新型氣液分離閃蒸撬分液側(cè)內(nèi)流場(chǎng)模擬研究

麻宏強(qiáng)，王 麗，厚彩琴，韓喜蓮，羅新梅，李紹勇

(1.蘭州理工大學(xué)土木工程學(xué)院，甘肅蘭州730050；2.華東交通大學(xué)土木建筑學(xué)院，江西南昌330013；3.中石化中原石油工程設(shè)計(jì)有限公司，河南濮陽(yáng)457001；4.中原油田博士后科研工作站，河南濮陽(yáng) 457001)

在油氣地面工程中，橇裝化設(shè)備因具有結(jié)構(gòu)緊湊、安裝方便、易整體遷移等特點(diǎn)被廣泛應(yīng)用[1]。氣液分離閃蒸撬是集重力式分離和閃蒸分離于一體的新型撬裝結(jié)構(gòu)。由于結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和空間限制，借助傳統(tǒng)的重力分離器設(shè)計(jì)方法對(duì)其分液側(cè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，難以滿足實(shí)際工程要求[2]。

目前，對(duì)于氣液分離閃蒸撬分液側(cè)結(jié)構(gòu)優(yōu)化及分離特性的研究較少，現(xiàn)有研究主要集中在采用模擬[3]和實(shí)驗(yàn)方法，對(duì)傳統(tǒng)氣液分離器分離特性的進(jìn)行研究。在數(shù)值模擬方面，Wang等[4]用數(shù)值模擬的方法研究了波紋板氣液分離器不同葉片類型時(shí)的分離性能，并擬合了收集效率與斯托克斯數(shù)的函數(shù)關(guān)系。劉妍等[5]設(shè)計(jì)了一種兩級(jí)旋風(fēng)分離器，針對(duì)不同入口速度、濕度對(duì)分離器分離特性的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Zhang等[6]分別用歐拉法（EE）和拉格朗日-歐拉法（LE）法對(duì)除濕分離器（MS）分離性能進(jìn)行模擬，并與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比。Zhang等[7]對(duì)一種由多通道轉(zhuǎn)鼓式分離器的不同入口氣流速度、轉(zhuǎn)速下的壓力和速度分布進(jìn)行了數(shù)值模擬；并利用離散相模型分析了入口速度、轉(zhuǎn)速、通道形狀和尺寸對(duì)分離效率的影響。Zhang等[8]設(shè)計(jì)了一種新型的超重力旋風(fēng)分離器（HGRGS），利用CFD技術(shù)研究了分離過(guò)程中的流場(chǎng)和分離效率；發(fā)現(xiàn)與傳統(tǒng)旋風(fēng)分離器相比，HGRGS具有較低的軸向速度，可在停留時(shí)間內(nèi)捕獲液滴，且當(dāng)入口流速為10 m/s時(shí)，HGRGS的最大壓降率為64.7%。在實(shí)驗(yàn)方面，羅小明等[9]對(duì)內(nèi)部設(shè)有中心體的軸流式旋流分離器分離性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果提出了分離器在不同工況下的設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。Wang等[10]實(shí)驗(yàn)研究了氣體含量、雷諾數(shù)和流動(dòng)調(diào)節(jié)元件等對(duì)適用于井下氣水分離系統(tǒng)的旋葉式氣液分離器分離性能的影響，發(fā)現(xiàn)此類分離器更適用在低氣體含量時(shí)運(yùn)行。Hreiz等[11-12]均針對(duì)管柱式氣液旋流分離器內(nèi)流動(dòng)特性進(jìn)行了可視化研究，提出了能夠提高分離效率的方案。由此可見(jiàn)，現(xiàn)有研究大多針對(duì)依靠離心力分離的旋流式氣液分離器，而對(duì)于結(jié)構(gòu)緊湊多內(nèi)部構(gòu)件的氣液分離裝置的整體分離性能研究較少，這將為氣液分離閃蒸撬的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)帶來(lái)困難。

