流体机械

D₂	D₃	L₁	L₂	L₃
80	100	20	85	4
90	110	35	95	6
100	125	50	105	8
125	—	65	115	10
—	—	80	125	12

D₂	D₃	L₁	L₂	L₃
80	100	20	85	4
90	110	35	95	6
100	125	50	105	8
125	—	65	115	10
—	—	80	125	12

排液结构对可清管式气液分离器分离性能的影响

王思诚 ¹^,² , 孔令真 ¹^,² , 陈家庆 ¹^,² , 孙欢 ¹^,² , 孔标 ¹^,² , 张成凯 ¹^,²

流体机械 | 试验研究 2026,54(3): 21-30

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流体机械 |试验研究 2026 , 54 (3) : 21 -30

排液结构对可清管式气液分离器分离性能的影响

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王思诚¹^,², 孔令真¹^,², 陈家庆¹^,², 孙欢¹^,², 孔标¹^,², 张成凯¹^,²

作者信息

¹北京石油化工学院机械工程学院，北京 102617

²深水油气管线关键技术与装备北京市重点实验室，北京 102617

通讯作者:

陈家庆（1970），男，博士，教授，主要从事环保多相流高效分离技术与设备研究工作，通信地址：102617北京市大兴区黄村清源北路19号北京石油化工学院，E-mail：jiaqing@bipt.edu.cn。

作者简介:

王思诚（1999），男，硕士研究生，主要从事环保多相流高效分离技术与装备研究工作，通信地址：102617北京市大兴区黄村清源北路19号北京石油化工学院，E-mail：2022540015@bipt.edu.cn。

Effect of drainage structure on separation performance of piggable gas‑liquid separator

Sicheng WANG¹^,², Lingzhen KONG¹^,², Jiaqing CHEN¹^,², Huan SUN¹^,², Biao KONG¹^,², Chengkai ZHANG¹^,²

Affiliations

¹School of Mechanical Engineering，Beijing Institute of Petrochemical Technology，Beijing 102617，China

²Beijing Key Laboratory of Pipeline Critical Technology and Equipment for Deepwater Oil & Gas Development，Beijing 102617，China

出版时间: 2026-03-30 doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.003

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摘要

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针对含湿天然气长输管道内的积液问题，提出一种可清管式气液分离器。该分离器在管道适当区位加装“周向均布条缝+阶梯套筒式分离腔”排液结构，保障管线安全运行。采用VOF多相流模型建立流场数值模拟方法，分析关键排液结构参数对内部流场及分离性能的影响，筛选参数组合并开展分离性能试验验证。结果表明，当阶梯套筒直径D₂，D₃分别从80，100 mm增加至100，125 mm时，分离效率提高18%；当排液条缝开缝位置L₁从20 mm增加至80 mm时，分离效率降低2.7%；当排液条缝长度L₂从85 mm增加至115 mm时，分离效率提高9%；当排液条缝宽度L₃从4 mm增加至12 mm时，分离效率提高51.6%；确定各结构最优参数组合为D₂=80 mm，D₃=125 mm，L₁=35 mm，L₂=105 mm，L₃=10 mm，此时分离效率可达97.6%；室内试验表明，体积含液率升高至4%时，分离效率约为95%；表观气速增加至10 m/s时，分离效率保持在92%以上，两者效率差值小于4%。研究结果可为可清管式气液分离器的工程样机开发与推广应用提供理论依据。

