流体机械

结构	D₁/mm	D₂/mm	D₃/mm	H₁/mm	H₂/mm	$α$ /(°)	a×b/（mm×mm）
尺寸	40	11.5	11	425.53	30	6.9	7.72×17.15

结构

D₁/mm

D₂/mm

D₃/mm

H₁/mm

H₂/mm

α

/(°)

a×b/（mm×mm）

尺寸

11.5

425.53

6.9

7.72×17.15

结构	D₁/mm	D₂/mm	D₃/mm	H₁/mm	H₂/mm	$α$ /(°)	a×b/（mm×mm）
尺寸	40	11.5	11	425.53	30	6.9	7.72×17.15

结构

D₁/mm

D₂/mm

D₃/mm

H₁/mm

H₂/mm

α

/(°)

a×b/（mm×mm）

尺寸

11.5

425.53

6.9

7.72×17.15

仿真设置	文献[25]	本研究
湍流模型	RSM	RSM
多相流模型	Mixture	Mixture
收敛精度	10⁶	10^-6
压力速度耦合	SIMPLEC	SIMPLEC
对流扩散项	二阶迎风离散格式	二阶迎风离散格式
入口边界条件	速度入口	速度入口
出口边界条件	压力出口	自由出口
壁面边界条件	不可渗漏，无滑移	不可渗漏，无滑移

仿真设置

文献[25]

本研究

湍流模型

RSM

多相流模型

Mixture

收敛精度

10⁶

10^-6

压力速度耦合

SIMPLEC

对流扩散项

二阶迎风离散格式

入口边界条件

速度入口

出口边界条件

压力出口

自由出口

壁面边界条件

不可渗漏，无滑移

仿真设置	文献[25]	本研究
湍流模型	RSM	RSM
多相流模型	Mixture	Mixture
收敛精度	10⁶	10^-6
压力速度耦合	SIMPLEC	SIMPLEC
对流扩散项	二阶迎风离散格式	二阶迎风离散格式
入口边界条件	速度入口	速度入口
出口边界条件	压力出口	自由出口
壁面边界条件	不可渗漏，无滑移	不可渗漏，无滑移

仿真设置

文献[25]

本研究

湍流模型

RSM

多相流模型

Mixture

收敛精度

10⁶

10^-6

压力速度耦合

SIMPLEC

对流扩散项

二阶迎风离散格式

入口边界条件

速度入口

出口边界条件

压力出口

自由出口

壁面边界条件

不可渗漏，无滑移

方案	Q/(m³⋅h^-1)	F/%	C/%	E_Z/%	P_U/MPa	Q_V/(m³⋅h^-1)
1	2.0 2.5 3.0 4.0	13	13	96.34 99.80 99.88 99.77	0.049 0.076 0.110 0.196	0.012 4 0.012 0 0.010 4 0.008 7
2	2.0	13 14 15 16	13	96.34 99.84 99.94 99.97	0.049 0.048 0.047 0.047	0.012 4 0.018 9 0.028 4 0.032 4
3	2.0	13	10 13 15 18	99.98 96.34 95.13 83.90	0.050 0.049 0.047 0.045	0.031 7 0.012 4 0.012 1 0.011 6

方案

Q/(m³⋅h^-1)

F/%

C/%

E_Z/%

P_U/MPa

Q_V/(m³⋅h^-1)

2.0
2.5
3.0
4.0

96.34
99.80
99.88
99.77

0.049
0.076
0.110
0.196

0.012 4
0.012 0
0.010 4
0.008 7

2.0

13
14
15
16

96.34
99.84
99.94
99.97

0.049
0.048
0.047
0.047

0.012 4
0.018 9
0.028 4
0.032 4

2.0

10
13
15
18

99.98
96.34
95.13
83.90

0.050
0.049
0.047
0.045

0.031 7
0.012 4
0.012 1
0.011 6

方案	Q/(m³⋅h^-1)	F/%	C/%	E_Z/%	P_U/MPa	Q_V/(m³⋅h^-1)
1	2.0 2.5 3.0 4.0	13	13	96.34 99.80 99.88 99.77	0.049 0.076 0.110 0.196	0.012 4 0.012 0 0.010 4 0.008 7
2	2.0	13 14 15 16	13	96.34 99.84 99.94 99.97	0.049 0.048 0.047 0.047	0.012 4 0.018 9 0.028 4 0.032 4
3	2.0	13	10 13 15 18	99.98 96.34 95.13 83.90	0.050 0.049 0.047 0.045	0.031 7 0.012 4 0.012 1 0.011 6

方案

Q/(m³⋅h^-1)

F/%

C/%

E_Z/%

P_U/MPa

Q_V/(m³⋅h^-1)