作者依據(jù)實(shí)際工程參數(shù)，建立了氣液分離閃蒸撬分液側(cè)流場(chǎng)模擬模型；采用模擬方法，分析了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)條件下，分液側(cè)分離腔內(nèi)流場(chǎng)特性；探究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離效率的影響規(guī)律，優(yōu)化確定了分液側(cè)內(nèi)部構(gòu)件參數(shù)范圍。

1 數(shù)值模型

1.1 物理模型

傳統(tǒng)重力式氣液分離器主要借助于氣、液兩相的密度差而實(shí)現(xiàn)的氣、液分離[13]。為保證氣、液兩相高效分離，氣液混合物在分離腔體內(nèi)需要有足夠的空間，從而增加氣液混合物在分離腔體內(nèi)的駐留時(shí)間[14]，因此傳統(tǒng)的重力式氣液分離器結(jié)構(gòu)尺寸較大。作者提出的一種新型氣液分離裝置使重力式分離與閃蒸分離設(shè)備撬裝集成，其結(jié)構(gòu)緊湊、占地面積少，結(jié)構(gòu)如圖1所示。該撬裝結(jié)構(gòu)的分液側(cè)和閃蒸側(cè)通過(guò)中間隔板隔開，且均由分離腔和集液筒兩個(gè)主要部分組成，可在集氣站正常運(yùn)行時(shí)實(shí)現(xiàn)自動(dòng)排液；段塞流時(shí)啟動(dòng)應(yīng)急排液能力；保障了站場(chǎng)運(yùn)行過(guò)程中的安全性和穩(wěn)定性。

分液側(cè)分離腔內(nèi)部構(gòu)件主要包括了導(dǎo)流板、折流板、捕霧器、連通管等，如圖2所示。為使研究更符合實(shí)際應(yīng)用，采用工程中的尺寸建模。分液側(cè)腔體直徑為1000 mm，長(zhǎng)度為4 550 mm；集液筒直徑為330 mm，封頭為標(biāo)準(zhǔn)封頭，其中，捕霧器位于分離腔出口正下方的套筒內(nèi)，厚100 mm，直徑為700 mm；折流板在距分離腔入口中心軸線550 mm處，深度為500 mm，厚度200 mm；導(dǎo)流板距分離腔入口中心軸線200 mm處；由于導(dǎo)流板是由豎直板和折板兩部分組成，整體呈折線形，其豎直板伸長(zhǎng)200 mm，與折板成45°角，因此所述導(dǎo)流板深度均指其豎直板的深度。右側(cè)連通管距中間隔板800 mm處，兩連通管相距1800 mm。

圖2 新型氣液分離閃蒸撬結(jié)構(gòu)及分液側(cè)結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Structure of the gas-liquid separation unit and the new skid-mounted device with gas-liquid separation and flash distillation

氣流進(jìn)入分離腔后撞擊導(dǎo)流板，流向改變、流速降低、在分離腔內(nèi)的滯留時(shí)間增加，完成了初步分離。經(jīng)過(guò)整流板對(duì)流體的規(guī)整、減速，流體在整流板上聚集、脫落，完成了重力沉降區(qū)分離；最后流體在進(jìn)入絲網(wǎng)捕霧器后可將更小的液滴捕捉而實(shí)現(xiàn)最終分離。集液筒上電動(dòng)排污閥可在液位達(dá)到設(shè)定值后自動(dòng)打開，將分離出的污水排至閃蒸側(cè)并閃蒸出烴類氣體（含H2S等酸性氣體組分），然后排污至地上污水罐，避免對(duì)環(huán)境造成污染。重點(diǎn)討論氣液分離閃蒸撬分液側(cè)氣液分離特性。

1.2 數(shù)學(xué)模型

1.2.1計(jì)算模型及相關(guān)設(shè)置

由于流體速度較小，可假定分離腔內(nèi)流體為不可壓流，常物性進(jìn)行模擬。同時(shí)，分液側(cè)分離腔體內(nèi)流體擾動(dòng)復(fù)雜，選擇合理的湍流模型十分重要[15]。由于標(biāo)準(zhǔn)k-?模型假設(shè)流動(dòng)為完全湍流，分子黏性的影響可以忽略，適用范圍廣，因此本文湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-? 模型，近壁面處理選擇尺度化壁面函數(shù)[16]。