关键词

天然气长输管道 / 管内积液 / 可清管式气液分离器 / 重力沉降 / 分离效率

Abstract

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To address the issue of liquid accumulation in long‑distance wet natural gas pipelines，a piggable gas‑liquid separator is proposed.This separator incorporates a drainage structure featuring "circumferentially uniformly distributed slits+stepped sleeve separation chambers" at appropriate pipeline locations to ensure pipeline safety.A numerical simulation method for the flow field was established using the VOF multiphase flow model to analyze the influence of key drainage structural parameters on the internal flow field and separation performance.Parameter combinations were screened，and separation performance tests were conducted for validation.The results show that when the stepped sleeve diameters D₂ and D₃ increase from 80 mm and 100 mm to 100 mm and 125 mm，respectively，the separation efficiency improves by 18%.When the slit location L₁ increases from 20 mm to 80 mm，the separation efficiency decreases by 2.7%.When the slit length L₂ increases from 85 mm to 115 mm，the separation efficiency improves by 9%.When the slit width L₃ increases from 4 mm to 12 mm，the separation efficiency improves by 51.6%.The optimal parameter combination is determined as D₂=80 mm，D₃=125 mm，L₁=35 mm，L₂=105 mm，L₃=10 mm，achieving a separation efficiency of 97.6%.Laboratory tests indicate that when the liquid holdup increases to 4%，the separation efficiency is approximately 95%.When the superficial gas velocity increases to 10 m/s，the separation efficiency remains above 92%，with a difference of less than 4% between the two conditions.The findings provide a theoretical basis for the development and application of engineering prototypes of piggable gas‑liquid separators.

Key words

long‑distance natural gas pipeline / in‑pipeline liquid accumulation / piggable gas‑liquid separator / gravitational sedimentation / separation efficiency

引用本文

王思诚, 孔令真, 陈家庆, 孙欢, 孔标, 张成凯. 排液结构对可清管式气液分离器分离性能的影响. 流体机械, 2026 , 54 (3) : 21 -30 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.003

Sicheng WANG, Lingzhen KONG, Jiaqing CHEN, Huan SUN, Biao KONG, Chengkai ZHANG. Effect of drainage structure on separation performance of piggable gas‑liquid separator[J]. Fluid Machinery, 2026 , 54 (3) : 21 -30 . DOI: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.003

正文

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0　引言

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含湿天然气在长距离管道输送过程中，管内积液是制约输送效率、输送距离与流动安全的关键因素^［1-10］。为降低清管频次、延长管道回接距离，有必要设计研发一种可清管式气液分离器，通过主动在线气液分离来清除管内积液。

常见的可清管式气液分离器多采用T型管结构，存在分离效率低、管输沿途压降高等缺点^［11］。HAUKENESS^［12］提出一种陆地用可清管式气液分离器（innopipe piggable drip，IPD），其采用两级环形腔式分离单元。ALBOUDWAREJ等^［13］对4种管道积液分离设备进行性能研究，发现在考虑在线清管作业时，IPD的分离效率最高。与陆地天然气管道输送相比，海上尤其是深水管输面临更为复杂的工况^［14］。RAFTY等^［15］借鉴IPD的设计理念，提出了适用于海底清管作业的准干气技术（pseudo dry gas，PDG）。FRANK等^［16］采用计算流体动力学（CFD）数值模拟分析了不同排液方式分离器的内部流场，发现采用一定角度间隔的排液管可减轻分离器内的液相积聚与涡旋效应。LIEBANA等^［17］围绕不同入口条件对分离性能的影响开展室内实验研究，结果表明入口条件对分离性能影响显著，且试验结果与数值模拟结果基本一致。BHASKORO等^［18］开展了高压湿气流动性能测试，结果显示高压与常压条件下的分离性能差异较小，但高压条件下入口工况对分离性能的影响更为明显。文献［19-20］针对湿气管线在线分离装置展开研究，获得了导流叶片的较优结构参数，并结合OLGA软件验证了其分离性能；随后对可清管天然气管道在线分离设备进行结构设计与优化，提出了分离器的结构设计准则与适用工况范围。

总体来看，目前国内外已陆续开展可清管式气液分离器的结构设计与试验研究，但在结构方案细节上仍存在差异，且不同排液结构参数与入口条件对内部流动特性及分离性能的影响规律尚缺乏系统、深入的研究。本文在初步结构设计的基础上，采用CFD数值模拟方法，研究不同排液结构参数对内部流场及分离性能的影响；筛选出较优的结构参数组合，并据此加工试验样机进行性能验证，进而分析操作参数对分离性能的影响规律，为天然气长输管道的流动安全保障提供理论分析支持与技术参考。