2.0
2.5
3.0
4.0

96.34
99.80
99.88
99.77

0.049
0.076
0.110
0.196

0.012 4
0.012 0
0.010 4
0.008 7

2.0

13
14
15
16

96.34
99.84
99.94
99.97

0.049
0.048
0.047
0.047

0.012 4
0.018 9
0.028 4
0.032 4

2.0

10
13
15
18

99.98
96.34
95.13
83.90

0.050
0.049
0.047
0.045

0.031 7
0.012 4
0.012 1
0.011 6

气液惯性-旋流分离器流场分析及分离性能研究

余江洪 ¹ , 吴振宇 ¹ , 于世奇 ²^,³ , 王丽娜 ²^,³ , 张爽 ²^,³

流体机械 | 设计计算 2025,53(6): 48-57

收起

流体机械 |设计计算 2025 , 53 (6) : 48 -57

气液惯性-旋流分离器流场分析及分离性能研究

全屏

余江洪¹, 吴振宇¹, 于世奇²^,³, 王丽娜²^,³, 张爽²^,³

作者信息

¹中国船舶集团公司武汉船用电力推进装置研究所，武汉 430064

²东北石油大学机械科学与工程学院，黑龙江大庆 163318

³黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室，黑龙江大庆 163318

作者简介:

余江洪（1977），男，高级工程师，主要从事化学电源、分离技术等方面的研究，通信地址：430064湖北省武汉市洪山区南湖汽校大院七一二所，E-mail：jhyu_07_02@163.com。

Flow field analysis and separation performance study of gas‑liquid‑inertial cyclone separators

Jianghong YU¹, Zhenyu WU¹, Shiqi YU²^,³, Lina WANG²^,³, Shuang Zhang²^,³

Affiliations

¹Wuhan Institute of Marine Electric Propulsion，China Shipbuilding Industry Corporation，Wuhan 430064，China

²School of Mechanical Science and Engineering，Northeast Petroleum University，Daqing 163318，China

³Heilongjiang Key Laboratory of Petroleum and Petrochemical Multiphase Treatment and Pollution Prevention，Daqing 163318，China

出版时间: 2025-06-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.007

文章导航

摘要

收起

针对目前油田中普遍存在的高含水、伴生气含量高及小粒径气泡难以分离的问题，基于惯性预分离和离心分离原理，设计了一种可实现气泡粒径重构及预分离的气液-惯性旋流分离器结构。通过在入口处使不同粒径的气泡分布于不同位置，使小气泡更易向旋流器中心迁移，从而提高其分离效率。通过数值模拟，全面分析了气液惯性-旋流分离器在不同工况条件下的预分离效果、流场特性和分离性能。研究结果表明，在入口气泡粒径小于50 μm、分流比为13%、处理量为2.0 m³/h、含气浓度为10%的工况条件下，分离效率最高可达99.98%。气液惯性-旋流分离器能够显著提高对微小气泡的分离效率，实现对不同尺寸气泡的高效分离，可适用于复杂的工业应用场景。

关键词

旋流分离器 / 气液分离 / 惯性分离 / 操作参数 / 微小气泡

Abstract

收起

To address the prevalent issues of high water content，associated gas，and difficult separation of small‑diameter bubbles in oilfields，a gas‑liquid‑inertial cyclone separator structure was designed based on inertial pre‑separation and centrifugal separation principles.This structure achieves bubble size reconstruction and pre‑separation by distributing bubbles of different sizes at distinct positions at the inlet，enabling smaller bubbles to migrate more easily toward the cyclone center，thereby improving separation efficiency.Numerical simulations comprehensively analyzed the pre‑separation effectiveness，flow field characteristics，and separation performance under various operating conditions.Results demonstrate that under conditions of inlet bubble size less than 50 μm，split ratio 13%，processing capacity 2.0 m³/h，and gas concentration 10%，maximum separation efficiency reaches 99.98%.The gas‑liquid‑inertial cyclone separator significantly enhances separation efficiency for micro‑bubbles，achieves efficient separation for bubbles of different sizes，and is suitable for complex industrial applications.

Key words

cyclone separator / gas‑liquid separation / inertial separation / operating parameters / micro‑bubbles

引用本文

余江洪, 吴振宇, 于世奇, 王丽娜, 张爽. 气液惯性-旋流分离器流场分析及分离性能研究. 流体机械, 2025 , 53 (6) : 48 -57 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.007

Jianghong YU, Zhenyu WU, Shiqi YU, Lina WANG, Shuang Zhang. Flow field analysis and separation performance study of gas‑liquid‑inertial cyclone separators[J]. Fluid Machinery, 2025 , 53 (6) : 48 -57 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.007

