新型多旋臂氣液分離器入口旋流頭的預分離特性研究

周聞，鄂承林，李永祺，郭玉嬌，李子軒，盧春喜

（中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249）

引言

費-托合成工藝是緩解石油短缺的重要技術途徑之一[1]。由費-托合成反應器生成的烴類混合物經過換熱后，受溫度壓力變化的影響，重質烴類會以液滴的形態析出并游離在氣態輕質烴中，形成環狀流或霧狀流的氣液兩相混合流動形態[2-3]。下游的氣液分離器需要完成對上述氣液混合物的精細分離，精準分割輕質烴和重質烴產品。對氣液兩相混合物中液滴的粒徑特征，通常采用Sauter 平均粒徑(SMD)來進行描述。通常費-托合成工藝所需分離的氣液混合物中液滴SMD 約為20～30 μm，液滴的濃度約為50～100 g/m3。面對嚴苛的分離要求，Zhou 等[4]開發了一種新型多旋臂式氣液分離器。主要利用離心分離原理對氣液兩相進行分離，在前期工作中已經發現此類分離器的性能基本滿足分離要求，但依舊存在上行氣速快，液滴夾帶量大等問題，初步判斷是因入口結構引起的。

采用離心分離原理分離器的入口結構是分離器最重要的組成部件之一[5-6]。入口結構可迫使混合相在分離器筒體內做旋轉運動從而完成分離。Xiong 等[7]發現在軸流式旋流分離器的入口結構上增設窄縫后，可以提高分離器的分離性能。Ali 等[8]在一個大型的組合式分離器中同時設置了入口分配器和多組旋流葉片作為入口結構用以增強分離性能。Fu 等[9]在切流反轉式旋風分離器的入口前設置一組輔助結構，顆粒在該結構的作用下按照粒徑大小重新分配，有序地進入分離器主體完成離心運動，從而提高分離器的分離性能。楊維旺等[10]發現在軸流導葉式旋風分離器中增大入口葉片圈數可使分離效率總體增大，但同時壓降也相應增大。Tang等[11]在分離器入口設置了二組導流式葉片用于分離CO2與水。羅小明等[12]發現減小導流葉片出口角可以增加軸流式氣液分離器的分離效率。

在離心分離器中，液滴的粒徑分布是分離器設計的重要參數之一[13-14]。然而在氣液分離體系中，液滴很難在氣流中保持自身的完整性，存在破碎或聚結，粒徑分布通常在液滴運動中會發生變化[15-16]。雖然一般用于霧化液滴的噴嘴性能是容易測量的，但在管路中實際液滴群的粒徑分布測量難度大，給分離器的設計和理論分析帶來挑戰[17-18]。Ma 等[19-21]在分離器的進出口的穩定區域將管路中的混合相引出至空氣中，利用高速攝像機拍攝液滴群，而后通過圖像處理軟件完成對粒徑分布的測量。Song等[22]利用等動采樣的原理將分離器出入口的液滴引出至Promo 3000 粒度測量設備，對液滴的粒徑分布進行測試。然而，管路中的液滴在引出測量過程中，受取樣管管壁的作用，有可能使被測液滴的粒徑分布進行二次分配，這種測量方式給液滴粒徑分布的測量帶來了不可避免的誤差。李東芳等[23]使用Winner 318B 噴霧激光粒度儀在線對分離器入口透明管路中的液滴粒徑進行測量，這種在線非引出式的方法可以降低粒徑測量的誤差。但是在此方法中，測量光線在經過有機玻璃圓管后會發生折射，當測試管徑較大、管壁較厚時，測量光路的偏折會對液滴粒徑的測試引起誤差。

在前期實驗的基礎上，通過改變入口直管段的長度和旋流臂的結構，優化了新型多旋臂氣液分離器入口結構。本文設計了一種液滴粒徑在線測試的新方法，通過馬爾文Spraytec 粒度儀實時測試液滴群流經入口旋流頭的粒徑變化特征，旨在掌握入口旋流頭的預分離特性，為后續混合相離心分離模型的建立提供參考。