1　工作原理及结构设计

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与常见的气液旋流分离器不同，可清管式气液分离器为保障清管器顺利通过，无法在主体管道内部中心轴线上设置气旋元件^［21-24］。为此，基于两次重力沉降原理进行结构设计，结构如图1所示。一次分离区采用“周向均布条缝+阶梯套筒式分离腔”的排液结构。工作过程中，气液两相从入口段进入，流经排液条缝时，经阶梯套筒初步减速整流，实现第一次重力分离；沉降后的气液混合物进入二级沉降管，完成第二次重力分离；液相经液出口排出，气相经回流管汇入气出口，合流后继续输送。阶梯套筒式分离腔可减轻来液大范围波动对沉降效果的影响，提高气相回流效率。

根据NB/T 14006—2020《页岩气气田集输工程设计规范》，气田集输管道流速宜控制在3~12 m/s。因此，选定分离器入口工况为：表观气速2~10 m/s，体积含液率0.3%~4%；排液结构参数的取值范围如表1所示。

2　研究方法

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2.1　CFD流场数值模拟方法

采用ANSYS Meshing进行网格划分，结果如图2所示。对内部流场开展数值模拟，其中多相流模型选用VOF模型，湍流模型采用k‑omega‑SST模型。物性参数设置方面，材料选择水和空气，表面张力系数设为0.072 N/m。边界条件设置中，气液入口设为速度入口，气液出口设为自然出流，重力加速度设为9.81 m/s²。

以排液条缝中心处的速度径向分布作为网格无关性验证的指标，结果如图3所示。当网格数量由140万增至173万时，2条分布曲线基本重合，且其相对偏差仅为1.37%。因此，后续模拟均采用网格数量为140万的划分方案。

2.2　室内试验测试方法

室内试验测试流程如图4所示。入口气体流量为10~70 m³/h，入口液体流量范围为0.4~2.2 m³/h。入口液量Q_进由流量计测量，出口液量Q_出通过计量分离器获得，每次注液时长为2 min。每组试验结束后，向管道内注入压缩空气以清除残留液体，从而提高测量结果的准确性。

2.3　研究方案与性能评价指标

在CFD数值模拟分析中，选取D₂=80 mm，D₃=100 mm，L₁=20 mm，L₂=85 mm，L₃=8 mm作为结构参数初始值，选定表观气速8 m/s、体积含液率3%的工况条件，以分离效率与压降作为评价指标，采用单因素分析方法研究结构参数对流场及分离性能的影响。试验操作参数与CFD数值模拟设置保持一致。分离效率η与分离器压降ΔP计算式如下：

η = (1 - Q 出 / Q 进) × 100 %

（1）

Δ P = P 进 - P 出

（2）

式中，Q_出为分离器排液量总和，m³/h；Q_进为单位时间内入口总液量，m³/h；P_进为入口处压力，Pa；P_出为出口处的压力，Pa。

3　分离性能的分析讨论

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3.1　排液结构关键参数的单因素数值模拟分析

3.1.1　阶梯套筒管径D₂，D₃的影响

阶梯套筒的管径尺寸会影响对来流的减速整流效果及分离腔的储液能力，液相分布见图5。当D₂从80 mm增大至100 mm时，部分来流未经充分减速整流，导致流场稳定性下降；当D₃从100 mm增大至125 mm时，分离腔的储液能力增强，流场稳定性得到提升；若阶梯套筒式分离腔改为等径结构（D₂=D₃=125 mm），部分液体会积聚在分离腔左侧壁面，导致流场分布的均匀性较差。

分离腔内流场分布如图6所示。由图6（a）可以看出，当D₂增大时，来液进入分离腔的速度上升至1.2 m/s。在距离大直径套筒底部1 mm的轴向位置设置取样线，分析图6（b）可知：D₃增大时，分离腔储液能力增强，速度方差降至0.01 m²/s²，流场稳定性提高；D₂增大时，减速整流效果减弱，速度方差增至0.028 m²/s²，重力沉降效果下降。以速度方差作为评判标准，管径组合D₂=80 mm，D₃=125 mm对应的流场均匀性最佳。

阶梯套筒不同管径组合下的分离效率与压降变化曲线见图7。可以看出，各管径组合下的分离效率随体积含液率的增加而降低。当体积含液率>1.2%时，D₂=80 mm，D₃=100 mm的结构因分离腔储液能力不足，分离效率显著下降；而D₂=80 mm，D₃=125 mm的结构因减速整流效果较好，强化了重力沉降作用，其分离效率最高，约为93.3%，相较D₂=80mm、D₃=100mm结构分离效率提升18%。随着D₂，D₃增大，压降呈上升趋势；在提高分离效率的同时应尽量控制压降，因此确定D₂=80 mm，D₃=125 mm为阶梯套筒的较优结构参数组合。

