陳建義，高銳，劉秀林，李真發(fā)

（1中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102200；2過程流體過濾與分離技術北京市重點實驗室，北京 102200）

差異旋風分離器并聯性能測量及流場分析

陳建義1，2，高銳1，劉秀林1，李真發(fā)1

（1中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102200；2過程流體過濾與分離技術北京市重點實驗室，北京 102200）

通過改變旋向和芯管直徑，設計了3種差異旋風分離器，并按中心對稱方式組成了3種并聯方案：相同分離器、旋向差異分離器和芯管差異分離器并聯。在冷態(tài)實驗裝置上，測量了單分離器和并聯分離器的性能，并利用 FLUENT軟件分析了并聯分離器的流場。結果表明，并聯分離器的效率均高于單分離器，且效率-氣速曲線未出現“駝峰”；與相同分離器并聯相比，旋向交替變化時并聯總壓降較小，分離效率也更低，但各分離器流量分配均勻，未發(fā)現“竄流”現象；當芯管有差異時，并聯總壓降增大，各分離器進口流量分配不均勻，且進、出口流量平均相差 6.0%，公共灰斗中存在“竄流”，旋流穩(wěn)定性變差，效率降低。為了保證并聯分離器的性能，應采用相同分離器對稱并聯的方式。

旋風分離器；并聯；測量；流場；數值分析

引　言

旋風分離器是常見的氣固分離設備。當含塵氣體流量較大時，單臺大直徑的分離器難以保證分離效率，此時常將多臺小直徑的分離器并聯工作，稱為并聯分離器。催化裂化煙氣余熱回收系統中的第三級分離器就采用多個旋風分離器并聯的形式，簡稱“三旋”。三旋的結構有一個特點，即各分離器均從同一個進氣室（管）進氣，向同一個集氣室排氣，且共用一個排塵室（公共灰斗）。這樣的結構容易導致公共灰斗中產生竄流返混［1-2］，從而影響并聯分離器的整體性能［3-4］，甚至使其失效。

并聯分離器的結構、排布方式比單分離器更復雜，性能影響因素也更多，例如氣體分配［5-8］、旋流穩(wěn)定性［9-10］等。前人雖對并聯分離器的流場和分離效率開展了研究，但無論是針對軸流式分離器并聯［11-14］，還是切流式分離器并聯［6-10］，這些研究都假設各分離器是完全相同的。然而，在實際應用中分離器的并聯方式不盡相同。例如，有的將結構尺寸相同但旋向不同的分離器交替排列，有的由于制造誤差以及顆粒沖刷磨損，并聯分離器的尺寸或壓降會存在差異。但迄今對旋向或尺寸有差異的分離器并聯后，其性能變化規(guī)律還缺乏研究，特別是對并聯后旋進渦核（PVC）［15-18］變化的研究更加欠缺。

本文通過改變旋向和芯管直徑，設計了3種差異旋風分離器，并按中心對稱方式組成了3種并聯方案：相同分離器并聯，旋向差異分離器并聯和芯管差異分離器并聯。然后，通過冷態(tài)對比實驗，測量了單分離器和并聯分離器的壓降和分離效率；同時利用FLUENT軟件，分析了并聯分離器的壓降、流量分配以及排塵室的流場和旋流穩(wěn)定性。本研究揭示了差異分離器并聯的特性和特殊流動現象，豐富了對并聯分離器的認識，并可為并聯旋風分離器尤其是FCC三旋的設計和應用提供指導。

為示區(qū)別，下文將分離器單獨工作時稱為“單分離器”；并聯時的各分離器稱為“分離元件”。

1　并聯方案設計與實驗裝置

1.1單分離器和分離元件的設計

實驗和模擬采用直徑300 mm的PV型旋風分離器，其結構型式和尺寸見圖 1。圖中尺寸單位是mm；氣流旋向為逆時針（也稱為左旋），且芯管直徑是96 mm，暫命名PV-1。為了對比，本文還設計了右旋的PV型分離器，其尺寸與左旋完全相同，簡稱PV-2。為了反映芯管差異，又設計了芯管直徑90 mm的左旋分離器，簡稱PV-3。以下就由這3種分離器組成不同的并聯方案。