1 實 驗

1.1 實驗設備

新型多旋臂氣液旋流分離器入口旋流頭的相關實驗在大型冷模實驗平臺上進行，實驗裝置及流程如圖1 所示，圖中H表示測量截面與噴嘴所處截面的距離，D表示入口管內徑。分離器筒體部分采用有機玻璃制成，筒體直徑為500 mm。分離器的入口結構命名為旋流頭，它是由304不銹鋼制成，旋流頭包括入口直管段和4個旋流臂。入口直管段直徑D為283 mm，每個旋流臂的出口尺寸均為192 mm×64 mm。氣液分離實驗氣相主體使用常溫常壓狀態的空氣。實驗中用于生成微小霧滴的霧化噴嘴采用東莞市長原噴霧技術有限公司生產的ADG-SV980超聲波霧化噴嘴，該超聲波霧化噴嘴類型為流體力學式霧化噴嘴。噴嘴口噴出的高速氣流的沖力激發噴嘴前段的共振腔體振動，從而產生高強度的聲波，在液體流經區域提供氣體聲振動，使液體霧化。實驗選擇自來水作為液體物料，雖然水易蒸發且物性參數與工業原料有所差別，但是以水作為原料所做的相關實驗對于實際工業同樣具有重要參考價值[24]。根據費-托合成工藝中液滴濃度范圍，設計了本實驗的進液量。受噴嘴正常工作時液體流量和實驗設計流量的限制，此次試驗須采用8 個相同的噴嘴。噴嘴所用的壓縮氣和水均經緩沖罐后分別流入8個噴嘴。這些噴嘴在入口直管段穩定區域的同一截面沿周向均布。為了使液滴與氣流混合更均勻，噴嘴斜向下方傾斜20°設置。

圖1 多旋臂氣液旋流分離器實驗流程圖Fig.1 Schematic diagram of the experimental apparatus

實驗采用正壓操作，即利用鼓風機提供主風，在調節閥和放空閥共同調節下，氣體經過渦街流量計計量后與液滴充分混合，共同進入旋流頭。受到旋流臂對運動路徑的限制作用，混合相在經過旋流臂進入筒體后做旋轉運動，繼而利用離心原理完成氣液兩相分離。液滴被分離后由底部的收集罐A收集，收集質量流率為mA(kg/h)，氣體由上部設置的水平排氣管排空。當單獨測試旋流頭的分離特性時，去掉外部的筒體，其余部件不變化，如圖1所示。此時，氣體經過渦街流量計后攜帶液滴進入旋流頭，而后它們共同排空。被旋流頭分離下來的液滴會呈水流狀，滴落在下方直徑為800 mm 的漏斗中，并由收集罐B完成收集，收集質量流率為mB(kg/h)。mA和mB的測量方法相同，即在設備穩定運行后，分別利用秒表和電子秤計量時間t(h)內收集的液體質量G(kg)，則收集質量速率可由式(1)進行計算

蒸發的水量me(kg/h)由出入口的溫濕度計測量并計算得出[4]。在確定進液質量流率mL(kg/h)后，其中總分離效率Et的計算公式為

旋流頭的分離效率Ev的計算公式為

設備壓降由高精度數顯壓差計進行實時記錄，壓差計量程為10 kPa，精度為0.3%滿量程(25℃)。在噴嘴下方500 mm 的入口直管段中心設置一個壓力測點，同時在旋臂出口中心處和排氣管中心處分別設置一個壓力測點，它們與入口直管段中的壓力差表示旋流頭的壓降和設備總壓降。

氣速作為分離器的重要操作參數之一，在本實驗中，各個結構參數相對固定，為了敘述方便，均以旋流臂出口對應氣量下的速度值作為代表。

本實驗利用馬爾文Spraytec 粒度儀來在線測試液滴在運動過程中的粒徑分布特征。粒度儀采用激光衍射法和完全米氏光散射理論，對光路上的液滴進行粒度分布測量。使用這種測量原理可以對實驗管路中液滴粒徑信息進行非引出式測量，最大限度地保證了液滴粒徑測量的準確性。粒度儀的測量范圍是0.1～1000 μm，精確度為0.01 μm。

因本實驗管路中采用正壓操作且管內液滴濃度大，在管路上開貫穿孔或在管路上安裝平行鏡片等常規測量方式無法適用本裝置。為了更準確的描述液滴群在管路中運動時的粒徑信息，將旋流頭各測量截面整體截斷，使混合相在流經測量截面后直接經過粒度儀完成測量，如圖2 所示（H、D同圖1）。當測量光線貼近測量截面時，其在空氣中所測粒徑信息就可以代表液滴群在管內呈現的粒徑信息。面對復雜的測量環境，這種將管內混合相全部引出至空氣中的測量方式，突破了傳統意義的“非介入式測量”，既不干擾混合相在管內的運動方式，又最大限度地保證了液滴粒徑的分布信息。實驗在入口直管段部分設置了4 個測量截面，分別為H/D=2.47，4.95，6.71和8.48，在旋流臂的中心位置設置了1個測量截面。其中H/D=8.48的位置是入口直管段的末端，即與旋流臂相接處的直管段位置。

