級(jí)聯(lián)式氣液旋流分離器數(shù)值模擬

王振波 李騰 孫治謙 耿坤 孫銘澤

摘要：針對(duì)天然氣除液凈化問題提出一種新型級(jí)聯(lián)式氣液旋流分離器，分別采用雷諾應(yīng)力模型（RSM）、歐拉液膜（EWF）模型和離散相模型（DPM）對(duì)分離器的內(nèi)部流場(chǎng)、液膜分布和氣液兩相流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并研究部分結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)流場(chǎng)和分離性能的影響。結(jié)果表明：分離器的流場(chǎng)分布有利于氣液兩相分離，為使二級(jí)分離空間收集的液體順利降下，進(jìn)口速度不宜過快；一級(jí)排氣芯管上半部長(zhǎng)度為140 mm和開口高度為60 mm，對(duì)應(yīng)的分離效率最佳，兩者對(duì)壓降的影響較??；減小降液縫隙寬度，分離效率和壓降都會(huì)提高。

關(guān)鍵詞：氣液分離；數(shù)值模擬； 流場(chǎng)分布； 分離性能

中圖分類號(hào)：TE 934 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

引用格式：王振波，李騰，孫治謙，等.級(jí)聯(lián)式氣液旋流分離器數(shù)值模擬［J］.中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2023，47（6）：121-129.

WANG Zhenbo， LI Teng， SUN Zhiqian， et al. Numerical simulation oncascaded gas-liquid cyclone separator［J］. Journal of China University of Petroleum （Edition of Natural Science），2023，47（6）：121-129.

Numerical simulation oncascaded gas-liquid cyclone separator

WANG Zhenbo， LI Teng， SUN Zhiqian， GENG Kun， SUN Mingze

（College of New Energy in China University of Petroleum （East China）， Qingdao 266580， China）

Abstract： A novel cascaded gas-liquid cyclone separator was proposed for deliquefication and purification of natural gases. The Reynolds stress model （RSM）， the Eulerian wall film （EWF） model， and the discrete phase model （DPM） were used to simulate the internal flow field， the liquid film distribution， and the gas-liquid two-phase flow of the cyclone. Then the effect of some structural parameters on the flow field and the separation performance was investigated. The results show that the flow field distribution of the cyclone is beneficial to the separation of gas-liquid two-phase. In order to make the liquid collected in the secondary separation space descend smoothly， inlet velocity should not be too big. The upper half length of the primary exhaust pipe is 140 mm and the opening height is 60 mm， which corresponds to the best separation efficiency. Both of them have a small influence on the pressure drop. Reducing the width of the liquid descending gap will increase the separation efficiency and the pressure drop.

Keywords：gas-liquid separation;numerical simulation; flow field distribution; separation performance