正文

收起

0　引言

收起

我国大部分主力油田进入中高含水阶段，在多相介质分离方法中，物理法由于具有操作简单及绿色环保等优点常被优先选用。水力旋流器具有结构简单、分离快速、成本及维护费用低等优点，因此，水力旋流器已成为解决油井采出液含水高的首选解决方案。然而，采出液中携带大量伴生气，这些气体与液相结合后会影响水力旋流器的分离效率。试验表明，水力旋流器的分离性能受到上游设备气相分离不完全的影响较大^［1］。因此，提高上游气液分离效率并解决伴生气对后续采出液分离的影响至关重要^［2-3］。气液旋流分离技术因其高效的分离能力、紧凑的设备尺寸及适应长期运行的优势^［4-7］，在油气开发、输送等多个领域中得到广泛应用。1979年，DAVIES等^［8］首次提出了紧凑型气液旋流分离器的概念。WANG等^［9］通过试验和数值模拟研究了一种向下双进气口的气液圆柱旋流器的性能，使混合液在进入旋流腔前进行预分离，预分离的加入拓宽了高效分离的操作条件。王振波等^［2］提出了一种级联式气液旋流分离器。WANG等^［9］设计了一种由轴向旋流分离器和切向旋流分离器结合而成的新型气液分离器。

由于气泡粒径是影响气液旋流分离器分离性能的主要因素之一，部分研究学者针对旋流分离过程中气泡的运动及其对分离性能的影响开展了深入研究^［10］。气泡的聚合和破碎导致气泡尺寸分布不断变化，从而形成复杂的多分散多相体系，这给旋流器的分离性能带来了很大的挑战^［11］。覃成鹏等^［12］运用群体平衡方法预测了不同体系中气泡的聚合和破裂过程。杨蕊等^［13］的研究表明，气泡尺寸分布的大小对分离性能具有重要影响。张磊等^［14］通过高速摄像技术研究了气液旋流分离器内的气泡动力学行为及气泡核的运动规律。针对常规旋流分离器在小尺寸介质分离方面效果不佳的问题，邢雷等^［15］提出了一种井下微型气液旋流分离器结构，并针对300 µm的气泡进行了相关研究。综上所述，气泡的尺寸对旋流分离过程具有显著影响，在实际应用中，气液旋流分离器对分离尺寸较小的气泡较为困难，从而影响了分离效果。然而，目前关于提高气液旋流分离器对50 μm以下微小气泡的分离效率的相关研究鲜有报道。因此，本文提出了一种气液惯性-旋流分离器结构，拟提高对微小气泡的分离效率。

1　工作原理与结构参数

收起

气液惯性-旋流分离强化原理如图1所示。在入口处设置惯性预分离区域，不同粒径气泡在经过惯性入口时所受惯性力大小不同，大气泡甩在弯管外侧，小气泡在内侧，并且由于挡板的存在，气泡到旋流器内部位置也不一样，完成预分离阶段。进入中心分离区域的小粒径气泡，更易于运移到旋流器的中心，最终由顶部溢流管流出；而位于旋流器边壁附近区域的大粒径气泡由于粒径较大，同样能够保证与液相具有较大的离心力差异，使其与小粒径气泡汇合由顶部溢流管流出。液相则在离心力的作用下运移到旋流器边壁，并沿边壁螺旋运移到底流口排出，实现气液两相精细分离。

气液惯性-旋流分离器主要结构参数见表1。其主要结构参数包括：主直径D₁、溢流管直径D₂、底流管直径D₃、总高度H₁、溢流管伸入长度H₂、锥角

α

及入口尺寸a×b。

2　数值模拟方法

收起

2.1　网格无关性检验

利用Gambit软件对气液惯性-旋流分离器流体域模型进行网格划分，因四面体网格对几何适应性好，所以使用四面体网格作为网格划分基本单元，网格划分如图2（a）所示。由于网格数量会影响数值模拟计算结果的精度^［16］，因此需要开展网格无关性检验，将网格数分别划分为103 548，334 268，512 000，680 963，845 260，1 009 780，并以分离效率作为网格无关性的检验指标。由于简化效率可以直观地看出气液分离器分离性能的高低，故采用简化效率作为分离器分离效率的评估指标，其计算式如下：

E j = 1 - C d C i

（1）

式中，

E j

为简化效率；

C d

为底流中气体质量；

C i

为入口中气体质量。

图2（b）示出网格划分水平对分离效率的影响规律。由图可知，网格数量增加到680 963时，分离效率基本稳定，因此，网格数量选用680 963进行模拟计算。

2.2　边界条件

利用ANSYS Fluent软件进行数值模拟。工作介质的物性参数为：水相密度ρ_w=998 kg/m³，黏度μ_w=1.003×10^-3 Pa·s；气相密度ρ_g=8.99×10^-2 kg/m³，气相动力黏度μ_g=1.789 4×10^-5 Pa·s。入口分散相气体的粒径设定为0.01，0.02 mm，各占50%，气泡粒径破碎聚结区间为0.01~0.20 mm，入口含气体积分数为13%。采用速度入口边界条件，气液两相速度均设为5.48 m/s，对应流量为2.0 m³/h，采用自由出口作为出口边界条件，溢流分流比设置为13%。隐式瞬态压力-速度耦合方式为SIMPLEC，动量、湍动能和湍流耗散率为二阶迎风离散格式，计算收敛精度设置为10^-6；壁面采用无滑移、不可渗透边界条件。