歐拉多相流模型將不同的相處理成相互貫穿的連續(xù)介質(zhì)，能夠?qū)γ恳幌喽冀?dòng)量方程和連續(xù)性方程，然后通過(guò)壓力和相間交換系數(shù)的藕合來(lái)計(jì)算求解[17]。由于天然氣含游離水，可認(rèn)為是相互貫穿的連續(xù)介質(zhì)，因此選用歐拉多相流模型進(jìn)行模擬計(jì)算。研究目的在于優(yōu)化內(nèi)部構(gòu)件結(jié)構(gòu)以提高分離效率，因此忽略分離腔體內(nèi)部流體物性的影響，選用水和空氣作為氣、液兩相介質(zhì)進(jìn)行模擬；其中氣相密度為1.2 kg/m3，動(dòng)力黏度為1.8×10-5kg/(m·s)；液相密度為998.2 kg/m3，動(dòng)力黏度為1.0×10-3kg/(m·s)。

1.2.2網(wǎng)格劃分及邊界條件

采用ICEM軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證[18]，最終確定網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為5.6×104，圖2（b）所示為分液側(cè)網(wǎng)格示意圖。由于分離腔內(nèi)壓力損失較小，因此忽略氣體的壓縮性，流體流動(dòng)到分離腔出口時(shí)已處于充分發(fā)展階段，此時(shí)可選用質(zhì)量出口邊界條件，它假定除了壓力之外的所有流動(dòng)變量正法向梯度為零。捕霧器為多孔材料，采用多孔介質(zhì)模型進(jìn)行模擬，其孔隙率為0.98，其慣性阻力系數(shù)為808.2，黏性阻力系數(shù)為1.46[19]；分離腔固體壁面按無(wú)黏流動(dòng)的非滑移條件處理；分離腔入口設(shè)置為速度入口，流速為4 m/s，水力當(dāng)量直徑與入口管直徑相同（DN200），液相體積分?jǐn)?shù)為4%。

1.3 模型驗(yàn)證

為了保證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，將采用文獻(xiàn)[20]實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行驗(yàn)證。分別選取了3組實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行對(duì)比，表1是不同工況時(shí)分離效率的實(shí)驗(yàn)值和模擬值的對(duì)比。由表1可以看出，隨著入口氣相流量的增大，液相含量保持不變時(shí)，分離效率的模擬值均稍大于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)值，但二者基本接近，進(jìn)一步表明模擬模型是可靠的。

表1 分離效率模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Tab.1 Numerical simulation results of separation efficiency compared with the experimental results

2 分液側(cè)分離特性評(píng)價(jià)方法

采用分離效率及分離腔內(nèi)流場(chǎng)特性來(lái)評(píng)價(jià)分液側(cè)分離效果。其中，分離腔內(nèi)的流場(chǎng)特性主要依據(jù)流場(chǎng)內(nèi)的流體流動(dòng)均勻性、漩渦和返混產(chǎn)生量的多少、氣液兩相分界面處的流體是否穩(wěn)定來(lái)評(píng)價(jià)。

分離效率η是指分離閃蒸撬分液側(cè)分離出來(lái)的液量與入口處進(jìn)入的液量之比，即：

式中，G1為進(jìn)入分液側(cè)腔體內(nèi)的液相體積分?jǐn)?shù)，G2為分液側(cè)氣相出口處液相體積分?jǐn)?shù)。

3 結(jié)果討論與分析

3.1 分液側(cè)流場(chǎng)分析

圖3為不同時(shí)刻分液側(cè)內(nèi)液相相含率分布。由圖3可見(jiàn)，隨著分離過(guò)程進(jìn)行，分離腔左側(cè)有大量液體聚集。當(dāng)分離時(shí)間超過(guò)9 s后，分離腔體左側(cè)積液加劇，連通管排液困難。這是由于在兩個(gè)連通管及集液筒內(nèi)部出現(xiàn)氣塞現(xiàn)象所致。因此，及時(shí)排走集液筒液體，避免氣塞現(xiàn)象發(fā)生，是解決分離腔內(nèi)大量積液的關(guān)鍵。