天然氣開采及運(yùn)輸過程中液體雜質(zhì)的存在會(huì)侵蝕管路，降低運(yùn)輸能力，造成不必要的動(dòng)力消耗［1］。區(qū)別于常見的天然氣除液方法（溶劑吸收法、固體吸附法、低溫冷卻法和膜分離法等）［2］，氣液旋流分離技術(shù)利用離心力分離氣液兩相，其裝置結(jié)構(gòu)緊湊，運(yùn)行成本較低，成為近年的研究熱點(diǎn)。雙蝸式氣液旋流分離器是一種無導(dǎo)葉結(jié)構(gòu)的小型設(shè)備，安裝方便、操作靈活、運(yùn)行連續(xù)平穩(wěn)，得到了廣泛關(guān)注。Zhao等［3］通過模擬發(fā)現(xiàn)分離器采用雙蝸式進(jìn)口能夠改善氣流的對(duì)稱性，提高顆粒的分離效率。吳江華［4］發(fā)現(xiàn)雙蝸式分離器的速度和壓力分布具有較好的對(duì)稱性，渦流現(xiàn)象得到減緩，但對(duì)小顆粒的分離效率較低，粒徑為1 μm顆粒的分離效率僅為20.6%。李騰等［5］對(duì)微型雙蝸式氣液旋流分離器進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)流場(chǎng)分布具有較好的規(guī)律性，分離器對(duì)超過粒徑為1 μm的液滴顆粒分離效果良好。Wang等［6］分別對(duì)單、雙蝸式旋風(fēng)分離器進(jìn)行試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)后者具有更高的分離效率。分離器采用雙蝸殼進(jìn)口能夠很好地解決單進(jìn)口結(jié)構(gòu)存在的偏心氣流、流場(chǎng)不穩(wěn)定等問題，但目前工業(yè)應(yīng)用的分離器通常只設(shè)有單級(jí)分離空間，分離性能的提升受限。串聯(lián)使用分離器可以強(qiáng)化顆粒的收集效果，但同時(shí)存在能耗較高和設(shè)備占地面積較大的缺陷。因此相關(guān)學(xué)者采用級(jí)聯(lián)的方式實(shí)現(xiàn)分離器的高效運(yùn)行。王羕［7］提出一種井下兩級(jí)串聯(lián)旋流分離裝置，模擬發(fā)現(xiàn)該裝置在特定的操作參數(shù)變化范圍內(nèi)可保持較好的分離效果。Zeng等［8］提出一種結(jié)合重力和離心分離的新型氣液分離器，通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)降液管內(nèi)液位處于合理位置時(shí)，分離器可以在各種流型下保持高效分離。Yu等［9］設(shè)計(jì)了一種雙級(jí)串聯(lián)嵌套旋風(fēng)分離器，由于兩級(jí)分離和較好的流場(chǎng)對(duì)稱性，分離效率得到顯著提升。Li等［10］開發(fā)了一種微型兩級(jí)軸流旋流器，分離器在高壓下對(duì)粒徑為1.5 μm液滴的累積效率超過90%。筆者提出一種新型級(jí)聯(lián)式氣液旋流分離器，用于去除天然氣中的細(xì)小液滴，通過Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，得到分離器內(nèi)部的流場(chǎng)特征和液膜分布，評(píng)估結(jié)構(gòu)參數(shù)（一級(jí)排氣芯管上半部長(zhǎng)度、開口高度和降液縫隙寬度）對(duì)流場(chǎng)和分離性能的影響以進(jìn)行優(yōu)化。

1 分離器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

分離器由雙蝸殼進(jìn)口、一級(jí)分離空間、二級(jí)分離空間、一級(jí)排氣芯管、降液管和排氣管等組成，結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示。一級(jí)分離空間進(jìn)行第一次離心分離，隨后氣體攜帶未分離的液滴通過一級(jí)排氣芯管進(jìn)入二級(jí)分離空間進(jìn)行第二次分離。分離出的液體經(jīng)降液管流下，剩余的氣體通過氣體出口排出。

多面體網(wǎng)格具有較好的計(jì)算精度和較高的生成效率，在分離器模擬中得到了廣泛應(yīng)用［11］。采用內(nèi)部六面體和外部多面體網(wǎng)格填充的混合網(wǎng)格求解系統(tǒng)如圖2所示。

2 數(shù)學(xué)模型及邊界條件

2.1 連續(xù)相模型

級(jí)聯(lián)式氣液旋流分離器內(nèi)部存在復(fù)雜的三維兩相強(qiáng)旋流運(yùn)動(dòng)。與RNG k-ε模型和大渦模擬（LES）相比，雷諾應(yīng)力模型（RSM）被認(rèn)為是平衡模擬精度和計(jì)算成本的最佳選擇［12］，因此選擇RSM模擬不可壓縮和等溫的氣體流動(dòng)。

2.2 離散相模型（DPM）

液相在天然氣中以液滴顆粒的形式存在，體積分?jǐn)?shù)小于10%［13］，因此應(yīng)用離散相模型（DPM）模擬液滴的運(yùn)動(dòng)。設(shè)置雙向耦合方法，考慮氣流和液滴運(yùn)動(dòng)的相互影響，計(jì)算結(jié)果更為準(zhǔn)確。加入隨機(jī)軌道模型考慮湍流對(duì)小液滴運(yùn)動(dòng)行為的影響［14］。

2.3 歐拉液膜（EWF）模型

歐拉液膜（EWF）模型用于模擬液膜在分離器壁面的流動(dòng)和分布特征。液膜厚度遠(yuǎn)小于分離器半徑，因此描述液膜沿壁面切線方向的運(yùn)輸以進(jìn)行模型簡(jiǎn)化。撞擊壁面的液滴被吸收到液膜中時(shí)，質(zhì)量和動(dòng)量被添加到液膜方程的源項(xiàng)。同樣，當(dāng)液滴從液膜中脫離，液滴的運(yùn)動(dòng)方程得到更新。氣體和液膜之間的相互作用通過上述耦合過程解決。液膜的質(zhì)量和動(dòng)量方程分別為

式中，ρl為液滴密度，kg/m3；h為液膜厚度，m；t為流動(dòng)時(shí)間，s；s為表面梯度算子；Vl為平均液膜速度，m/s；s為單位面積質(zhì)量源。

其中

pL=pgas+ph+pσ，

ph=-ρh（n·g），

pσ=-σs·（sh）.