2.3　计算模型

Mixture模型是一种简化的多相流模型，可用于模拟分离器内气液两相介质的流动^［17-19］，雷诺应力模型更适合模拟旋流分离器内的高速旋转流场，因此，采用雷诺应力模型（RSM）计算湍流^［20-22］。在多相流体系中，通过种群平衡模型来描述气泡群变化，模拟气泡在流动过程中的破碎及聚集现象^［23-24］，聚并与破碎模型选用Luo模型，并将气泡的表面张力系数设定为0.07。为保证PBM模型的精度，将粒径区间的离散化bins数设为10，这样能够在保持合理计算效率的同时，充分捕捉气泡粒径分布的变化。

2.4　数值模拟可靠性验证

邢雷等^［25］开展了井下气液旋流分离器的结构设计与性能分析，并通过试验研究，验证了数值模拟方法的可靠性。尽管旋流器结构模型与本研究的结构模型不同，但数值模拟方法和边界条件设置是相似的。邢雷等的仿真设置与本研究的仿真设置对比见表2。

由于采用了相同的数值模拟方法，也验证了本文数值模型的准确性。杨蕊等^［13］、张爽等^［16］也采用了类似的数值模拟方法，并验证了其准确性。此外，张爽等^［16］、李亚伟等^［11］均采用了PBM模型来研究气液旋流分离器内气泡的聚并和破碎行为，这进一步证明了本文数值模拟方法的可靠性。

3　结果分析

收起

3.1　操作参数优化方案

操作参数是影响气液惯性-旋流分离器性能的主要因素之一，在旋流器结构一定时，这些操作参数均具有一个最佳的变化范围，优化这些操作参数对实现气液惯性-旋流分离器的高效分离具有重要意义。

采用上述数值模拟计算方法，以分离效率E_Z、最大压力损失P_U和溢流液量Q_V为监测指标，对气液惯性-旋流分离器开展操作参数优化研究，操作参数优化方案及数值模拟结果见表3。

3.2　处理量

3.2.1　气泡预分离

为研究处理量对气液惯性-旋流分离器分离性能的影响规律，固定分流比和含气浓度为13%，选择2.0，2.5，3.0，4.0 m³/h共4组处理量进行旋流器流场特性和分离性能分析。图3示出不同处理量条件下预分离阶段气泡粒径及轨迹分布。

从图中可以看出，在惯性弯管入口转弯处，大粒径气泡主要分布在外层，而小粒径气泡主要分布在内层，说明气液-惯性旋流分离器达到了不同粒径气泡预分离的预想效果，可以促使微小气泡进入到旋流器的中心附近区域。还可以发现，当处理量增加时，内层的小气泡粒径随之增加，外层的大气泡随之减小。这一现象的主要原因是随着处理量的增加，入口速度也随之增大，增加了气泡间的碰撞聚结频率，而由于入口尺寸的限制，导致气泡越大越容易与旋流器内壁发生挤压破碎。当处理量继续增大到4 m³/h时，高速流动使得气泡更容易破碎，进而呈现出图中所示的现象。

3.2.2　气相分布

图4示出不同处理量条件下气液惯性-旋流分离器纵截面气相分布云图。

由图可知，随着处理量的增加，旋流器轴心附近的气核位置呈现出先升高后降低的趋势，轴心出气相体积分数可以达到0.9，旋流器底流附近气相体积分数逐渐降低至0。当处理量为3.0 m³/h时，气核分布最集中。这种现象的出现主要是由于处理量增加导致旋流器内部的切向速度提高，进而加大了气液两相之间的速度差。然而，较高的处理量也可能导致气泡发生破碎，降低分离效率。当处理量达到4.0 m³/h时，气核有下移的趋势。

3.2.3　气泡聚结破碎

图5示出不同处理量下气相粒径分布云图，从图中可以明显观察到，随着处理量的增加，在旋流器壁面附近气泡的聚结现象减少，而破碎现象增多。这一现象的产生主要由两方面原因导致。当入口速度较低时，气泡在旋流器内的停留时间较长，这为气泡间的碰撞聚结提供了充足的时间和空间。在这种情况下，气泡更容易相互碰撞并聚结在一起。然而，随着处理量的增加，旋流器内部的流速也随之增加，流体的加速流动不仅对气泡施加更强的剪切力，还增加了气泡与旋流器内壁的碰撞频率。这两种效应共同作用，加剧了气泡的破碎过程。因此，在高处理量条件下，由于更强烈的湍流和频繁的碰撞，气泡更容易发生破碎。

3.2.4　速度场

选取距离旋流器顶部170 mm处定义为截面Ⅰ进行对比分析。图6示出截面Ⅰ处不同处理量条件下切向速度分布曲线，从图中可以观察到，不同处理量下，切向速度分布规律基本一致，且随着处理量的增大，旋流器切向速度明显增大。在处理量为4.0 m³/h时，切向速度达到了最大值，约为7.5 m/s。切向速度越大，气液两相受到的离心力越大，由于气液两相的密度差，离心力的差值也就越大，就越易出现气液两相的明显分离。