圖2 旋流頭內液滴粒徑測點截面圖Fig.2 Droplet size distribution measuring points in vortex head

1.2 液滴的初始粒徑分布

液滴的初始粒徑分布是指經過噴嘴的霧化作用，液滴在空氣中自然形成的液滴粒徑分布。為了避免因各個噴嘴進液或進氣不均導致液滴初始粒徑相差較大，影響后續分離實驗，需要在預實驗中對比各個噴嘴的霧化性能。

預實驗中，在總進液量為174.7 kg/h 的操作條件下，分別對8個噴嘴在空氣中進行粒度分布測試，測試位置為距離噴嘴水平距離200 mm處。各個噴嘴的SMD 如圖3所示，這8個噴嘴的平均粒徑為28.8 μm，標準差僅為2.8 μm，噴嘴的總體霧化性能差異不明顯。

圖3 各個噴嘴的SMDFig.3 The SMD of nozzles

為了更細致地考察噴嘴的霧化性能，預實驗還考察了各個噴嘴產生液滴的粒徑分布規律。經過測試，發現這些噴嘴的粒徑分布規律相似，以6號噴嘴為例，粒徑分布規律如圖4 所示。以體積占比作為衡量指標，液滴的初始粒徑分布類似正態分布，符合氣液分離實驗的進液要求。

圖4 噴嘴處液滴的粒徑分布規律Fig.4 Droplet size distribution at nozzles

2 結果與討論

2.1 入口管直管段內液滴的粒徑分布

水由噴嘴霧化后形成液滴進入入口直管段后與主風混合，混合過程中液滴與氣流間的速度差會對液滴產生剪切作用，使液滴發生形變直至破碎分裂成更小的液滴[25]。與此同時，在直管段運動過程中，受管壁邊壁效應影響，液滴在運動過程中會在管壁上形成一層薄液膜[26]。然而高速氣流會對液膜產生剪切作用，液膜發生破碎，產生大液滴游離在管內。因此在入口直管段內的液滴粒徑分布必將重新分布。掌握在直管段中的液滴粒徑分布的變化規律可為后續的分離實驗提供重要的參考。

入口直管段內的SMD隨運動距離的變化規律如圖5 所示。H/D=0 表示液滴的初始粒徑。由圖5 可知，在主風氣流與初始液滴的混合過程中，氣液兩相相對運動作用顯著，剪切效應作為液滴粒徑變化的主要因素。大部分液滴在與氣流的相對運動中被剪切破碎成小液滴，SMD 大幅度下降，降幅為40.4%。而后在入口直管段運動過程中，液滴SMD 隨著運動距離的增長呈增大趨勢，但變化微弱。這是由于液滴被加速后，在跟隨氣流運動過程中，它們之間幾乎不存在相對運動，氣流的剪切作用未發揮明顯作用。液滴在直管段運動時，邊壁效應會使一部分液滴在管壁發生聚集，且液滴在管中運動路徑越長，這種聚集作用就越明顯。因邊壁效應聚集的大液滴在管壁上形成薄的液膜，高速氣流會對液膜發生剪切作用，將一部分液體以大液滴的形式從液膜中剝離出來，而后大液滴重新被氣流分散成小液滴在管中運動，從而完成對液滴粒徑的重新分布。因此混合相在入口直管段中穩定運動后，剪切效應與邊壁效應會共同作用在液滴上，使液滴粒徑呈動態變化，且隨著運動距離的增大，SMD呈增大趨勢，但增大程度在H/D=2.47～8.48區間內比較微弱，增幅僅為1.8%。

圖5 入口直管段的液滴SMD變化規律Fig.5 Variation of SMD in straight inlet pipe

對各個測點位置的液滴粒徑分布情況進行測量，如圖6 所示。液滴在直管段中初加速時，粒徑小于20 μm 的小液滴明顯增多，粒徑超過200 μm 的大液滴在剪切效應的影響下幾乎消失。直管段內的粒徑分布與液滴初始粒徑分布相似，均為類正態分布。在入口直管段中，隨著運動距離的增長，液滴的粒徑分布規律幾乎未發生變化，這表示混合相在管內的運動狀態趨于穩定。也可以說，混合相在一定長度的垂直直管內運動時，液相可保持自身的特征性質不變。

