固控系統除砂器內部顆粒行為研究

深層、超深層油氣田逐漸成為油氣資源發展的新領域，需要一系列高壓除砂設備來支持這些超深油氣井的開采。為此，開展了高壓固控系統除砂器內部顆粒行為研究。基于CFD數值模擬方法，并分別設置5個不同的顆粒入射點和3種不同粒徑的顆粒，分析不同入射點下單顆粒與顆粒組的分離效果。研究結果表明：不同粒徑的顆粒在不同入射點的軌跡存在差異；不同粒徑的顆粒組在除砂器內部的分離行為不同，粒度較大的顆粒組在旋流筒的柱段和錐段沿著內壁流入底流口，少部分的顆粒在錐段進入溢流，粒度較小的顆粒組被帶入內旋流，從而使顆粒隨流體沿溢流口流出，分離效率低；旋流筒分離關鍵區為錐段，隨著錐段沿徑向減小，液相進入溢流區的同時攜帶部分顆粒上行，并在上行過程中發展為內旋流攜帶的顆粒。研究結論可為固控系統除砂器工藝參數的確定提供理論參考。

超深油氣井；除砂器；數值模型；分離特性；顆粒組行為；入射點

Particle Behaviors Inside Desander for Solid Control System

Wu Han¹ Wang Jing²

（1.Shanghai Branch，CNOOC EnerTech-Drilling amp; Production Co.；2.Shanghai Branch，CNOOC （China） Co.，Ltd.）

Deep to ultradeep oil and gas reservoirs have become new targets for petroleum.Ultradeep oil and gas wells in these reservoirs require a series of high-pressure desanding devices.A research was conducted on the particle behaviors inside the desander for high-pressure solid control system.Through numerical simulation by computational fluid dynamics （CFD），and setting 5 particle incident points and 3 sizes of particles，the separation performance of particle （group） at different incident points was analyzed.The research results show that the particles with different sizes are different in trajectory at different incident points.The particle groups with different sizes reflect different separation behaviors inside the desander： the particle group with larger size flows into the underflow port along the inner wall of the cyclone cylinder in the column and cone sections，and a small portion of particles exhibit overflow in the cone section；the particle group smaller size is brought into inner vortex，allowing the particles to flow out along the overflow port with the fluid，thus resulting in low separation efficiency.The key separation zone of the cyclone cylinder is the cone section.As the cone section decreases in radial direction，the liquid phase enters the overflow zone while carrying some particles upward，and develops into particles carried by inner vortex during the upward process.The research conclusions provide theoretical reference for determining the parameters of desander for solid control systems.

ultradeep oil and gas well;desander；numerical model；separation performance；particle group behavior；incident point

0 引 言

鉆井作業過程中，鉆井返排液以液固兩相流的形式返排到井口，并經過固控系統篩分。返排液若不經有效處理，便會對下游設備的安全運營造成嚴重威脅。高壓固控系統除砂器以旋流分離技術為基本原理，在井口除砂過程中，能夠實現高效率的在線連續排砂，被廣泛應用于鉆井返排液的液固分離中^［1-4］。旋流除砂器（簡稱旋流器）結構簡單，但內部流場卻十分復雜。D.F.KELSALL^［5］利用顯微鏡觀察了旋流器內顆粒的分離行為，并測得了旋流器內旋流占總流量的20%～30%，溢流約占15%，外旋流約占55%～65%；K.J.HWANG等^［6］使用多普勒測速儀測量了旋流器的內部流場，但測量精度不高；HUANG Q.S.等^［7］采用光學觀測手段觀察到，固體顆粒并不只有繞旋流器軸心的公轉，還伴隨有自旋現象；閆月娟^［8］使用LDV測速系統對井下旋流除砂器內部流場的軸向速度與切向速度進行了測量；D.F.KELSALL^［9］將試驗用旋流器制作為透光形式，通過光學測定法，測出了其內部的軸向速度與切向速度分布規律；徐繼潤等^［10］采用激光測速法，對水力旋流器的速度場進行了系統測定，并通過對實測數據的數學處理，得出了旋流器三維速度場的數學表達式；王亞^［11］針對用于極細物料分離的小直徑旋流器進行了試驗，研究發現，小直徑旋流器相比于大直徑旋流器，其最優結構參數存在差異，顆粒的分離行為也有所不同；YANG J.X.等^［12］的研究表明，進料口尺寸的增大會增加物料在旋流器內部的停留時間，優化了其內部旋流運動，提高了旋流器的分離效率；而K.ELSAYED等^［13］則認為，提高進料口尺寸增加了壓力損失，降低了分離效率。也有學者認為進料口面積的增大會使旋流器分離效率先增大后減小。張萬忠等^［14］的研究表明，旋流器圓柱段直徑的增加會降低旋流器壓降，減少能耗損失，同時旋流器的分離粒度值和生產能力也會增加；ZHOU Q.等^［15］的研究表明，增加圓柱段長度，可以使旋流器底流質量流量增加，從而提高顆粒的分離效率；L.G.M.VIEIRA等^［16］發現錐角的增大會導致分離粒度的增大，同時也會降低旋流器的分離效率；倪玲英^［17］則認為錐角的減小會導致分離效率與壓降的增加，錐角在10°到25°較為合適；文獻［18］的研究表明，雙錐的旋流器相比單錐有更好的分離效果；謝葆春^［19］發現溢流管插入深度越深，旋流器的分離粒度越大；劉鴻雁等^［20］發現小直徑旋流器溢流管插入最佳深度為與柱段底部齊平，而大多數學者認為大直徑旋流器的分離效率隨溢流管插入深度的增加先增加后降低，最佳深度在進料口底部與柱段底部之間；魯旭萍^［21］將常規溢流管改為漸擴管，并參考斜板沉淀原理，在管中加入斜板，使旋流器獲得了更高的分離效率。隨著世界油氣勘探開發范圍的不斷推進，深層、超深層油氣田逐漸成為油氣資源發展的新領域。這些超深油氣田，大部分井深超過6 000 m，地層壓力超過105 MPa，因此需要一系列高壓除砂設備來支持這些超深油氣井的開采。