图7示出截面Ⅰ处不同处理量下轴向速度分布曲线，由图可知，随着处理量的增大，轴向速度也随之增加。特别当处理量达到4.0 m³/h时，在旋流器轴心处的轴向速度达到了峰值（轴向速度定义为朝底流口为正），约为1.05 m/s。轴向速度的增加有助于气体更有效地向溢流口流动，这不仅加快了气体的排出，而且减少了气液再混合的机会。

3.2.5　分离性能

图8示出处理量对分离效率、溢流液量及压力损失的影响。

由图可知，在分流比为13%、含气浓度为13%的条件下，当处理量为2.0 m³/h时，气液分离效率为96.34%，溢流液量为0.012 4 m³/h。随着处理量增加至3.0 m³/h时，分离效率提升至99.88%，同时溢流液量也降低至0.010 4 m³/h，此时，压力损失为0.11 MPa。然而，当处理量进一步增加至4.0 m³/h时，分离效率略有下降，达到99.77%，溢流液量下降至0.008 7 m³/h，但压力损失出现了显著增加，上升至0.196 MPa。这一现象表明，当处理量初始增加时，溢流液量明显下降，且分离效率提升明显，当处理量继续增加时，溢流液量继续减少，分离效率的提升幅度有限，而当处理量达到2.0 m³/h后，分离效率开始降低，但压力损失显著增加。综合考虑分离效率、压力损失和溢流液量这3个因素，可以得出在处理量为2.5 m³/h时，气液惯性-旋流分离器的分离性能达到最佳。

3.3　分流比

3.3.1　气相分布

固定处理量2.0 m³/h和含气浓度13%，使分流比依次为13%，14%，15%，16%。图9示出不同分流比下气相分布云图。

从图中可以看出，随着分流比增大，分离器内部的气核的直径及浓度开始逐步减小，轴心处气体体积分数由0.9减小为0.7。这一现象的原因在于，一方面，较高的分流比意味着更多的气相和液相通过中心气相出口排出，这种气相的排出过程导致气核的直径及浓度相应缩小；另一方面，随着分流比的增大，底流气相体积分数逐渐减小，底流含气率几乎为0。

3.3.2　气泡聚结破碎

在气液两相流场中，影响气体粒径大小的因素众多，包括物理作用力（如离心力、重力和曳力）及操作参数（比如处理量、分流比和含气浓度）。这些因素共同影响气泡的行为，包括其聚结和破碎。气泡的聚结破碎不仅对气液两相流的运动特性产生各异的影响，而且直接影响旋流器的分离性能。图10示出不同分流比下的气泡粒径分布云图，由于入口管径较小，气泡容易发生破碎，因此，入口区域内气泡粒径最小，未能发生明显的聚结。当气体进入旋流器后，在离心力差异的作用下，主要集中在旋流器轴心，此时气体的聚结现象明显，气泡聚结为0.192 mm以上。由图可知，分流比越小，气泡的聚结现象越明显。这是因为分流比较小时，气体排出较慢，旋流器内气体含量较大，而气体越多，越容易发生碰撞聚结。

3.3.3　速度场

图11示出截面Ⅰ处不同分流比下轴向速度分布曲线。

从图中可以看出，轴向速度呈M形分布。且轴向速度在径向位置上的分布随着分流比的变化而变化。速度分布曲线显示出在径向位置大约±10 mm处轴向速度达到零值，以零轴速为界，旋流场分为内旋流与外旋流。随着分流比增大，内旋流轴向速度减小。这表明较高的分流比有助于旋流器内部气体更快地向旋流器溢流管方向运移，可以对旋流分离产生积极影响。

3.3.4　分离性能

图12示出分流比对分离效率、溢流液量和压力损失的影响。由图可知，当分流比为13%时，气液分离效率为96.34%，压力损失为0.049 MPa，溢流产生液量为0.012 4 m³/h；随着分流比增加至14%，分离效率提升至99.84%，增幅为3.5%。同时，压力损失略微降低，减少了0.001 MPa，溢流液量增至0.018 9 m³/h。进一步增加分流比至15%和16%，分离效率虽然小幅提升，但溢流液量增加显著，最大值相较分流比为13%时高出了0.02 m³/h。这一数据说明，虽然提高分流比能在一定程度上提高气液分离效率，但当分流比过大时，溢流排出的液量也随之增加，这可能对旋流器的整体性能产生不利影响。因此，需要综合考虑分流比的影响，以达到效率和溢流液量排放之间的最佳平衡。

3.4　含气浓度

3.4.1　气泡预分离

固定分流比为13%，处理量为2.0 m³/h，改变含气浓度（参数分别设置为10%，13%，15%和18%），研究含气浓度对旋流分离器流场和分离性能的影响。图13示出不同含气浓度条件下预分离阶段的气泡粒径分布。从图中可以看出，在不同含气浓度下，不同粒径气泡分层现象较明显，气液-惯性旋流分离器均达到了较好的气泡预分离效果。且随着含气浓度的增加，在预分离阶段的气泡粒径明显增加，说明含气浓度的增加有利于气泡间的碰撞聚结。