圖6 不同位置處的粒徑分布變化規律Fig.6 Variation of particle size distribution at different positions

在H/D=8.48 位置處，考察了氣速對液滴粒徑分布的影響規律。在描述液滴的粒徑時，除了SMD 能夠宏觀展現液滴群的特征外，D10、D50和D90三個粒徑指標可以更詳細的展示液滴群的特點。它們的物理意義分別為，累計粒度分布分數達到液滴群體積的10%、50%和90%時所對應的粒徑值。也可以認為，它們分別對應著整個液滴群中的小、中和大液滴粒徑的含量。

在一段時間內，固定進液量，均勻的調整氣速，利用粒度儀持續記錄液滴粒徑群的信息，記錄頻率為1 Hz。如圖7 所示，圖中虛線旁標注的數字為所在時刻的氣速。由圖7可知，當液體量一定，隨著氣速的增大，SMD 直徑逐漸降低。D10反映了小粒徑的液滴特征，它隨著氣速的增大呈下降的趨勢，氣速在10.17 m/s 增加至20.34 m/s 過程中，D10由9.5 μm變化至8.2 μm，變化幅度為13.6%。D50反映了中粒徑的液滴，變化降幅約為12%。D90先隨著氣速的增加逐漸降低，然后呈上升趨勢。當氣速逐漸升高過程中，剪切效應首先作為影響粒徑分布的主導因素，使液滴破碎情況明顯，大液滴粉碎顯著。在氣速12.43～16.95 m/s 中，D90變化不大，邊壁效應和剪切作用達到平衡。而后氣速再增大時，更多的液滴受邊壁效應影響，形成更多的大液滴，此時邊壁效應成為影響粒徑的主導因素。

圖7 不同氣速下入口直管段末端液滴的粒徑變化規律Fig.7 Variation of droplet size at the end of straight inlet pipe at different gas velocities

2.2 經旋流臂后的液滴粒徑分布

四個下傾的旋流臂周向均勻設置在入口直管段的末端，它們主要的作用是強制將混合相由垂直向下運動轉變為斜向下方向的旋轉運動，使后續混合相可以在筒體內做離心運動從而完成分離。混合相流經旋流臂后，受到旋流臂的限制作用，氣流方向會發生明顯改變，此時液滴受慣性作用會形成部分分離，并且在劇烈的氣流變化中，液滴會改變其自身形態，或聚合，或破碎。液滴的粒徑分布情況相較于在入口直管段時，也會發生一些變化。掌握流經旋流臂后的液滴粒徑分布規律，可對后續在筒體內發生的離心分離理論分析提供參考。

混合相經旋流臂向空氣中噴出，此時液滴飛濺情況明顯，因此只在正對旋臂出口中心方向200 mm處，粒度儀測量光路水平放置。對經旋流臂噴出的液滴進行粒度測試，通過實驗觀測發現，混合相經旋流臂噴射出來的路徑是與氣速密切相關的，氣速越大，混合相噴射方向更接近水平；氣速越小，混合相噴射方向向下傾斜的角度越大，如圖8所示。圖8中紅色光路為粒度儀的實際測量光路，粉紅色虛線所夾區域為觀測到的高氣速下混合相運動的區域；藍色虛線所夾區域為觀測到的低氣速下混合相的運動區域。在高氣速下，測量光路所處位置約在路徑中心以下的部分；在低氣速下，測量光路經過粒徑中心以上的區域。實驗還觀測到靠近液滴噴射面上方液滴濃度較稀，呈“霧蒙蒙”狀；靠近液滴噴射面下方的液滴粒徑較大且濃度較高。同時一部分水流會從旋流臂下沿流出。

圖8 旋流臂粒徑分布測試圖Fig.8 Schematic diagram of measuring points at vortex arm

實驗測試了在不同氣速下，經旋流臂噴出液滴群的相關表征信息，如圖9 所示。從圖9 中可以發現氣速為13.56 m/s 是液滴粒徑變化的特征氣速。最明顯的變化就是在高于特征氣速時，D90所代表的大液滴粒徑含量急劇增高，這也是使SMD 在特征氣速之后增大的原因。當氣速小于特征氣速時，SMD值基本不變，D10呈增大趨勢，D50呈下降趨勢，但二者變化較小。且D90幾乎不變，只是在稍高氣速時，D90波動稍顯劇烈。當氣速高于特征氣速后，且在逐漸增大的過程中，液滴群的粒徑表征信息基本不發生變化。