筆者基于某公司設計生產的高壓固控系統除砂器開展研究。該除砂器在結構和工況上相較于傳統旋流除砂器均有較大差異，其液固分離機制尚不明晰。筆者結合該除砂器的現場數據，基于CFD方法，分別設置了5個不同的顆粒入射點位置，研究了該高壓固控系統除砂器的內部顆粒行為，并對其液固分離行為做出分析。

1 數值模型的建立

1.1 幾何模型與網格劃分

為滿足國標中對特種承壓容器的諸多設計要求，必須同時考慮外部法蘭的連接以及除砂器整體尺寸的控制。因此，該除砂器的設計思路為：高壓容器徑向開口，旋流筒切向開口，在高壓容器內壁開環向導流槽，流體沿徑向進入高壓容器后，分成兩股流入環向導流槽，最終在旋流筒入口處匯合，流體再以切向進入旋流筒內部。這樣既保證了高壓容器的開口符合規范，又能使流體以切向進入旋流筒。其設計思路以及流道尺寸模型如圖1所示。

具體尺寸如表1所示。

這里的固控系統除砂器旋流筒進口為橢圓形，這將導致流體域進口處曲面畸變較大。因此采用非結構化網格劃分方式，劃分過程中對曲率較大的幾何部分進行網格加密。對高壓固控系統除砂器的數值模型采取4種網格數量的計算方案，網格數量分別是12萬、23萬、34萬和51萬。在計算結果收斂后，將除砂器底部中心定為坐標原點，并取除砂器z=700 mm截面的切向速度進行對比，結果如圖2所示。

從圖2發現，經網格數量12萬～23萬計算出的z=700 mm截面處的切向速度不斷增大。隨著網格數目的繼續增加，34萬網格與51萬網格的計算結果已經基本一致，說明網格的增加已經不會再對計算結果造成影響。因此在保證計算精度的條件下，選擇34萬網格數目的數值模型。

1.2 入射點設置

除砂器內部顆粒的運動受顆粒粒徑和顆粒入射位置的影響。為深入研究固控系統除砂器內部顆粒的分離特性與運動行為，選取亞微米顆粒，研究其在除砂器內部的分離特性。根據實際工況設置流量為Q=50 m³/h，并選取3種顆粒，粒徑分別為25、35和45 μm。對應顆粒代表小于分離粒徑、等于分離粒徑和大于分離粒徑。對除砂器入口截面進行區域劃分，在劃分好的區域上選取5個典型顆粒入射點，即分別為入射點1、入射點2、入射點3、入射點4和入射點5，如圖3所示。