3.4.2　气相分布

图14示出不同含气浓度下旋流器纵截面气相分布云图。

从图中可以看出，随着含气浓度从10%增加到18%，气液惯性-旋流分离器中心的气核形成越来越明显。当含气浓度为10%时，气体主要集中在旋流段，由溢流排出，而当含气浓度继续增加时，旋流器锥段及底流段开始出现气体，底流的气相体积分数也相应增加。特别是当含气浓度达到18%时，底流附近的含气浓度从0增加至0.1，导致分离效率降低。

3.4.3　气泡聚结破碎

图15示出不同含气浓度下气相粒径分布云图。

由图可知，随着含气浓度的增大，气泡粒径同步增大，入口处气泡粒径最大达到了0.16 mm，轴心处气泡粒径最大为0.2 mm。这一现象说明，较高的含气浓度有利于气泡的聚集，从而形成较大的气泡。当含气浓度达到15%或更高时，气体在旋流器内的聚集效果更为显著，尤其是接近旋流器轴心的区域，由于惯性力和离心力的共同作用，气泡倾向于聚合，形成更大的气泡。

3.4.4　速度场

图16示出截面Ⅰ处不同含气浓度条件下轴向速度分布曲线。

从图中可以观察到，随着含气浓度的增加，轴向速度整体呈现上升的趋势，特别是当含气浓度为18%时，轴向速度峰值接近1.9 m/s。这一趋势的出现主要有两方面的原因，一方面含气浓度的增加导致旋流器轴心附近气体含量显著增加，进而促使内旋流中向上运移的轴向速度增大；另一方面由前文分析可知，增加含气浓度有利于气泡间的聚结，气体相对于液体的离心力差异增强，从而在旋流器内部产生更强的带动效应。

3.4.5　分离性能

图17示出含气浓度对分离效率和溢流液量的影响。由图可知，随着含气浓度的增加，分离效率和溢流液量都呈逐渐下降趋势。这种现象的原因是，由于分流比大于含气浓度，在含气浓度较低时，更多的液体会随气体一起从溢流口排出，而当含气浓度继续增加时，分流比小于含气浓度，因此，在含气体积分数增加时，溢流液量会减少。当入口含气浓度为10%时，气液旋流分离效率可达到99%以上。即使入口含气浓度达到15%时，分离效率依然保持在95%以上，这证明了气液惯性-旋流分离器具有较好的分离性能。

4　结论

收起

（1）在惯性弯管入口内，大粒径气泡主要分布在外层，而小粒径气泡主要分布在内层，气液-惯性旋流分离器达到了不同粒径气泡预分离的理想效果，可以促使微小气泡进入到旋流器的中心附近区域。

（2）利用单因素优化方法，通过综合考虑流场特性、分离效率、压力损失和溢流液量，确定了气液惯性-旋流器分离器的最佳操作参数：最佳分流比为14%，最优处理量为2.5 m³/h，最佳含气浓度为10%。

（3）在不同的工况条件下，尤其是在高处理量和高含气浓度下，虽然气液惯性-旋流分离效率出现一定波动，但可以保持在95%以上。这说明所研究的气液惯性-旋流分离器不仅具有较高的分离性能，还具备高度适应性和稳定性，可适用于复杂的工业应用场景。

参考文献

收起

文献

收起

参考文献引证文献

排序方式：

KONG C Y，CHEN J Q，BAI C L，et al.Scale‑up design of inline swirling water pre‑separation equipment for produced liquid［J］.Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section），2023，39（1）：164-173.

王振波，李腾，孙治谦，等.级联式气液旋流分离器数值模拟［J］.中国石油大学学报（自然科学版），2023，47（6）：121-129.

WANG Z B，LL T，SUN Z Q，et al.Numerical simulation on cascaded gas‑liquid cyclone separator［J］.Journal of China University of Petroleum（Edition of Natural Science），2023，47（6）：121-129.

刘合，高扬，裴晓含，等.旋流式井下油水分离同井注采技术发展现状及展望［J］.石油学报，2018，39（4）：463-471.

LIU H，GAO Y，PEI X H，et al.Progress and prospect of downhole cyclone oil‑water separation with single‑well injection‑production technology［J］.Acta Petrolei Sinica，2018，39（4）：463-471.

吴瑞豪.气液旋流分离器结构改进的实验研究［D］.上海：华东理工大学，2014.

WU R H.Experimental research on gas‑liquid hydrocyclone with improved structure［D］.Shanghai：East China University of Science and Technology，2014.

苗春雨，邢雷，李枫，等.紧凑型气液旋流分离器结构参数显著性分析［J］.石油机械，2023，51（5）：86-93.

MIAO C YU，XING L，LI F，et al.Significance analysis of structural parameters of the compact gas‑liquid hydrocyclone［J］.China Petroleum Machinery，2023，51（5）：86-93.

卢梦媚，赵立新，刘琳，等.基于响应面法的井下油水分离微型旋流器结构参数优化［J］.流体机械，2024，52（5）：32-39.