式中，gτ為平行于液膜的重力分量，m/s2；τfs為氣—液界面剪切應(yīng)力，Pa；μl為液膜動(dòng)力黏度，Pa·s；s為由于液滴收集、液膜分離和脫落引起的表面壓力變化，Pa；σ為表面張力系數(shù);pL為液膜法向方向壓力，Pa;pgas為氣體對(duì)壁面壓力，Pa;ph為液膜法向方向重力，Pa;pσ為液向表面張力，Pa;n為表面法向向量。

2.4 邊界條件

液滴與分離器壁面的碰撞行為很復(fù)雜，根據(jù)Mundo等［15］液滴撞擊模型可描述為

K=OhRe1.25l.（3）

其中

式中，K為Sommerfeld閾值；Oh為Ohnesorge數(shù)；Rel為顆粒雷諾數(shù)；σl為氣液界面表面張力，N/m；uln為液滴撞擊壁面時(shí)的法向速度，m/s;dl為液滴直徑，m。

根據(jù)Escure等［16］，K=3為液滴與壁面碰撞時(shí)反彈和沉積的臨界值，K=57.7為沉積與飛濺的臨界值，表示為

目前分離器對(duì)粒徑大于10 μm顆粒的分離效率超過99% ［17］，因此本文在液滴粒徑小于10 μm的范圍內(nèi)進(jìn)行研究，兩個(gè)蝸殼進(jìn)口位置分別釋放單一粒徑的液滴顆粒。計(jì)算發(fā)現(xiàn)絕大部分情況下K保持在3～57.7之間，因此將分離器壁面設(shè)置成trap是合理的。蝸殼進(jìn)口、氣體出口和液體出口分別設(shè)置為reflect、escape和trap。分離效率定義為壁面捕捉的液滴數(shù)量與進(jìn)口釋放的液滴數(shù)量的比值。

空氣與水的分離過程難于天然氣除液凈化，且眾多試驗(yàn)研究選擇空氣與水作為安全可靠的介質(zhì) ［18］。因此模擬采用空氣作為連續(xù)相，密度和黏度分別為1.225 kg/m3和1.7894×10-5 Pa·s；水作為離散相液滴，密度和黏度分別為998.2 kg/m3和0.001 Pa·s。液滴表面張力為0.072 N/m，質(zhì)量濃度保持為360 g/m3。蝸殼進(jìn)口選擇速度進(jìn)口的邊界條件，設(shè)置水力直徑和湍流強(qiáng)度。分離器頂部的氣體出口適當(dāng)延長(zhǎng)，設(shè)置為自由流出。其他壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。選擇SIMPLEC算法耦合壓力和速度；壓力插值采用PRESTO?。粍?dòng)量方程采用QUICK格式進(jìn)行離散，湍流動(dòng)能和耗散率方程采用二階迎風(fēng)格式，雷諾應(yīng)力方程采用一階迎風(fēng)格式。此外，所有方程的殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-6；采用非穩(wěn)態(tài)模擬，時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 s足以達(dá)到收斂。

3 網(wǎng)格無關(guān)性及可靠性驗(yàn)證

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

通過改變面網(wǎng)格和體網(wǎng)格尺寸，分別劃分5種不同數(shù)量的網(wǎng)格。設(shè)置進(jìn)口速度4 m/s，選取Z=-260 mm處的切向速度分布用于驗(yàn)證網(wǎng)格數(shù)量對(duì)計(jì)算流場(chǎng)的影響。圖3為不同網(wǎng)格數(shù)量的切向速度曲線。由圖3可知，網(wǎng)格數(shù)量達(dá)到504 757時(shí)，模擬結(jié)果相差較小。綜合考慮計(jì)算精度和時(shí)間成本，選取504757的網(wǎng)格系統(tǒng)進(jìn)行后續(xù)計(jì)算。