圖3 不同時(shí)刻分液側(cè)內(nèi)液相相含率分布Fig.3 Interior liquid-phase holdup of the gas-liquid separation unit for different instant

圖4為不同時(shí)刻分液側(cè)內(nèi)部流線圖，氣液兩相流體在通過(guò)導(dǎo)流擋板后，流向發(fā)生改變。由3 s和6 s的流線圖可看出流體流入較少時(shí)，在落入分離腔底部后產(chǎn)生飛濺，而后以較大速度在腔底向左側(cè)滑移，此時(shí)流體速度較大，較少部分流入集液筒；當(dāng)流動(dòng)超過(guò)9 s時(shí)，液體開始在分離腔內(nèi)積累，底部流體速度開始減小，碰撞底部流體而產(chǎn)生旋渦，加劇了流體擾動(dòng)。因此連通管位置布置就顯得尤為重要。

圖4 不同時(shí)刻分液側(cè)內(nèi)部流線分布Fig.4 Interior str eamline of the gas-liquid separation unit for different instant

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分離特性影響

3.2.1連通管對(duì)分離特性影響

連通管是分離腔體內(nèi)積液排入到集液筒的關(guān)鍵部件，因此對(duì)分離性能起到關(guān)鍵影響。

圖5為分離腔內(nèi)不同連通管數(shù)量時(shí)分液測(cè)內(nèi)液相相含率分布。當(dāng)僅有一根連通管時(shí)，分離腔內(nèi)有大量積液；當(dāng)連通管數(shù)量超過(guò)兩根以上，分離腔左側(cè)的連通管都能有效的起到排液作用，右側(cè)連通管起到排氣作用，分離腔內(nèi)排液及時(shí)。因此，建議氣液分離閃蒸撬分液側(cè)的分離腔體與集液筒之間連通管布置應(yīng)大于兩根。

圖5 不同連通管個(gè)數(shù)時(shí)分液側(cè)內(nèi)液相相含率分布Fig.5 Interior liquid-phase holdup of differ ent pipe numbers on the gas-liquid separation unit

圖6是兩根連通管不同布置方式時(shí)分液測(cè)內(nèi)液相相含率分布圖。當(dāng)連通管分別分布在分離腔兩側(cè)時(shí)，左側(cè)連通管起到明顯的排液作用，右側(cè)連通管起到排氣作用，且在右側(cè)連通管積液較少，更有利于排氣；當(dāng)兩根連通管均布置在分離腔右側(cè)時(shí)，左側(cè)連通管處于分離腔氣液兩相區(qū)，在排除液體的同時(shí)會(huì)帶走大量氣體，從而不利于排液；當(dāng)兩根連通管均靠分離腔左側(cè)布置時(shí)，左側(cè)連通管排液效果明顯，但是右側(cè)連通管處于分離腔氣液兩相區(qū)，此時(shí)排氣作用受到影響。因此，為了保證分離腔內(nèi)排液順暢，連通管可左右兩側(cè)布置，保證至少一根連通管處于分離腔積液區(qū)，一根連通管處于其氣相區(qū)。

圖6 不同連通管分布時(shí)分液側(cè)內(nèi)液相相含率分布Fig.6 Inter ior liquid-phase holdup of pipe locations on the gas-liquid separation unit

在對(duì)連通管的布置模擬后發(fā)現(xiàn)分離腔兩端布置效果最佳，基于上述結(jié)構(gòu)，對(duì)連通管的管徑進(jìn)行了模擬，圖7為不同連通管管徑所對(duì)應(yīng)的分離效率模擬結(jié)果。

圖7 連通管直徑對(duì)分液側(cè)分離效率影響Fig.7 Effectsof pipe diameter on separation efficiency

由圖7可以看出，連通管管徑分別為DN100、DN200及DN300 mm時(shí)，分液側(cè)分離效率均在92%以上，分離效率高，且整體效率波動(dòng)較小。總體而言，當(dāng)滿足排液要求時(shí)，連通管管徑對(duì)分液側(cè)分離效果的影響較小。