LU M M，ZHAO L X，LIU L，et al.Structural optimization of mini‑hydrocyclone for downhole oil‑water separation based on response surface methodology［J］.Fluid Machinery，2024，52（5）：32-39.

张晓光，刘佳成，徐保蕊，等.轴流式两级一体化水力旋流器结构参数优选［J］.流体机械，2023，51（11）：71-78.

ZHANG X G，LIU J C，XU B R，et al.Optimization of structural parameters of axial flow two‑stage integrated hydrocyclone［J］.Fluid Machinery，2023，51（11）：71-78.

DAVIES E，WATSON P.Miniaturized separators for offshore platforms［C］//Proceedings of the 1st New Technology for Exploration & Exploitation of Oil and Gas Reserves Symposium，Luxembourg，1979：75-85.

WANG Y A，CHEN J Y，YANG Y，et al.Experimental and numerical performance study of a downward dual‑inlet gas-liquid cylindrical cyclone （GLCC）［J］.Chemical Engineering Science，2021，238：116595.

LIU M，KONG C，ZHANG Y，et al.Effect of gas on separation performance of an axial hydrocyclone for preliminary water separation［J］.Powder Technology，2023，425：118581.

李亚伟.管柱式气液旋流分离器的CFD‑PBM数值模拟研究［D］.北京：北京石油化工学院，2024.

LI Y W.Numerical study on gas‑liquid cyclone separator using CFD‑PBM method ［D］.Beijing：Beijing Institute of Petrochemical Technology，2024.

覃成鹏，杨宁.多相分散体系中气泡/液滴聚并和破碎的群平衡模拟［J］.化学进展，2016，28（8）：1207-1223.

QIN C P，YANG N.Population balance modeling of breakage and coalescence of dispersed bubbles or droplets in multiphase systems［J］.Progress in Chemistry，2016，28（8）：1207-1223.

杨蕊，肖迎松，张磊，等.柱锥式气液旋流器的数值模拟和试验验证［J］.流体机械，2023，51（7）：53-59.

YANG R，XIAO Y S，ZHANG L，et al.Numerical simulation and experimental verification of cylindrical‑cone gas-liquid cyclone［J］.Fluid Machinery，2023，51（7）：53-59.

张磊，杨蕊，朱宝锦，等.气泡行为对旋流分离器分离效率的影响［J］.工程热物理学报，2022，43（10）：2667-2674.

ZHANG L，YANG R，ZHU B J，et al.Effect of bubble behavior on separation efficiency of cyclone separator［J］.Journal of Engineering Thermophysics，2022，43（10）：2667-2674.

邢雷，苗春雨，蒋明虎，等.井下微型气液旋流分离器优化设计与性能分析［J］.化工学报，2023，74（8）：3394-3406.

XING L，MIAO C Y，JIANG M H，et al.Optimal design and performance analysis of downhole micro gas‑liquid hydrocyclone［J］.CIESC Journal，2023，74（8）：3394-3406.

张爽，赵立新，刘洋，等.脱气除油旋流系统流场分布及分离特性［J］.化工进展，2022，41（1）：75-85.

ZHANG S，ZHAO L X，LIU Y，et al.Analysis of flow field distribution and separation characteristics of degassing and oil‑removal hydrocyclone system［J］.Chemical Industry and Engineering Progress，2022，41（1）：75-85.

于勇.FLUENT入门与进阶教程［M］.北京：北京理工大学出版社，2008.

YU Y.Fluent introductory and advanced tutorials［M］.Beijing：Beijing Institute of Technology Press，2008.

PADHI M，MANGADODDY N，SREENIVAS T，et al.Study on multi‑component particle behaviour in a hydrocyclone classifier using experimental and computational fluid dynamics techniques［J］.Separation and Purification Technology，2019，229：115698.

WANG C，JI C，ZOU J.Simulation and experiment on transitional behaviours of multiphase flow in a hydrocyclone［J］.The Canadian Journal of Chemical Engineering，2015，93（10）：1802-1811.

AZADI M，AZADI M，MOHEBBI A.A CFD study of the effect of cyclone size on its performance parameters［J］.Journal of Hazardous Materials，2010，182（1-3）：835-841.

KAYA F，KARAGOZ I.Performance analysis of numerical schemes in highly swirling turbulent flows in cyclones［J］.Current Science，2008，94（10）：1273-1278.

张志伟，刘建军.各种湍流模型在FLUENT中的应用［J］.河北水利，2008（10）：25-26.

ZHANG Z W，LIU J J.Application of various turbulence models in FLUENT［J］.Hebei Water Resources，2008（10）：25-26.

袁惠新，严沁萍，李双双.操作参数对三相分离旋流器分离性能影响的研究［J］.现代化工，2016，36（8）：190-193.

YUAN H X，YAN Q P，LI S S.Influence of operating parameters on separation performance of a three‑phase hydrocyclone［J］.Modern Chemical Industry，2016，36（8）：190-193.