圖9 不同氣速下經旋流臂后液滴的變化規律Fig.9 Variation of droplets passing through vortex arms at different gas velocities

實驗還考察了液滴群在旋流臂的前端即入口直管段的末端的粒徑分布特征規律。結合上述液滴粒徑在高氣速下和低氣速下呈現不同的規律，分別考察了高低兩個代表性氣速下液滴粒徑分布情況，如圖10 所示。在不同氣速范圍內，在旋流臂前端，粒徑分布規律相似，結合前文在入口直管段末端的討論，可以認為二者的分布狀態是一致的，只是數值上略有差別。在旋流臂末端，發現了不同的分布規律。在高氣速下，旋流臂末端出現了雙峰，且第二個峰粒徑數值較大，約為600 μm，這與圖9中D90所呈現的規律相似。同時，第一個峰形與旋流臂前端峰形相似，只不過體積分率降低，一方面是由于受到慣性分離的影響，已有部分液滴形成水流從旋流臂流出；另一方面，液滴群中混有大量的大粒徑液滴，使小粒徑液滴體積占比降低。然而在低氣速下，流經旋流臂的液滴粒徑分布只出現單峰，峰形與旋流臂前端相似，且液滴濃度明顯升高。在高氣速下能夠發現雙峰，即表示在高氣速下，雖然氣流轉折時強烈的剪切力會使液滴發生破碎，但受旋流臂的限制影響，液滴也會發生聚集，一部分小液滴會形成大液滴游離在混合相中。由此推測，在低氣速下，氣流轉折時剪切力更小，使液滴破碎的概率更小，而旋流臂對混合相發揮同樣的限制效果，此時也應會有一部分小液滴在旋流臂的作用下聚集形成大液滴，形成雙峰特征。那么在低氣速下，旋流臂的末端也應呈現雙峰特征，并且第一個峰的體積分率降低。也就是說，在低氣速下，代表大液滴的第二個峰雖然形成了，但是受測量位置影響而未被檢測到，這也是在低氣速下經旋流臂后液體粒徑分布形成單峰特征的原因。

圖10 液滴群在旋流臂前端和末端的粒徑分布Fig.10 Particle size distribution of droplets in front and end of vortex arm

根據以上分析，結合圖8 管路的實際測量位置及上述所得的粒徑信息，對旋流臂末端液滴群的運動狀態進行推測，如圖11所示。圖中灰色區域為旋臂出口，紅色線段為測量光路，它相對于旋流臂出口位置固定。

圖11展示了在不同氣速下，流經旋流臂后的液滴群均會形成以下三種特征。

圖11 旋流臂末端不同氣速下的液滴群特征Fig.11 Droplet characteristics at different gas velocities in the end of vortex arm

(1)在旋流臂的限制作用下，液滴受慣性分離影響匯聚成小水流，從旋臂的下沿流出，且氣速越大，小水流噴射的角度越接近水平。

(2)在旋流臂的上方區域，液滴群會保持入口直管段中的液滴粒徑分布不變，但體積分率有所降低。

(3)在旋流臂的下方區域，部分小液滴會聚集形成大液滴游離在混合相之中，且這些大液滴只在路徑的中下方出現。

只有當流經旋臂后的液滴群具有以上的分布特征時，才能觀測到圖9 和圖10 展示的測量規律。即：低氣速時，旋流臂末端會形成大粒徑分布，只是由于混合相噴射角度向下傾斜，大粒徑分布更靠近運動區域的下方，沒有被測量光路檢測到，此時測量光路測量的是在運動區域的上方，即經過旋流臂上方流出的液滴群。此時小粒徑液滴作為主體，無大液滴的影響，相對的體積占比就會比旋流臂前端處高。在高氣速下，液滴的流動更接近水平噴射，此時形成的大粒徑分布就會出現在光路中，從而被檢測出雙峰特征。也就是說上文所提到的特征氣速13.56 m/s 可能是聚集形成的大粒徑液滴通過測量光路處的臨界氣速。

