在天然气的开采过程中，随着温度和压力的降低，会携带一部分液体而变为湿天然气，简称湿气[1]。湿气中液体的存在会对天然气的输送造成很多不利影响[2-3]：①液体会占据一定的管道流通面积，增加输送阻力，降低管输效率; ②液体大大增加了天然气输送过程中水合物形成的概率，容易造成冰堵事故; ③液体在管道起伏段的聚积容易形成气液段塞流型，造成管道系统的振动; ④液体会强化管道的电化学腐蚀，造成管道的穿孔破坏，甚至产生严重的生产事故; ⑤液体的存在增大了天然气准确计量的难度[4]。因此，随着天然气需求的日益增大，湿气的气液分离或除湿是非常有必要的。
传统的湿气气液分离是利用大型分离器完成的，这种分离器体积庞大，安装和维护费用昂贵。因此，越来越多的学者将焦点聚集到了紧凑式气液分离器的研究。代表性的紧凑式气液分离器包括管柱式旋风分离器(gas-liquid cylindrical cyclone，以下简称GLCC)和轴向旋流叶片分离器等[5]。GLCC分离器主要由切向入口和垂直管组成，气液混合物通过切向入口喷嘴进入分离器内部，由于离心力和重力的作用，液体沿管壁向下流动并在垂直管下部排出，而气体则被集中到管中心并从垂直管上部排出[6]。尽管GLCC具有许多优点，但尚未广泛使用，其主要原因在于随着气体速度的增加，会有大量液滴被夹带到气流中，导致分离效率降低[7]。对于常规的GLCC，要求表观气速通常小于9.2 m/s[8]。因此，GLCC更适合用作预分离器、段塞捕集器或部分分离器[9]。
与GLCC不同，在旋流叶片分离器中，气液混合物沿轴向流过旋流叶片，在离心力的作用下，液相被甩至管壁侧形成液膜，气体则聚集在管中心形成气核。然后利用一种套管结构，将气芯和液膜在旋流器下游进行分离，气体从套管中心管流出，液膜通过套管的环形空间排出[10]。实验结果表明，轴向旋流叶片分离器的气体表观速度上限扩展到30 m/s[11]。但是由于液体薄膜本身可能没有足够的动能来克服环形端口的阻力，为了保证气液分离效果，必须将部分气芯和液膜同时从环形通道排出，而这部分气液再进行分离时依然会出现液体夹带的问题[12]。此外，对于湿气段塞流流型，当液塞流经旋流器后，在旋流器下游的持液率增大，会使得液体不能完全进入环形空间，导致旋流叶片分离器的分离效率降低[13]。
为了改善旋流叶片分离器的分离效果，提出了一种基于旋流和引射循环技术的湿气分离方法。一方面，该气液分离方法将重力分离和离心分离相结合，消除段塞流对分离效果的影响，扩大流量的适用范围; 另一方面，该方法采用气体引射循环技术，将随液体排出的气体重新引入主流中进行循环分离，提高气液分离效率。对基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离方法工作原理进行了介绍，设计并加工了相应的实验装置，在实验室内对其工作性能及气液分离效果进行了研究。
基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离装置结构示意如图 1所示，其主要由重力预分离系统、旋流分离系统、气流自循环引射喷嘴、液位控制系统、集液管、气体流量计、液体流量计等组成。天然气湿气流首先进入重力预分离系统，在进口T型三通的对冲作用下，湿气中大部分液相或段塞流型中的液塞会流入重力预分离系统下部的液路中，然后汇入集液管; 而绝大多数气相会携带少量液滴进入上部的主气路中，实现气液预分离，同时消除段塞流对旋流分离器分离效果的影响。
旋流分离系统的工作原理如图 2所示，其中的旋流器选择Wang S[14]推荐的导叶式旋流器形式。由主气路来的湿气流在两级旋流器的作用下，密度较大的液相被甩到壁面形成液膜，分别流经环缝和排液口汇入集液管中; 分离的主气流经气体流量计计量后由气体出口排出。随液膜进入环形空间的部分气体，一部分可以通过T型导气管再导入主气流中(T型导气管的出口位于旋流流场的中心部位，此处压力较低); 另外一部分可能会随着液体经排液口流入集液管中。环形腔的排液管和集液管之间相切，这样，集液管中的气液相在离心力和重力的作用下进一步实现气液分离。在如图 3所示的气流自循环引射喷嘴的作用下，湿气主气流将集液管内的气相引入主气流中，进入旋流分离系统，进行进一步的气液分离。文丘里式引流器的应用可以保持将集液管液面稳定在一定的范围之内，实现气路和支路的阻力匹配，维持装置的正常运行。
这样，通过多个分离步骤，利用基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离装置可以实现天然气湿气的气液分离，大大提高湿气中的气液分离效率。
实验系统如图 4所示，用水和空气作为实验介质。从压缩机出来的压缩空气首先进入稳压罐，然后经气体流量计计量后进入气液混合器; 从水泵输送来的水经液体流量计计量后进入气液混合器与气体进行混合。从气液混合器出来的气液两相流，经2 m长的直管段流型充分发展以后流入气液分离装置，分离为单相气和单相水，气体直接排空，水经计量后进入水箱循环利用。空气压缩机和水泵分别通过变频器调节，以改变进入分离装置的气、水流量。在实验过程中，采用的气体流量计是由E+H公司生产的Proline t-mass型热式气体质量流量计，测量范围为5~400 m3/h，精度为±1.5%;液体流量计采用Rosemount公司生产的Micro Motion科氏力质量流量计，型号为CMF050，其量程范围为0~1.5 kg/s，精度为±0.1%;分离装置两端的压差由横河EJA110A差压传感器进行测量，其量程范围可以根据工况压差大小进行调节，最大量程为200 kPa，精度为±0.1%。流量计和压差传感器的输出为4~20 mA直流电流信号，可以接入数据采集系统，在电脑上进行数据处理与分析。