1.3 數值模型

采用CFD方法研究該高壓固控系統除砂器內部流場和液固分離特性。選擇RSM模型作為模擬的湍流模型。在多相流模型的選擇中，對顆粒相選擇能準確追蹤顆粒群運動情況的離散相模型（DPM）來描述顆粒的運動軌跡，液相作為連續相。其顆粒的受力平衡方程為：

m_pdu_pdt=F_Du-u_pu_p+m_pg（ρ_p-ρ）ρ_p+F（1）

F_D=π8d_p²ρ（u-u_p）²×24Re（2）

式中：m_p為顆粒質量，kg;u_p為顆粒速度，m/s；F_D為顆粒所受曳力，N;u為流體速度，m/s；C_D為曳力系數；μ為流體黏度，Pa·s；ρ為流體密度，kg/m³；ρ_p為顆粒密度，kg/m³；d_p為顆粒直徑，m；Re為相對雷諾數；F為顆粒所受到的其他作用力，包括虛擬質量力、薩夫曼升力、布朗力等，N。

這里選取粒徑分別為25、35和45 μm的顆粒，因此需要考慮薩夫曼升力。而由于ρlt;ρ_p，因此虛擬質量力可忽略。同時，由于DPM模型不考慮顆粒之間的相互作用力，顆粒所受的布朗力也可忽略。

分離粒度是在旋流除砂器粒級效率曲線上，對應顆粒分離效率為50%的顆粒粒徑，用d₅₀表示。

我國著名學者龐學詩依據平衡軌道法推算得到旋流器的分離粒度：

d₅₀=204D^0.36d^0.64₀d_i·μ_m（δ-ρ_m）Q（H-h₀）+3D-2d₀6tanα2（3）

式中：D為旋流器直徑，cm；d₀為溢流口直徑，cm；d_i為給礦口直徑，cm；μ_m為分級面礦漿黏度，Pa·s；δ、ρ_m分別為顆粒和分級面礦漿的密度，g/cm³；Q為旋流器生產能力，m³/h；α為旋流器錐角，（°）；H為筒體高度，m；h₀為溢流管插入深度，m。

式（3）已經被大量生產實際中的旋流器所驗證，計算結果與實際結果符合度較高。

2 顆粒的分離行為研究

2.1 單顆粒行為

2.1.1 25 μm單顆粒

圖4為25 μm顆粒從5個不同入射點入射后的顆粒運動軌跡，顏色標尺表示顆粒的累計停留時間。從圖4可以看出，對于25 μm的顆粒，在5種顆粒入射方式中，有4種顆粒運動行為最終表現為逃逸（escape），即顆粒最終由溢流管排出。僅從入射點4入射的顆粒成功的被底流口捕獲（trap），即顆粒被成功分離。這是由于入射點4入射的顆粒只經外旋流，顆粒運動軌跡較短，顆粒最終的排出時間在5種入射位置中最短，僅為1.49 s。從入射點1射入的顆粒進入流場后，沿著環向導流槽的近入口端進入流場，進入流場后沿著外旋流向下運動，當運動到旋流筒柱段下端時，顆粒所受到的流體曳力逐漸超過離心力，將顆粒帶入內旋流，最終從溢流管逃出。從入射點3入射的顆粒有同樣的運動規律，不同之處在于從入射點3入射的顆粒進入內旋流的柱段位置相較于入射點1更高一些，這使得顆粒的停留時間更短，為2.58 s，短于入射點1顆粒的3.81 s。從入射點2入射的顆粒進入流場后，從環向導流槽的遠入口端進入旋流筒，在此過程中，顆粒先撞擊到旋流筒的外壁，在反彈的過程中，顆粒逐漸調整位置向下運動，之后又再次撞擊到環向導流槽的內壁，最后才順利進入旋流筒；進入旋流筒后，顆粒先沿著外旋流逐漸向下運動，進入錐段之后，轉而進入內旋流，最終從溢流管排出。從入射點5入射的顆粒同樣經由環向導流槽的遠入口端進入旋流筒，運動過程中，顆粒并沒有與環向導流槽的內壁發生碰撞，進入流場后在錐段逐步進入內旋流，從溢流管排出。