圖1　PV型旋風分離器結構示意圖Fig.1 Geometry of a model PV cyclone separator

1.2并聯方案設計

本文按中心對稱排列方式，設計了3種并聯分離器，每種均由4個分離元件構成。第1種是完全相同分離器并聯，即由4臺PV-1分離器組成，記為方案Ⅰ。第2種是旋向差異分離器并聯，由PV-1 和PV-2交替排列組成，記為方案Ⅱ。第3種是芯管差異分離器并聯，由PV-1和PV-3交替排列組成，記為方案Ⅲ。3種并聯方式的排布詳見圖2。

圖2　3種并聯方案示意圖Fig.2　Parallel arrangements of four cell cyclones

1.3實驗裝置、內容與方法

實驗裝置如圖3所示。直徑200 mm的公共進氣管1的水平段與大氣連通，沿流向依次設有流量計2（距大氣進口1800 mm）和加料器3（豪泰雙螺桿加料器HT-LH300，距流量計1000 mm、距進氣管水平彎頭1600 mm）。含塵氣流自公共進氣管1的豎直段（直徑 300 mm，兼做分配器）分配到各分離元件6。凈化后的氣流從各分離元件的排氣管5匯聚到集氣室4，然后通過出口管9（直徑300 mm）進入風機11和過濾器12，最后排入大氣。被捕集的顆粒經各分離元件的料腿7排入公共灰斗8，逃逸顆粒由等動采樣裝置10收集樣品。

圖3　并聯旋風分離器冷態(tài)性能實驗裝置Fig.3　Diagram of test facility of parallel cyclones

實驗氣體為大氣，流量由皮托管測定；各分離元件壓降及總壓降由U形壓力計測量；分離效率采用加塵稱重法測定，粉料質量由TSCALE電子秤稱量，量程0～30.0 kg，精度1.0 g。粉料選用硅微粉，顆粒密度2600 kg·m-3，粒度服從對數正態(tài)概率分布，中位粒徑14.0 μm，均方差0.32。

為了反映芯管直徑不同的兩個分離器即 PV-1 和 PV-3性能的差別，本文還先測定了它們的效率和壓降，然后再對3種并聯方案的壓降和效率進行測量和比較。單分離器實驗時，最大進口流量1400 m3·h-1，最大進口氣速Vin約30 m·s-1；并聯實驗時，各分離元件的進口流量Qin=650～1200 m3·h-1，進口氣速Vin=15～26 m·s-1；含塵濃度5 g·m-3。

1.4數值分析方法

數值分析的目的是進一步從流動角度，厘清不同并聯方式影響分離性能的機理。并聯分離器計算區(qū)域網格劃分如圖4所示（僅示出方案Ⅰ，方案Ⅱ和Ⅲ與之類似）。為了簡化計算，幾何模型中的集氣室和公共灰斗就用圓柱形區(qū)域，省去了實驗模型中的圓錐段。4臺分離元件均以豎直的公共進氣管為進氣面，氣流經公共進氣管后再分配至各分離元件。數值計算的坐標原點設在公共進氣管中心線與公共進氣管頂板的交點。在幾何突變處或邊壁區(qū)域，網格加密。經網格無關性驗證［9-10］，單分離器網格數量為23萬，并聯分離器總網格數約153萬。

圖4　數值模擬的幾何模型示意圖Fig.4　Schematic diagrams of numerical models

旋風分離器內是三維強旋流場，本文采用各向異性的雷諾應力（RSM）湍流模型，壓力梯度項采用PRESTO！（Pressure Staggering Option）方法處理，各對流項均采用QUICK差分格式。壓力速度耦合用SIMPLEC算法。排氣出口假設為充分發(fā)展的流動，壁面用無滑移條件及標準壁面函數處理。