3.2 模型的可靠性驗(yàn)證

氣液分離試驗(yàn)裝置如圖4所示，主要由引風(fēng)系統(tǒng)、霧化系統(tǒng)、分離系統(tǒng)和測(cè)量系統(tǒng)組成。進(jìn)口速度為2～10 m/s，液體質(zhì)量濃度保持在360 g/m3。霧化噴嘴處的氣壓和液壓分別為0.1和0.4 MPa以保持液滴粒度分布的穩(wěn)定。分離效率為分離器底部收集的液體質(zhì)量與進(jìn)入試驗(yàn)裝置的液體質(zhì)量之比。

為驗(yàn)證本文模擬結(jié)果的可靠性，選擇Hoekstra等［19］提出的Stairmand型旋風(fēng)分離器建模并進(jìn)行計(jì)算，得到分離器軸向位置Z為0.75D處切向速度的徑向無量綱分布。設(shè)置與試驗(yàn)相同的進(jìn)口速度、液滴質(zhì)量濃度和粒度分布，進(jìn)行分離效率模擬。從圖5（a）和（b）可以看出，模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)較為一致，誤差控制在5%以內(nèi)，表明本文選用的模擬方案能夠準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)分離器的流場(chǎng)特征和分離性能。圖5（c）顯示了不同進(jìn)口速度的液膜分布，一級(jí)排氣芯管底部較厚的液膜和一級(jí)分離空間上半部螺旋狀分布的液膜與試驗(yàn)觀察結(jié)果符合較好，表明EWF模型可以很好地描述分離器壁面的液膜分布情況。

4 模擬結(jié)果

4.1 氣相速度流場(chǎng)模擬

設(shè)置進(jìn)口速度為4 m/s，選取Y=0，X=0，P1（Z=-180 mm），P2（Z=-260 mm），P3（Z=-340 mm），P4（Z=-420 mm），P5（Z=30 mm），P6（Z=110 mm），P7（Z=190 mm）和P8（Z=270 mm）等截面進(jìn)行氣相速度流場(chǎng)的分析。

4.1.1 切向速度

氣液兩相分離過程中切向速度影響離心力，進(jìn)而對(duì)分離效果產(chǎn)生決定性影響，圖6為切向速度分布云圖。從圖6中可以看出，一級(jí)分離空間內(nèi)切向速度從分離器中心到壁面先增大后減小，呈現(xiàn)良好的Rankine渦分布形態(tài)，外側(cè)的準(zhǔn)自由渦區(qū)域是液滴與氣體進(jìn)行分離的主要場(chǎng)所。切向速度沿軸向位置向下衰減較小，表明一級(jí)分離空間內(nèi)可以維持高效分離。二級(jí)分離空間底部切向速度較大，這是由于降液縫隙間的短路氣體流速過快導(dǎo)致。一級(jí)排氣芯管上方開口附近產(chǎn)生的擴(kuò)容降速效應(yīng)導(dǎo)致切向速度較小，同時(shí)也使得該位置部分液滴由于運(yùn)動(dòng)慣性得以分離。此外二級(jí)分離空間內(nèi)切向速度最大值為17 m/s，旋流強(qiáng)度較一級(jí)分離空間降低約30%，表明兩相來流進(jìn)入二級(jí)分離空間后仍可保持較好的分離效果。

4.1.2 軸向速度

軸向速度影響氣液兩相在分離器內(nèi)的停留時(shí)間，進(jìn)而影響分離效率，圖7為軸向速度分布云圖。從圖7中可以看出，一級(jí)分離空間內(nèi)呈現(xiàn)出明顯的外部下行流和內(nèi)部上行流區(qū)域，這兩個(gè)區(qū)域被零速包絡(luò)面分開。下行流減速向下，上行流加速向上運(yùn)動(dòng)。一級(jí)排氣芯管中心位置，軸向速度表現(xiàn)出一定的停滯現(xiàn)象。這些運(yùn)動(dòng)模式可以增加液滴在準(zhǔn)自由渦的停留時(shí)間，從而有利于分離。二級(jí)分離空間底部和蓋板上方的軸向速度為負(fù)，表明存在部分渦流。此外氣體離開一級(jí)排氣芯管上方開口后，向下流動(dòng)存在困難，這是短路氣體向上沖擊導(dǎo)致。