2.1.2 35 μm單顆粒

圖5為35 μm顆粒從5個不同入射位置進入流場后的顆粒運動軌跡。這5個入射位置中，分別有入射點1、3和4入射位置的顆粒從底流管排出，被成功分離。這是因為1、3和4入射位置的顆粒軌跡都沿著環向導流槽的近入口端進入流場，而由于近入口端流場相較于遠入口端流速較高，使得顆粒進入旋流筒后有較高的速度；顆粒所受到的離心力大于向內的流體曳力，使顆粒始終沿著外旋流運動，最終被底流口成功捕獲。而從入射點2入射的顆粒，經環向導流槽的遠入口端進入流場；在此過程中，同樣與旋流筒外壁和環向導流槽內壁發生了2次碰撞，顆粒自身的能量被大大消耗，加上遠入口端的流場速度相較于近入口端小很多，所以顆粒經流體的攜帶進入旋流筒的速度不高，使得顆粒所受到的離心力過小，容易受旋流筒內二次流的影響，該顆粒最終以短路流的形式從溢流管的下端直接進入其中并排出。而從入射點5射入流場的顆粒，同樣經由環向導流槽的遠入口端進入旋流筒，在此過程中同樣沒有與旋流筒外壁和環向導流槽內壁發生碰撞，但由于顆粒進入旋流筒的速度并不高，使顆粒最終在柱段下端進入內旋流由溢流管排出。

2.1.3 45 μm單顆粒

圖6為45 μm顆粒從不同入射點入射后的顆粒運動軌跡。從圖6可以看出，對于粒度為45 μm的顆粒，5個入射點入射的顆粒均被成功分離。其主要原因在于顆粒粒徑的增加導致顆粒在旋流筒中所受到的離心力較大，足夠克服流體的曳力進入底流。但不同入射位置的顆粒被分離的時間存在差異，具體表現為顆粒分離時間由短至長為：入射點4lt;入射點3lt;入射點1lt;入射點2lt;入射點5。從入射點1、3、4入射的顆粒從環向導流槽的近入口端進入旋流筒，而從入射點2、5入射的顆粒則從環向導流槽的遠入口端進入旋流筒。從遠入口端進入旋流筒的顆粒分離時間相較于近入口端的分離時間較長，遠入口端進入旋流筒的顆粒的分離時間都在3 s以上，從近入口端進入旋流筒的顆粒的分離時間不到2 s。而從入射點2入射的顆粒同樣會與旋流筒外壁和環向導流槽內壁發生兩次碰撞，從遠入口端進入旋流筒。

2.2 顆粒組行為

2.2.1 顆粒組質量濃度分布

圖7為各顆粒組的運動軌跡及質量濃度分布。從圖7a可以看出，25 μm顆粒在整個旋流筒內部分布較均勻，顆粒的附壁現象較差，大部分顆粒沒有被甩向旋流筒內壁，沿著內壁運送到底流口，而是懸浮于旋流筒的中部，這使得顆粒進入溢流管較多，顆粒的分離效率也較低。圖7b為35 μm顆粒組的顆粒運動軌跡及質量濃度分布。從圖7b可以看出，35 μm顆粒主要集中在內旋流與外旋流的交界范圍內。此時可以認為，顆粒進入溢流與底流的機會均等，即此時顆粒的分離效率為50%。圖7c為45 μm顆粒組運動軌跡及質量濃度分布。從圖7c可以看出，顆粒集中分布在旋流筒內壁處，顆粒附壁效應很好，而內旋流區域及溢流管內壁處顆粒分布較少，這說明大部分顆粒沿著錐段內壁進入底流口。上述現象均與單顆粒模擬得出的結論對應。

2.2.2 25 μm顆粒組分布

圖8為25 μm顆粒在旋流筒內的空間分布情況。分別用z=475 mm（溢流管下方區域）、z=625 mm（柱段區域）、z=850 mm（錐段區域）及底流管（底流管下截面）等4個截面與顆粒軌跡相交，獲得截面與軌跡線的交點。交點中對應下行的軌跡線記為下行顆粒，對應上行的軌跡線記為上行顆粒，并將截面內的交點信息導出。黑色圓圈為旋流筒壁面，其中z=475 mm截面的黑色內圈代表溢流管的區域。從圖8可以觀察到，在z=475 mm和z=625 mm截面處，上行的顆粒與下行的顆粒分界明顯，其中下行的顆粒主要分布在旋流筒的外壁面，上行的顆粒集中在溢流管的區域內。而在z=850 mm截面，下行的顆粒與上行的顆粒分界變得不清晰，下行的顆粒依然集中在壁面區域，但上行的顆粒卻沒有集中在中心部位。這說明旋流筒錐段正是決定顆粒進入內旋流或外旋流的部位所在。同時可以看出，從z=475 mm截面到底流管底面，下行的顆粒逐漸減少。這說明在這個過程中，不斷有下行的顆粒轉變方向，開始向溢流管方向運動。其中從z=475 mm到z=625 mm過程中，下行顆粒減少不明顯；而從z=625 mm到底流管截面過程中，下行的顆粒明顯減少。這說明顆粒的分離行為主要集中在下柱段與錐段，到最后被底流管收集起來的顆粒較少。