由于液滴在流經旋流臂后，液滴粒徑分布形成雙峰，分布規律發生明顯改變。因大粒徑的存在會提升整個液滴群的SMD 值，并且大粒徑的粒徑值均超過100 μm，它們在后續的離心分離過程會非常容易被分離。因此小液滴的粒徑分布依舊是后續離心分離的關注對象。同時旋流臂中心以上部分流出的均是粒徑小的液滴，它們非常容易發生夾帶逃逸，這也應該是后續分離中需要重點關注的部分。

2.3 入口結構的氣液分離性能

實驗從壓降和分離效率的角度在不同的操作條件下對旋流頭的預分離性能進行了考察。圖12呈現旋流頭壓降和設備總壓降，隨著氣速的增大，發現壓降均有所增加，分離器的總阻力系數約為8.2，旋流頭壓降占比僅約3.2%～8.4%，且氣速越高，旋流頭壓降占比越小。常規旋風分離器的阻力系數一般在10～20 之間[27]。一方面說明入口結構耗能較少，另一方面也說明入口結構壓降對分離器總壓降的影響不顯著。

圖12 旋流頭壓降和設備總壓降Fig.12 Pressure drop of vortex head and total

根據圖11所示的旋流臂末端液滴分布特征，旋流臂的預分離量指的是沿旋流臂下沿流出的水流量。圖13呈現了旋流頭和分離器總分離效率規律。隨著氣速的增加，總分離效率呈降低趨勢，但降幅微弱；旋流頭的預分離效率逐漸降低，占比約為42.8%～62.5%。雖然在慣性分離原理中，在轉折處混合相相對速度差異越大越容易分離，但是在氣液分離體系中，還應考慮到液滴的形變問題。當氣速越大，氣流的剪切力也越大，不僅會作用在液滴本身，還會對已經先聚結的液膜進行撕裂，使呈水流狀態部分的水量減少，降低旋流頭的分離效率。同時液滴撞擊在旋流臂壁面的動能越大，液滴破碎、彈濺的概率越大。當液滴從液膜中剝離后，就會跟隨氣流共同進入筒體內部參與離心分離。

圖13 旋流頭和分離器的分離效率Fig.13 Separation efficiency of vortex head and total

在氣速增大過程中，慣性分離效率降低，離心分離效率增大，但總分離效率基本保持不變。進一步說明了入口結構設計的合理性，它不僅能夠迫使混合相發生旋轉，為混合相提供離心分離環境，所提供的慣性分離也能協同后續的離心分離，使分離器在寬氣速條件范圍內依舊可以保持高水平的分離效果。

3 結論

入口結構旋流頭是新型多旋臂氣液分離器的重要組件之一。通過大型冷模實驗，測量液滴群在旋流頭中運動的實時粒徑分布，結合旋流頭的預分離性能，詳細地考察了入口旋流頭結構各部位對混合相液滴群粒徑分布的影響規律，得到以下結論。

(1)初始液滴在進入高速氣流的直管段后，粒徑會迅速重新分布，重新分布后的液滴粒徑分布呈類正態分布，SMD 為16.8 μm。粒徑小于10 μm 的液滴大量增多，超過200 μm的液滴幾乎消失。

(2)液滴在剪切效應和邊壁效應的共同影響下，在H/D=2.47～8.48 長度間的入口直管段運動時，運動狀態穩定，SMD 雖呈增大趨勢，但增幅微弱。在入口直管段末端，液滴粒徑分布和氣速密切相關。當氣速超過16.95 m/s 后，D90增大明顯，從而使液滴群的SMD略有增大。

(3)液滴流經旋流臂后，在慣性分離的作用機制下，液滴預分離后形成水流從旋流臂下沿流出。混合相中的液滴群粒徑會重新分布，形成雙峰特征，旋流臂對液滴的聚結效果明顯。大粒徑液滴集中分布在旋流臂出口的下方區域，旋流臂出口的上方區域僅有小粒徑液滴，有可能在后續的離心分離過程中直接逃逸。

(4)旋流頭的壓降占比為3.2%～8.4%，分離效率占比為42.8%～62.5%。隨著氣速增大，旋流頭分離效率逐漸降低。混合相在通過旋流頭后可進行離心分離，總分離效率滿足分離要求。入口結構設計合理，不僅可以為混合相創造強旋流的初始分離環境，同時也可利用自身結構對混合相進行預分離。