4.2 降液縫隙處液膜厚度分布

收集在二級(jí)分離空間的液體經(jīng)降液管及一級(jí)排氣芯管之間的降液縫隙流下。圖8為降液縫隙周圍的液膜厚度分布。從圖8（a）中可以看出，

隨著進(jìn)口速度增加，較厚的液膜帶從降液管的下半部分向上移動(dòng)，速度為6 m/s時(shí)移動(dòng)到上半部分；速度為8和10 m/s時(shí)液膜厚度顯著減小。表明積聚在二級(jí)分離空間底部的液體受到短路流沖擊，降液存在一定困難。從圖8（b）可以發(fā)現(xiàn)相似規(guī)律，隨著進(jìn)口速度增加，液膜帶附著于一級(jí)排氣芯管外壁，從底部逐漸向上擴(kuò)展，厚度逐漸減小。因此為使二級(jí)分離空間內(nèi)的液體順利降下，進(jìn)口速度不宜過大。

4.3 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)流場(chǎng)和分離性能影響

進(jìn)口速度為4 m/s，設(shè)置3個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)分別為一級(jí)排氣芯管上半部長(zhǎng)度Hu=110、140、170、200、230 mm，開口高度Ho=40、50、60、70、80 mm，降液縫隙寬度Δd=2、3、4、5、6 mm。

4.3.1 一級(jí)排氣芯管上半部長(zhǎng)度

圖9顯示了二級(jí)分離空間的流線分布。由圖9可以看出，短路氣體沿著一級(jí)排氣芯管的外壁旋轉(zhuǎn)向上，隨后沖擊開口處流出的氣體，導(dǎo)致開口位置的流線紊亂。兩股氣體混合后在開口上方繼續(xù)進(jìn)行旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，直到離開分離器。Hu為110 mm時(shí)，開口位置較低，短路流嚴(yán)重沖擊開口處氣體。隨著Hu增加，短路流在環(huán)形空間向外擴(kuò)展。

圖10為不同Hu的軸向速度分布云圖。由圖10可以看出，一級(jí)分離空間的軸向速度保持穩(wěn)定；Hu的差異導(dǎo)致開口位置相對(duì)不同，使得二級(jí)分離空間的軸向速度分布有所變化。Hu為110 mm時(shí)，開口流出的氣體受短路流沖擊，以較大的軸向速度直接離開分離器，對(duì)分離產(chǎn)生不利影響。同時(shí)部分液滴存在一定概率進(jìn)入二級(jí)分離空間底部的渦流區(qū)域參與循環(huán)，造成分離困難。

圖11為Hu對(duì)分離性能的影響。從圖11（a）中可以看出，效率曲線存在明顯的魚鉤現(xiàn)象。這是由于團(tuán)聚效應(yīng)［11］的存在，較小的液滴顆粒容易形成較大的團(tuán)聚體，分離效率更高。分離效率隨Hu增加先增大后減小，

Hu為140 mm時(shí)分離效率最佳，液滴粒徑為0.8 μm的液滴對(duì)應(yīng)的最低分離效率超過84%。Hu大于140 mm時(shí)，Hu越大，分離效率越低。這是因?yàn)殡S著Hu增加，開口上方的分離空間變小，分離路徑變短，從開口流出的液滴更加接近分離器頂部，更容易受到短路流的沖擊直接從頂部出口逃逸。Hu為110 mm時(shí)，分離效率有所降低，這是由于短路流和渦流的共同作用導(dǎo)致。從圖11（b）中可以發(fā)現(xiàn)，壓降隨Hu增加略有增加，變化范圍在20 Pa以內(nèi)。

4.3.2 開口高度

第一次離心分離后氣體攜帶液滴顆粒進(jìn)入一級(jí)排氣芯管，通過上方開口進(jìn)入二級(jí)分離空間進(jìn)行第二次分離。圖12為二級(jí)分離空間的速度矢量分布。由圖12可以看出，Ho主要影響開口位置的速度大小和方向。Ho為40 mm時(shí)，開口高度較小，流通面積也相對(duì)較小，根據(jù)連續(xù)性方程可以推斷此時(shí)速度較大。同時(shí)速度矢量在水平方向的分量較大，表明存在較大的離心徑向速度，這在一定程度上有利于液滴向分離器壁面遷移。Ho為80 mm時(shí)，開口處速度較小，但軸向分量更加顯著，這也加劇了液滴的向上逃逸。此外隨著Ho增大，開口下方的渦流區(qū)域面積有所減小。