左晶，王娟，王江云，等.采用群体平衡模型模拟多段环流反应器内的气-液两相流动［J］.石油学报（石油加工），2016，32（6）：1134-1141.

ZUO J，WANG J，WANG J Y，et al.Application of population balance model in flow characteristics prediction of multi‑stage air‑lift loop reactor［J］.Acta Petrolei Sinica（Petroleum Processing Sectio），2016，32（6）：1134-1141.

邢雷，关帅，蒋明虎，等.高气液比井下气液旋流分离器结构设计与性能分析［J］.化工学报，2024，75（3）：900-913.

XING L，GUAN S，JIANG M H，et al.Study on structure optimization and performance of downhole gas-liquid hydrocyclone under high gas-liquid ratio［J］.CIESC Journal，2024，75（3）：900-913.

2025年第53卷第6期

106

引用本文

BibTeX

文章信息

doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.007

接收时间：2024-10-25
首发时间：2026-10-20
出版时间：2025-06-30

补充材料

相关文章

文章信息

作者

出版历史

收稿日期：2024-10-25
修回日期：2025-02-16

基金

作者信息

¹中国船舶集团公司武汉船用电力推进装置研究所，武汉 430064

²东北石油大学机械科学与工程学院，黑龙江大庆 163318

³黑龙江省石油石化多相介质处理及污染防治重点实验室，黑龙江大庆 163318

参考文献

分享链接

https://castjournals.cast.org.cn/joweb/ltjx/CN/10.3969/j.issn.1005-0329.2025.06.007

分享至

全文二维码

扫描看全文

引用本文

BibTeX

本文的引用情况

2种不同金属材料的力学参数

科 Family	属数 Number of genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)	属 Genus	种数 Number of species	占总种数比例 Percentage of total species (%)
鹅膏菌科Amanitaceae	2	11	5.26	鹅膏菌属 Amanita	10	4.78
小菇科 Mycenaceae	2	12	5.74	丝盖伞属 Inocybe	5	2.39
多孔菌科 Polyporaceae	8	14	6.70	蜡蘑属 Laccaria	5	2.39
红菇科 Russulaceae	3	23	11.00	小皮伞属 Marasmius	6	2.87
				小菇属 Mycena	11	5.26
				光柄菇属 Pluteus	5	2.39
				红菇属 Russula	17	8.13
				栓菌属 Trametes	5	2.39

关闭全屏

BibTeX
EndNote
RefWorks
TxT

结构	D₁/mm	D₂/mm	D₃/mm	H₁/mm	H₂/mm	$α$ /(°)	a×b/（mm×mm）
尺寸	40	11.5	11	425.53	30	6.9	7.72×17.15

结构

D₁/mm

D₂/mm

D₃/mm

H₁/mm

H₂/mm

α

/(°)

a×b/（mm×mm）

尺寸

11.5

425.53

6.9

7.72×17.15

仿真设置	文献[25]	本研究
湍流模型	RSM	RSM
多相流模型	Mixture	Mixture
收敛精度	10⁶	10^-6
压力速度耦合	SIMPLEC	SIMPLEC
对流扩散项	二阶迎风离散格式	二阶迎风离散格式
入口边界条件	速度入口	速度入口
出口边界条件	压力出口	自由出口
壁面边界条件	不可渗漏，无滑移	不可渗漏，无滑移

仿真设置

文献[25]

本研究

湍流模型

RSM

多相流模型

Mixture

收敛精度

10⁶

10^-6

压力速度耦合

SIMPLEC

对流扩散项

二阶迎风离散格式

入口边界条件

速度入口

出口边界条件

压力出口

自由出口

壁面边界条件

不可渗漏，无滑移

方案	Q/(m³⋅h^-1)	F/%	C/%	E_Z/%	P_U/MPa	Q_V/(m³⋅h^-1)
1	2.0 2.5 3.0 4.0	13	13	96.34 99.80 99.88 99.77	0.049 0.076 0.110 0.196	0.012 4 0.012 0 0.010 4 0.008 7
2	2.0	13 14 15 16	13	96.34 99.84 99.94 99.97	0.049 0.048 0.047 0.047	0.012 4 0.018 9 0.028 4 0.032 4
3	2.0	13	10 13 15 18	99.98 96.34 95.13 83.90	0.050 0.049 0.047 0.045	0.031 7 0.012 4 0.012 1 0.011 6

方案

Q/(m³⋅h^-1)

F/%

C/%

E_Z/%

P_U/MPa

Q_V/(m³⋅h^-1)

2.0
2.5
3.0
4.0

96.34
99.80
99.88
99.77

0.049
0.076
0.110
0.196

0.012 4
0.012 0
0.010 4
0.008 7

2.0

13
14
15
16

96.34
99.84
99.94
99.97

0.049
0.048
0.047
0.047

0.012 4
0.018 9
0.028 4
0.032 4

2.0

10
13
15
18

99.98
96.34
95.13
83.90

0.050
0.049
0.047
0.045

0.031 7
0.012 4
0.012 1
0.011 6