2.2.3 35 μm顆粒組分布

圖9為35 μm顆粒在旋流筒各個截面的分布圖。從圖9可以看出，在z=475 mm與z=625 mm截面處，下行的顆粒與上行的顆粒的分界面較為明顯，上行的顆粒集中在旋流筒的軸心位置，下行的顆粒集中在旋流筒的壁面位置。但到錐段z=850 mm截面，二者的分界面較模糊，這與25 μm顆粒組的表現相同。從z=475 mm到z=850 mm這個區間內，下行的顆粒減少不明顯，而從z=850 mm到底流管截面區間內，下行的顆粒大幅減少。說明對于35 μm的顆粒，顆粒的分離行為主要發生在下錐段，最終有約半數的顆粒在底流口處被收集。

2.2.4 45 μm顆粒組分布

圖10為45 μm顆粒在旋流筒各個截面的分布圖。從圖10可以看出，在z=475 mm與z=625 mm截面，即柱段區域內，上行的顆粒較少，大部分顆粒都沿著旋流筒內壁向下運動。上行顆粒零星地分布在內旋流中心及邊緣附近。在z=850 mm截面，上行顆粒與下行顆粒同其他顆粒組一樣，依然沒有明顯的內外分區。從底流管下截面可以看出，絕大部分顆粒在底流管處被收集，下行的顆粒并沒有明顯減少。

3 結 論

（1）不同粒徑的顆粒在不同入射點的軌跡存在差異。其中，從入射點1、3和4入射的顆粒會選擇從流速更高的環向導流槽近入口端進入旋流筒，顆粒被成功分離的概率較高，分離時間較短。而從入射點2和5入射的顆粒會從流速較低的環向導流槽遠入口端進入旋流筒，顆粒被分離的概率較低，分離時間較長。同時，從入射點2入射的顆粒不論粒徑大小，都會與旋流筒外壁和環向導流槽內壁發生2次碰撞，使得顆粒的能量被大大損耗，嚴重影響從入射點2入射顆粒的分離效率。

（2）不同粒徑的顆粒組在除砂器內部的分離行為不同。粒度較大的顆粒組對外旋流的跟隨性較好，在旋流筒的柱段和錐段沿著內壁流入底流口，少部分的顆粒在錐段進入溢流。而粒度較低的顆粒組所受的離心力不足以克服流體曳力而被帶入內旋流，從而使得顆粒隨流體沿溢流口流出，分離效率低。

（3）各顆粒組均表現為在柱段有較為明顯的內外分區，即上行顆粒集中在內旋流區域，而下行顆粒集中在外旋流區域。而在旋流筒的錐段，這種內外分區卻都不明顯。即旋流筒分離關鍵區為錐段，隨著錐段沿徑向減小，液相進入溢流區的同時攜帶部分顆粒上行，并在上行過程中發展為內旋流攜帶的顆粒。

［1］ 魏超．基于內聚力模型的壓裂泵泵頭體裂紋擴展規律研究［D］．荊州：長江大學，2019．

WEI C.Research on crack propagation law of fracturing pump head body based on cohesive force model［D］.Jingzhou：Yangtze University，2019.

［2］ 劉長艷，駱建新，繆洪俊，等．天然氣井口旋流除砂器應用探討［J］．石油和化工設備，2018，21（1）：40-43．

LIU C Y，LUO J X，MIAO H J，et al.Discussion on the application of cyclone desander at natural gas wellhead［J］.Petro-Chemical Equipment，2018，21（1）：40-43.

［3］ 張思勤．中國油氣井高壓除砂器技術現狀［J］．廣東石油化工學院學報，2021，31（1）：37-39．

ZHANG S Q.Present technical status of high pressure desander for oil and gas well in China［J］.Journal of Guangdong University of Petrochemical Technology，2021，31（1）：37-39.

［4］ 陳華良，劉興華，張洋．140 MPa超高壓油氣井地面測試技術［J］．油氣井測試，2016，25（6）：52-55，58．

CHEN H L，LIU X H，ZHANG Y.Ground testing technology for 140 MPa ultra-high pressure oil and gas wells［J］.Well Testing，2016，25（6）：52-55，58.