3.1.2　排液条缝的开缝位置L₁的影响

开缝位置影响小直径套筒的减速整流效果。液相分布见图8。随着L₁增大，条缝位置向大直径套筒方向移动，导致分离腔左侧出现液相积聚，降低了流场的均匀性。在距离大直径套筒底部1 mm的轴向位置设置取样线，不同开缝位置下分离腔内部流场分布见图9。随着L₁增大，液相含量方差增至0.467，沉降效果变差。因此，以液相含量方差作为评价指标，L₁=20 mm对应的流场均匀性最佳。

不同开缝位置对分离效率及压降的影响如图10所示。可以看出，分离效率随体积含液率的增加而降低。当体积含液率为3%时，L₁=35 mm结构的分离效率最高，较L₁=80 mm结构提升约2.7%。结合图9分析可知，分离效率下降的主要原因是减速整流效果减弱。此外，压降随体积含液率的增加而逐渐上升。综上，选取L₁=35 mm作为该结构的筛选参数。

3.1.3　排液条缝长度L₂的影响

排液条缝长度影响其排液能力，速度分布如图11所示。随着L₂增大，来液在排液条缝中的停留时间增加，排液性能增强；但同时少量来液落入分离腔的轴向位置向右偏移，液相速度升高至1.54 m/s，略微减弱了减速整流效果。

不同排液条缝长度下分离腔内部流场分布如图12所示。由图12（a）可以看出，当L₂=85 mm时，少量液相未能通过排液条缝分离；当L₂增加至125 mm时，条缝的排液效果较好。在距离气出口底部1 mm的轴向位置设置取样线，分析图12（b）的液相分布可知，L₂=85，95 mm两种结构下，气出口内部仍有部分液相未能及时排出；而L₂=125 mm结构的液相含量相较于L₂=85 mm结构从0.23降至0.02。因此，以液相含量方差作为评判依据，L₂>95 mm的结构可显著提升条缝的排液性能。

不同排液条缝长度下分离效率及压降的变化曲线如图13所示。可以看出，当体积含液率大于2.4%时，L₂=85，95 mm两种结构的排液性能明显下降；其余3种结构均能满足排液要求，且气出口含液量变化较小，其中分离效率最高可达97.4%，相较L₂=85mm结构效率提升9%。；压降随体积含液率的增加而上升；L₂长度越大，通过条缝进入分离腔的溢流气量也相应增加。在L₂=85，95 mm的结构中，由于气相出口含液量较高，进一步导致压降增大。综上，选取L₂=105 mm作为最终筛选的结构参数。

3.1.4　排液条缝宽度L₃的影响

排液条缝宽度影响单位时间内的条缝排液量，其速度分布如图14所示。当L₃增大时，条缝的开口面积增加，排液性能显著提高；然而在来液量较少时，这也会使溢流进入分离腔的气相流速增大，气相溢流速度可达0.5 m/s，从而轻微增加设备压降。

不同排液条缝宽度下分离腔内部流场分布如图15所示。由图15（a）可看出，当L₃=4 mm时，条缝的排液性能较差，部分来液无法被及时分离；当L₃增至12 mm时，排液效果明显改善。在距离气出口底部1 mm的轴向位置设置取样线，根据图15（b）的液相分布可知，L₃=10，12 mm两种结构下的液相含量均降至0.01%以下。因此，以液相含量方差为评价标准，L₃>8 mm的结构能够显著提升条缝的排液性能。

不同排液条缝宽度下分离效率及压降的变化曲线见图16。可以看出，当体积含液率>2.4%时，L₃=4，6，8 mm三种结构的条缝分离性能明显下降；而L₃=10，12 mm两种结构在体积含液率较高时，其开口面积仍能满足排液需求，且气出口含液量波动较小，其中分离效率最高可达97.6%，相较L₃=4mm结构分离效率提升51.6%；压降随体积含液率的增加呈上升趋势；L₃的增加会提高溢流气量，而在L₃=4，6 mm的结构中，分离性能较差是导致压降升高的主要原因。综上，选取L₃=10 mm作为最终筛选的结构参数。