图 5是设计加工的基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离实验装置。装置主体采用高透明有机玻璃管，以便于观察管道内流型变化，气流自循环引射喷嘴和旋流器采用3D打印技术完成。分离装置的主管内径为65 mm，液膜环缝宽度为2 mm，旋流器与液膜环缝的距离为数值模拟确定的80 mm。
室内实验的主要目的是分析设计的湿气气液分离装置在不同表观气速和液相体积分数下的气液分离性能和压降特性。其中，液相体积分数定义为实验装置进口处的液相体积流量与气液混合物总体积流量之比。实验过程中采用固定变量法，主要包括：①固定液相体积分数，通过调节气体流量改变表观气速，以分析表观气速对湿气气液分离装置的分离效率和压降的影响; ②固定气体流量，通过调节液体流量改变液相体积分数，以分析液相体积分数对湿气气液分离装置性能的影响。
湿气气液分离装置在不同工况下的压降通过横河EJA110A差压传感器测量装置进出口压差大小进行评价，而分离效率则采用比较分离前后液体流量进行评价。进入分离装置的液体流量由科氏力质量流量计测量，从分离装置分离出来的液体流量则采用称重法进行测量。称重法所用电子秤量程为0~5 000 g，精度为±0.1%。取液时间根据液体流量大小为20~100 s，为使计量更加精准，在同时段内，一般取液3~5次，取液体质量流量平均值。湿气气液分离效率η可表示为式(1)。
式中：W1为称量法测量得到的分离后的液体质量流量，kg/s; W2为利用科氏力质量流量计测量得到的进入分离装置的液体质量流量，kg/s。
保持装置进口气液比一定，实验过程中控制液相体积分数为1%，改变分离装置进口气相体积流量(气体体积流量调节范围为50~340 m3/h，对应的装置进口处压力变化范围为10.2 ~145.3 kPa)，得到不同表观气速下的分离效率，如图 6所示。由图 6可知，当表观气速在4.2~28.5 m/s变化时，气液分离效率基本可维持在96%以上。当表观气速较小时，分离效率高，重力分离占主导作用，气体的携液能力较弱，液体在重力预分离系统中基本可以完全排出。随着表观气速的增大，分离器内流体流速变大，旋流分离作用逐渐起到主导作用，但是随着气流速度的增大，管道壁内附着的液滴可能会再次被气流卷起，使得少量液相从气管逃逸。同时，随着流量的增大，分离器内的湍流强度加大，液滴受到的气动压力和流动剪切力也相应变大，液滴破碎情况增多，分离变得相对困难。因此，分离效率随着表观气速的增加而降低。
保持进口气体体积流量为120 m3/h，改变液体的流量(调节过程中装置进口压力的变化范围为24.0~26.7 kPa)，得到不同液相体积分数下的分离效率，如图 7所示。从图 7可以看出，在液相体积分数小于3%的情况下，分离效率基本可以保持在97%以上。随着液相体积分数的增加，分离效率呈现逐渐降低的趋势，这是因为随着液相体积分数的增加，过多的液膜来不及从环缝排除，沿着壁面进入主气筒，造成液相的逃逸，导致分离效率降低。
压降也是气液分离装置的一项重要性能指标。图 8为不同工况下气液分离装置进出口处的压降情况。由图 8可以看出，当表观气速在4.2~28.5 m/s变化时，在湿气液相体积分数小于3%的情况下，最大压降约167 kPa，表明气液分离装置的压降并不大。从图 8还可以看出，随着表观气速的增加，气液分离装置压降明显增加，这是因为随着气体流速的增大，摩擦阻力损失和入口冲击损失都会增大。随着液相体积分数的增大，压降也有变大的趋势，但是考虑到湿气的液相体积分数通常小于3%，因此，相对于表观气速而言，湿气的液相体积分数对分离装置的压降影响不大。
提出了一种基于旋流和引射循环技术的湿气气液分离装置，将重力分离和旋流离心分离组合，并结合气体引射循环技术，消除段塞流对分离效果的影响，提高气液分离效率。通过加工气液分离实验装置，对其气液分离性能和压降情况进行了研究。得到的主要结论如下：
(1) 当表观气速为4.2~28.5 m/s、液相体积分数小于3%时，所设计气液分离装置的气液分离效率基本可维持在97%以上。
(2) 随着表观气速的增加，分离装置逐渐由重力分离为主导变为旋流离心分离为主导; 随着气速和液相体积分数的增加，气液分离效率逐渐降低，对湿气而言，液相体积分数对分离效率的影响并不明显。
(3) 当表观气速在4.2~28.5 m/s变化时，在湿气液相体积分数小于3%的情况下，最大压降约167 kPa，且压降随着气体流速和液相体积分数的增加而增加，其中，液相体积分数对压降的影响较小。
2020, Vol. 49 Issue (6): 8-12, 19
2020, Vol. 49 Issue (6): 8-12, 19