3.2.2捕霧器對(duì)分離特性影響

絲網(wǎng)捕霧器因具有體積小、質(zhì)量輕、除沫效率高等特性，在石油化工領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。當(dāng)帶有霧沫的氣體以一定速度通過(guò)絲網(wǎng)時(shí)，受到上升的慣性作用與絲網(wǎng)碰撞被捕集；在細(xì)絲表面擴(kuò)散、沉降，聚集成較大的液滴后沿著細(xì)絲流至兩根絲的交點(diǎn)處；由于細(xì)絲的可潤(rùn)濕性、毛細(xì)管作用、液體的表面張力使得液滴越來(lái)越大，直到液滴自身產(chǎn)生的重力超過(guò)氣體的上升力與液體表面張力的合力時(shí)，液滴就從細(xì)絲上分離下落。結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 捕霧器結(jié)構(gòu)Fig.8 Structure of demister

圖9為不同捕霧器厚度條件下，分液側(cè)分離效率隨分離時(shí)間變化關(guān)系。由圖9可見(jiàn)：捕霧器厚度在60～120 mm時(shí)，分離效率隨分離時(shí)間波動(dòng)較小，整體分離效率高達(dá)98%；捕霧器厚度大于120 mm時(shí)，分離效率隨分離時(shí)間波動(dòng)很大，分離效果不穩(wěn)定，最小分離效率在70%左右。因此，對(duì)于氣液分離閃蒸撬分液側(cè)，氣相出口捕霧器厚度建議控制在60～120 mm范圍內(nèi)。

圖9 捕霧器厚度對(duì)分離效率影響Fig.9 Effects of demister thickness on separation efficiency

圖10為不同捕霧器直徑時(shí)分液側(cè)分離效率隨分離時(shí)間變化關(guān)系。由圖10可見(jiàn)，隨著捕霧器直徑增大，分液側(cè)分離效率變化很小。因此，捕霧器直徑對(duì)分液側(cè)分離效率的影響較小。

圖10 捕霧器直徑對(duì)分離效率影響Fig.10 Effects of demister diameter on separation efficiency

3.2.3導(dǎo)流板對(duì)分離特性的影響

導(dǎo)流板作用是改變進(jìn)口氣流方向，保證氣液兩相流體在分離腔內(nèi)有足夠停滯時(shí)間，因此其對(duì)分液側(cè)分離性能影響明顯。

圖11為不同導(dǎo)流板角度時(shí)，分液側(cè)的分離效率模擬結(jié)果。當(dāng)導(dǎo)流板角度在90°～135°范圍內(nèi)，分液側(cè)分離效率達(dá)85%以上；當(dāng)導(dǎo)流板角度大于135°時(shí)，分離效率出現(xiàn)明顯波動(dòng)，且導(dǎo)流板角度越大，分離效果越差。

圖11 導(dǎo)流板角度對(duì)分液側(cè)分離效率影響Fig.11 Effects of deflector angle on separation efficiency

圖12為不同導(dǎo)流板角度時(shí)分液側(cè)的流場(chǎng)特性模擬結(jié)果。由圖12可知：當(dāng)導(dǎo)流板角度在90～135°范圍內(nèi)時(shí)，導(dǎo)流板在分離腔體內(nèi)部的導(dǎo)流效果明顯，氣體混合物碰撞導(dǎo)流板后速度明顯減小，有利于排液；當(dāng)導(dǎo)流板角度超過(guò)135°時(shí)，導(dǎo)流板導(dǎo)流效果變差，在分離腔左側(cè)積液區(qū)流速較大，從而導(dǎo)致分離效率降低。因此，建議氣液分離閃蒸撬分液側(cè)導(dǎo)流板角度控制在90～135°范圍內(nèi)。

圖12 不同導(dǎo)流板角度時(shí)分離腔體內(nèi)部流線Fig.12 Interior streamline of different deflector angle on the gas-liquid separation unite

圖13為導(dǎo)流板深度對(duì)分液側(cè)分離效率影響的模擬結(jié)果。

圖13 導(dǎo)流板深度對(duì)分離效率影響Fig.13 Effectsof deflector depth on separation efficiency