［5］ KELSALL D F.Inst min metall［M］.London：Mc Graw-Hill，1953：209-227.

［6］ HWANG K J，HWANG Y W，YOSHIDA H.Design of novel hydrocyclone for improving fine particle separation using computational fluid dynamics［J］.Chemical Engineering Science，2013，85：62-68.

［7］ HUANG Q S，ZHANG W P，YANG C.Modeling transport phenomena and reactions in a pilot slurry airlift loop reactor for direct coal lique faction［J］.Chemical Engineering Science，2015，135：441-451.

［8］ 閆月娟．井下旋流除砂器內固液兩相流動特性研究［D］．大慶：東北石油大學，2014．

YAN Y J.Research on solid-liquid flow character in downhole hydrocyclone desander［D］.Daqing：Northeast Petroleum University，2014.

［9］ KELSALL D F.A study of the motion of solid particle in a hydraulic cyclone［J］.Transactions of the Institution of Chemical Engineers，1952，30：87-108.

［10］ 徐繼潤，鄧常烈，羅茜．兩種水力旋流器速度場的研究［J］．有色金屬工程，1985（3）：37-43．

XU J R，DENG C L，LUO Q.A study on the velocity field of two hydrocyclones［J］.Nonferrous metal engineering，1985（3）：37-43.

［11］ 王亞．小直徑水力旋流器分離性能的研究［D］．天津：河北工業大學，2017．

WANG Y.Research on separation performance of small diameter hydrocyclone［D］.Tianjin：Hebei University of Technology，2017.

［12］ YANG J X，SUN G G，GAO C Z.Effect of the inlet dimensions on the maximum-efficiency cyclone height［J］.Separation and Purification Technology，2013，105：15-23.

［13］ ELSAYED K，LACOR C.The effect of cyclone inlet dimensions on the flow pattern and performance［J］.Applied Mathematical Modelling，2011，35（4）：1952-1968.

［14］ 張萬忠，劉大華．結構參數對水力旋流器分離性能的影響［J］．礦山機械，2011，39（6）：98-102．

ZHANG W Z，LIU D H.Influences of structural parameters on separation efficiency of hydrocyclones［J］.Mining amp; Processing Equipment，2011，39（6）：98-102.

［15］ ZHOU Q，WANG C S，WANG H B，et al.Eulerian-lagrangian study of dense liquid-solid flow in an industrial-scale cylindrical hydrocyclon［J］.International Journal of Mineral Processing，2016，151：40-50.

［16］ VIEIRA L G M，SILVA D O，BARROZO M A S.Effect of inlet diameter on the performance of a filtering hydrocyclone separator［J］.Chemical Engineering amp; Technology，2016，39（8）：1406-1412.

［17］ 倪玲英．井口除砂旋流器試驗研究［J］．石油礦場機械，2002，31（3）：22-24．

NI L Y.Experimental study of desand-hydrocyclone of wellhead［J］.Oil Field Equipment，2002，31（3）：22-24.

［18］ ANON.Industrial air filtration：innovations in air filtration technology［J］.Filtration amp; Separation，2014，51（4）：30-32，34-35.

［19］ 謝葆春．相關參數對水力旋流器效率的影響［J］．建材世界，2010，31（5）：77-79．

XIE B C.Influence of related parameters on hydroclone efficiency［J］.The World of Building Materials，2010，31（5）：77-79.

［20］ 劉鴻雁，王亞，韓天龍，等．水力旋流器溢流管結構對微細顆粒分離的影響［J］．化工學報，2017，68（5）：1921-1931．

LIU H Y，WANG Y，HAN T L，et al.Influence of vortex finder configurations on separation of fine particles［J］.CIESC Jorunal，2017，68（5）：1921-1931.

［21］ 魯旭萍．基于Fluent的新型旋流除砂器流場模擬分析及分離性能研究［D］．重慶：重慶大學，2010．

LU X P.Flow field simulation analysis and separation performance research of a new type of cyclone sand remover based on Fluent［D］.Chongqing：Chongqing University，2010.

第一作者簡介：吳寒，工程師，生于1991年，2017年畢業于西南石油大學機械工程專業，獲碩士學位，現從事海洋鉆井技術研究工作。地址：（200335）上海市長寧區。電話（021）22830403。email：77032468@qq.com。