2　實驗結果與討論

2.1單分離器效率與壓降（阻力系數）

壓降是旋風分離器的重要性能，且可表示為

式中，Δp是壓降；ξ是阻力系數；ρg是氣體密度；Vin是進口截面的平均氣速。可見，阻力系數能更好地反映不同分離器的阻力特性。圖5給出了實測的PV-1、PV-2和PV-3的阻力系數ξ的變化規(guī)律?？梢姡螘S進口氣速增大而有所升高，但增幅逐漸越小。對PV-1和PV-2，因只有旋向差別，不會影響其壓降，故相同條件下阻力系數相等。對PV-3，其芯管直徑較小，故阻力系數較大。例如當Vin=22 m·s-1時，PV-3的阻力系數ξ=23.2，而PV-1和PV-2的阻力系數ξ=20.2。在實驗范圍內，PV-3的阻力系數平均要比PV-1和PV-2高約15%，這與ESD壓降模型［19］預測是一致的。

圖5　單分離器阻力系數與進口氣速的關系Fig.5　Coefficient of pressure drops of two single cyclones

PV-1、PV-2和PV-3的分離效率結果見圖6。可見，效率-進口氣速曲線形狀相似，都呈典型的“駝峰”形，即效率隨氣速先升高后降低，超過各單分離器的最佳進口氣速Vopt后，效率會快速下降。PV-3的最高效率約96.8%，PV-1或PV-2的最高效率約96.2%。在最高效率點左側，PV-3的效率比PV-1或PV-2平均高出約0.5%，折算成帶出率則要低12%。實驗還表明：芯管直徑越小，效率越高，最佳進口氣速Vopt也稍小一些。

圖6　單分離器的分離效率與進口氣速關系Fig.6　Separation efficiency of two single cyclones

2.2并聯分離器的性能

并聯分離器的性能是本文的重點。3種并聯方案的總阻力系數ξt的測量結果見表1。表中Vin是各分離元件進口截面的平均氣速；ξt是用集氣室出口管與分離器入口間的壓差計算的，故與分離器自身的阻力系數ξ不同，它還包括了分離器出口管至集氣室、集氣室至總出口管間的阻力系數。顯然ξt的差別不僅與分離元件自身有關，也與不同并聯方案中集氣室段的阻力差異有關。表1說明，方案Ⅲ的ξt最高，方案Ⅱ的最低，方案Ⅰ的居中。

表1　各并聯方案的總阻力系數對比Table 1　Comparison between total coefficients of pressuredrop of three parallel cyclones

對照方案Ⅰ和方案Ⅱ，各分離元件只是旋向不同，結構尺寸是完全一樣的，故可推知：各分離元件的阻力系數應當相同，表1給出的分離元件的阻力系數也說明了這一點。可見，造成方案Ⅰ和方案Ⅱ的ξt不同的原因就在于集氣室段的阻力不同。

對方案Ⅰ和Ⅲ，各分離元件雖旋向相同，但芯管尺寸不同，這屬兩個阻力不同的流動元件并聯。由于并聯流動要求各支路的壓降相同，所以流過阻力大的元件流量較少。此時，為了流過相同的總流量，各支路的壓降必然要增大，所以基于進口氣速折算的阻力系數必然增大。方案Ⅲ中分離元件的阻力系數ξ比方案Ⅰ中增大約12%，其原因正在于此。進一步對照發(fā)現，這也是導致方案Ⅲ的ξt大于方案Ⅰ的主要原因，且由于兩者分離元件旋向一致，集氣室段的阻力基本相同。

3種并聯方案的總效率Et如圖7所示。為便于比較，圖7還給出了單分離器（PV-1或PV-2）的效率曲線。令人感興趣的是，并聯的效率都比單分離器的高，并且不同于單分離器，在實驗范圍內它們的效率曲線是單調升高的，并沒有出現駝峰。比較而言，方案Ⅰ的效率最高，方案Ⅱ的效率最低。