圖13為Ho對(duì)分離性能的影響。從圖13（a）中可以看出，分離效率隨Ho的增加先增大后減小。最佳結(jié)構(gòu)為Ho=60 mm，液滴粒徑為1 μm的液滴對(duì)應(yīng)的最低分離效率約為80.89%。這是因?yàn)镠o較小時(shí)，流通面積較小，更多的氣體以短路流的形式自降液縫隙進(jìn)入二級(jí)分離空間，混合在其中的液滴存在較高的軸向速度從而造成分離困難。Ho較大時(shí)，開口位置的速度水平分量較小而軸向分量較大，容易造成液滴未完全分離直接從頂部氣體出口逃逸。壓降隨Ho增加而減?。▓D13（b）），這是由于Ho增加導(dǎo)致流通面積變大，氣體的能量損耗降低。

4.3.3 降液縫隙寬度

圖14為不同降液縫隙寬度的切向速度分布。從圖14（a）中可以看出，Δd為2 mm時(shí)降液縫隙較窄，大部分氣體通過一級(jí)排氣芯管進(jìn)入二級(jí)分離空間，導(dǎo)致底部進(jìn)口附近的切向速度較大。隨著Δd增加，切向速度的變化幅度減小，更多的短路氣體通過降液縫隙進(jìn)入二級(jí)分離空間，為分離帶來不利影響。由圖14（b）可以看出，P2截面內(nèi)切向速度隨Δd增大而減??；Δd為2 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的切向速度最大達(dá)到27 m/s，更有利于分離。圖14（c）與之相反，在蓋板上方的P8截面內(nèi)，切向速度隨Δd增大而增大。同時(shí)還可以發(fā)現(xiàn)，相比之下一級(jí)分離空間的切向速度數(shù)量級(jí)更大，表明一級(jí)分離空間是更加高效的分離場(chǎng)所。

圖15為降液縫隙寬度Δd對(duì)分離性能影響。從圖15（a）中可以看出，分離效率隨Δd增加而降低，Δd為2 mm時(shí)效率最佳，最低達(dá)到80%以上。這是因?yàn)榈谝淮坞x心分離在分離過程中占據(jù)主導(dǎo)作用，Δd為2 mm時(shí)一級(jí)分離空間內(nèi)切向速度較高，液滴受到較大離心力作用，分離效率得到顯著提升。同時(shí)降液縫隙較窄，更多的氣體通過一級(jí)排氣芯管進(jìn)入二級(jí)分離空間，將有利于分離。如圖15（b）所示，壓降變化較為顯著，Δd增加導(dǎo)致氣體流通面積增大，也意味著壓降降低。因此在評(píng)估Δd時(shí)應(yīng)綜合考慮分離效率和壓降的影響，找到最佳平衡值。

5 結(jié) 論

（1）一級(jí)分離空間內(nèi)切向速度呈現(xiàn)良好的Rankine渦分布形態(tài)，沿軸向向下衰減較??；下行流減速向下，上行流加速向上運(yùn)動(dòng)；降液縫隙間的短路氣體向上流速較快；二級(jí)分離空間內(nèi)旋流強(qiáng)度降低約30%，開口位置出現(xiàn)擴(kuò)容降速效應(yīng)，分離器中的流場(chǎng)分布有利于氣液兩相分離。

（2）隨著進(jìn)口速度增加，降液縫隙處的液膜帶從底部向上擴(kuò)展，厚度逐漸減小，進(jìn)口氣速不宜過快，以免二級(jí)分離空間降液困難。

（3）Hu為140 mm時(shí)分離效率最佳，最低超過84%，壓降隨Hu增加略有增加；Ho影響開口位置的速度分布，最佳取值為60 mm，分離效率最低超過80%，壓降隨Ho增加而減??；降液縫隙寬度為2 mm時(shí)分離效率最低超過80%，隨著降液縫隙寬度增加，分離效率和壓降都會(huì)降低，考慮降液縫隙寬度的最佳值時(shí)，應(yīng)在效率和壓降之間找到平衡。

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