，v，α，L，D，d)

(8)

通過(guò)量綱分析可簡(jiǎn)化為：

η=f(Rel，Reg，n，m，α)

(9)

基于前人研究，水平管式分離器分離效率常表示為如下形式：

η=ef(Rel，Reg，n，m，α)×100%

(10)

以此形式為基礎(chǔ)進(jìn)行優(yōu)化，其優(yōu)化后形式如下：

η=eaRelbRegcnsmtα×100%

(11)

式中：a、b、c、s、t為待定系數(shù)，將表3中的模擬結(jié)果代入公式，通過(guò)MATLAB迭代擬合可確定各系數(shù)的值，a=-2.931，b=0.493，c=0.056，s=-0.962，t=-1.151。

3.3 試驗(yàn)與模擬對(duì)照

以上設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)得出了各參數(shù)下的分離效率，并通過(guò)量綱分析、數(shù)學(xué)擬合方法擬合出分離器分離效率的計(jì)算方程。為驗(yàn)證擬合方程的可靠性，以下選定分離器結(jié)構(gòu)組合一級(jí)分離段長(zhǎng)度128 mm，兩級(jí)分離段間距240 mm，進(jìn)行仿真計(jì)算。并基于選取的結(jié)構(gòu)組合制作出試驗(yàn)樣機(jī)，將試驗(yàn)樣機(jī)安裝在試驗(yàn)平臺(tái)上，在室溫和常壓下進(jìn)行試驗(yàn)操作并與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，以驗(yàn)證模擬的可行性及擬合方程的可靠性。

試驗(yàn)流程及配套的試驗(yàn)設(shè)備如圖12所示。試驗(yàn)操作時(shí)，首先往儲(chǔ)水罐內(nèi)注入適量水，罐內(nèi)水經(jīng)計(jì)量后通過(guò)給水泵輸送至氣液混合罐，液體在混合罐中與空氣充分混合后輸送至水平試驗(yàn)管段，試驗(yàn)段后端有回流泵將試驗(yàn)用水進(jìn)行回收。水平管式氣液分離試驗(yàn)中底流口的液體可通過(guò)稱(chēng)重測(cè)量，氣體則由流量計(jì)測(cè)量，水平出口的氣液流量可通過(guò)分離罐分離后再經(jīng)流量計(jì)測(cè)量，所有參數(shù)均采用數(shù)字化數(shù)據(jù)采集軟件實(shí)時(shí)收集。

圖12 試驗(yàn)流程圖Fig.12 Test process

試驗(yàn)中液膜形成良好，氣液兩相分隔效果理想，且形成的液膜大部分在一級(jí)分離段被捕獲，分離效果良好，如圖13所示。

圖13 試驗(yàn)中液膜被捕獲現(xiàn)象Fig.13 Phenomenon of liquid film being captured in the test

固定氣液流速為35 m/s，改變?nèi)肟诤嘿|(zhì)量分?jǐn)?shù)從0.5～0.9變化，每次增加0.05，共設(shè)置9組仿真及試驗(yàn)，仿真與試驗(yàn)的流體均使用水與空氣，均在室溫與常壓下進(jìn)行，結(jié)果如圖14所示。

圖14 模擬與試驗(yàn)對(duì)比Fig.14 Comparison of simulation and test results

由圖14可知，在相同的工質(zhì)與條件下，分離器模擬與試驗(yàn)的結(jié)果較為接近，兩者相對(duì)誤差較小，均在±2%之間，說(shuō)明本文的仿真模擬試驗(yàn)精度較高，進(jìn)一步說(shuō)明試驗(yàn)結(jié)果可行且有效。

4 結(jié) 論

(1)通過(guò)CFD仿真計(jì)算分別對(duì)分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)(一級(jí)分離段長(zhǎng)度L、一二級(jí)分離段間隔距離D)以及流動(dòng)參數(shù)(流速、液含率)等進(jìn)行研究，得出以下結(jié)論：L與D對(duì)分離器分離效率影響顯著，分離效率隨著L增大先增大后不變，隨著D增大先增大后減小。分離器對(duì)各參數(shù)的適應(yīng)性較強(qiáng)，在各工況下壓降均能維持在1 600～2 800 Pa之間。

(2)設(shè)計(jì)正交試驗(yàn)?zāi)M計(jì)算出各工況下分離效率，通過(guò)比較顯著性得出4個(gè)影響因素的顯著程度依次為：一級(jí)分離段長(zhǎng)度L、兩級(jí)分離段間距D、流速v、含液率α，并得出最優(yōu)參數(shù)組合，最優(yōu)組合的分離效率大幅提高為93.64%，優(yōu)化結(jié)果可行且有效。通過(guò)量綱分析、數(shù)據(jù)擬合得出分離效率計(jì)算方程，該方程可為實(shí)際的水平管式分離器設(shè)計(jì)、制造及驗(yàn)證提供可靠參考。

(3)參考傳統(tǒng)旋流分離器考慮現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際需求，設(shè)計(jì)并制作新型水平管式CO2驅(qū)采出流體氣液分離器。通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證CFD仿真計(jì)算與實(shí)際值的誤差較小，均在±2%左右。