3.2　筛选结构的分离性能验证分析

选定D₂=80 mm，D₃=125 mm，L₁=35 mm，L₂=105 mm，L₃=10 mm作为筛选后的排液结构参数组合，并据此加工试验样机，进一步考察操作参数对分离性能的影响，以开展性能验证。

3.2.1　体积含液率对分离性能及内部流场的影响

选定表观气速为8 m/s，分析体积含液率对分离性能的影响。体积含液率对分离性能影响的模拟与试验对比如图17所示。可以看出，当体积含液率<1%时，模拟与试验结果较为接近，分离效率可达99.5%；当体积含液率增至4%时，试验测试中分离腔内的液位波动导致部分液相无法有效分离，分离效率下降至95%，模拟与试验结果的差值明显增大，约为3.9%。压降随体积含液率的增加逐渐上升，从12 Pa增至35 Pa。结合图17（b）可知，当体积含液率高于3%时，气出口含液量显著增加是导致压差上升的主要原因；此时压降变化幅度较小，可忽略不计。

图18、图19分别示出不同体积含液率下分离腔内气液流动及内部流场分布。从图19（a）可以看出，随着体积含液率的增加，液相更易积聚在分离腔底部，表明该结构在高含液工况下仍具有良好的储液能力。对比图18（a）（b）可知，数值模拟得到的流场分布与试验结果基本吻合。从图19（b）可以看出，当体积含液率为3%时，有部分液相未经充分分离便直接进入中心管，该现象与试验结果一致。

3.2.2　表观气速对内部流场及分离性能的影响分析

表观气速对条缝的分离性能具有显著影响，不同表观气速对分离性能的影响如图20所示，其分离腔内气液流动分布如图21所示。从图20可以看出，分离性能随表观气速的增加而逐渐降低。当表观气速从2 m/s升高到10 m/s时，试验测得的分离效率由98.6%下降至95%；模拟与试验值的最大偏差约为2%，两者吻合较好。结合图21（b）分析可知，在高气速下，来液落入分离腔底部的位置向右偏移，减弱了减速整流效果，同时气体携液能力增强也降低了条缝的排液性能。当表观液速为0.06 m/s时，表观气速的增加对分离效率影响较小；表观气速为10 m/s时，分离效率仍保持在92%以上。在测试中，通过调节液出口流量可控制分离腔内的液位高度，从而减少气相溢流量，因此测得的压降低于模拟值。

不同表观气速下分离腔内部流场分布如图22所示。从图22（a）可以看出，在相同进液量条件下，当表观气速增至10 m/s时，分离腔内的液面位置更靠近中心管外壁面。从图22（b）可以看出，高气速下液相波动较为显著，少量液相沿中心管外壁面回流至排液条缝处，导致该工况下分离效率明显下降。

4　结论

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（1）装有“周向均布条缝+阶梯套筒式分离腔”排液结构的可清管式气液分离器，能够减轻来液大幅波动对重力沉降效果的影响，抑制套筒段内的液相回流现象，从而提升气相回流效果。

（2）确定最优结构参数组合为D₂=80 mm，D₃=125 mm，L₁=35 mm，L₂=105 mm，L₃=10 mm。在体积含液率变化时，该结构的分离效率可达97.6%。

（3）可清管式气液分离器对入口工况具有较好的适应性，其分离效率随体积含液率与表观气速的增大均呈下降趋势。确定体积含液率为2%、表观气速为8 m/s作为较优操作参数，该条件下数值模拟与试验结果吻合较好，压降变化较小，可忽略不计。

参考文献

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文献

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2026年第54卷第3期

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doi: 10.3969/j.issn.1005-0329.2026.03.003

接收时间：2025-07-11
首发时间：2026-10-22
出版时间：2026-03-30

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收稿日期：2025-07-11
修回日期：2025-11-25

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¹北京石油化工学院机械工程学院，北京 102617

²深水油气管线关键技术与装备北京市重点实验室，北京 102617

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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

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