由圖13可見(jiàn)：當(dāng)導(dǎo)流板深度小于243 mm時(shí)，隨著分離過(guò)程進(jìn)行，分液側(cè)分離效率逐漸降低，將導(dǎo)致大量液滴通過(guò)氣相出口排出；導(dǎo)流板深度超過(guò)243 mm以后，分液側(cè)分離效率將在80%以上，波動(dòng)很小。

圖14為不同導(dǎo)流板深度時(shí)，分液側(cè)腔體內(nèi)部流線分布。由圖14可見(jiàn)：在導(dǎo)流板深度為105 mm時(shí)，雖然導(dǎo)流板導(dǎo)流作用明顯，但由于導(dǎo)流板深度較小，流體在碰撞導(dǎo)流板后受重力影響段增加，流速增大，嚴(yán)重影響分液側(cè)分離效率；當(dāng)導(dǎo)流板深度超過(guò)243 mm時(shí)，分液側(cè)腔體內(nèi)部積液區(qū)流場(chǎng)穩(wěn)定，流速較小，擾動(dòng)減小，有利于排液。因此，分液側(cè)導(dǎo)流板深度建議控制在385～647 mm。

圖14 不同導(dǎo)流板深度時(shí)時(shí)分離腔體內(nèi)部流線Fig.14 Interior streamline of different deflector depth on the gas-liquid separation unite

3.2.4折流板深度對(duì)分離特性影響

折流板也是氣液分離閃蒸撬分液側(cè)內(nèi)部主要結(jié)構(gòu)，起到整流的作用。

圖15為不同折流板深度時(shí)，分液側(cè)分離效率模擬結(jié)果。可以看出折流板深度在較大的范圍內(nèi)變化時(shí)，分離效率整體趨于穩(wěn)定，這是因?yàn)檎哿靼宓慕Y(jié)構(gòu)主要起到整流的作用，當(dāng)分離腔其他內(nèi)部構(gòu)件均達(dá)到最優(yōu)參數(shù)范圍內(nèi)時(shí)，折流板只是起到整流的作用，因此對(duì)整體分離效率影響不大，分離效率均在98%以上。

圖15 折流板深度對(duì)分離效率影響Fig.15 Effects of baffle plate depth on separation efficiency

4 結(jié) 論

建立了氣液分離閃蒸撬分液側(cè)模擬模型，分析了分液側(cè)結(jié)構(gòu)對(duì)其分離特性的影響規(guī)律，優(yōu)化了結(jié)構(gòu)參數(shù)。其結(jié)論如下：

1）連通管數(shù)量和分布位置對(duì)分液側(cè)分離性能影響較大；當(dāng)分離腔體與集液筒之間采用一根連通管連接時(shí)，集液筒內(nèi)部將出現(xiàn)氣塞現(xiàn)象。因此，建議分離腔體與集液筒之間采用兩根以上連通管連接，并分別布置在分離腔的積液區(qū)和氣相區(qū)。

2）捕霧器厚度60～120 mm時(shí)，分液側(cè)分離效率高達(dá)98%；但厚度超過(guò)120 mm時(shí)，分離效率隨分離時(shí)間波動(dòng)很大，分離效果不穩(wěn)定；捕霧器直徑對(duì)分液側(cè)分離效率影響較小。因此，建議捕霧器厚度控制在60～120 mm范圍內(nèi)，捕霧器直徑不做要求。

3）導(dǎo)流板角度在90°～135°、深度在385～647 mm時(shí)，分離腔體內(nèi)部積液區(qū)流速較小，流場(chǎng)擾動(dòng)較小，排液順暢，分離效率較高；但當(dāng)導(dǎo)流板角度超過(guò)135°、深度小于385 mm時(shí)，分離腔體積液區(qū)流速較大，擾動(dòng)劇烈，從而造成分離效率降低。因此，建議導(dǎo)流板角度和深度分別控制在90°～135°和385～647 mm范圍內(nèi)；折流板的結(jié)構(gòu)對(duì)整體分離效率影響較小。