對于方案Ⅰ與單分離器效率的差異，文獻［9］認為原因有三，一是并聯后分離元件內部旋流增強，二是旋流的穩(wěn)定性得到很大提高，另外公共灰斗內不存在“竄流”現象。以下借鑒這一思路，重點分析各并聯方案之間效率的差異。

圖7　各并聯方案分離效率的對比Fig.7　Comparison between separation efficiencies of three parallel cyclones

對方案Ⅰ和Ⅱ，首先對照各分離元件的切向速度分布，見圖 8?？梢?，雖然方案Ⅰ和Ⅱ中各分離元件的旋向不同，但量綱1切向速度分布幾乎重合，且比單分離器的略高。這說明旋向對速度分布基本無影響，且可推測：在相同氣速下，各分離元件的效率相同，且方案Ⅰ和Ⅱ的總效率也應相同，但方案Ⅱ實測的總效率比方案Ⅰ的低。以進口氣速 22 m·s-1為例，方案Ⅰ的總效率Et=97.4%，方案Ⅱ的Et= 97.0%，按帶出率計，方案Ⅱ比方案Ⅰ高出15%。再結合切向速度對比結果，可推測效率降低的原因可能在于集氣室和公共灰斗內流場的變化。

圖8　不同分離元件的切向速度Fig.8　Tangential velocity of different cell cyclones

對方案Ⅰ和Ⅲ，由于方案Ⅲ中并聯了兩個單獨工作時效率更高的分離元件PV-3，似乎其總效率也應更高，但實際并非如此。參照圖6，PV-1和PV-3的最佳氣速均在 18 m·s-1左右，所以當 Vin≤18 m·s-1時，隨Vin增大，PV-1和PV-3依次進入各自的最高效率點，并且在此區(qū)段旋流擺動和竄流影響不明顯，加上PV-3的效率高于PV-1，結果使方案Ⅲ的總效率高于方案Ⅰ。

圖9　各并聯方案公共灰斗流場俯視圖Fig.9　Flow field in common dust bin of parallel cyclones/m·s-1

當Vin≥18 m·s-1后，雖然PV-1和PV-3依次越過各自的最高效率點，單分離器的效率隨 Vin增大均開始下降，但因PV-3的效率始終高于PV-1，故若仍按上述推理，則方案Ⅲ的總效率應高于方案Ⅰ，但結果是方案Ⅲ的總效率反而低于方案Ⅰ。

對上述現象，傳統理論無法給出合理解釋。本文認為：雖然各方案所用的集氣室和公共灰斗完全相同，但各分離元件之間可能存在相互影響，特別是差異分離器并聯時，獨特的并聯方式會影響到整個系統的流場，并通過流場的變化起作用，而這需要通過流場模擬分析來加以驗證。以下重點分析公共灰斗內的流場、竄流現象和旋流穩(wěn)定性。

3　流場分析與討論

3.1公共灰斗流場比較

圖9是并聯分離器公共灰斗流場的俯視圖，截取位置z = -2480 mm?？傮w上看，除正對排塵口下方的區(qū)域外，公共灰斗其他區(qū)域流速不快，且分布的對稱性較好。與方案Ⅰ和Ⅲ相比，方案Ⅱ中因分離元件的旋向是交替排列的，各分離元件旋流感生的速度存在相互抵消的作用，所以就不像方案Ⅰ和Ⅲ那樣可在近壁區(qū)形成規(guī)則的環(huán)形流動。這可能是導致其分離效率不如方案Ⅰ的一個原因。

圖10給出了3種并聯方案公共灰斗流場的側視圖。對方案Ⅰ和Ⅱ，氣流沿軸向和徑向的流動都較弱，特別是徑向方向，未發(fā)現有穩(wěn)定的從一個分離元件流向另一個分離元件的定向流動。但在方案Ⅲ中，結合圖9可清晰地看出有更多的氣流沿周向從PV-3流向PV-1，即所謂的竄流。這應該是導致方案Ⅲ效率總體不如方案Ⅰ的重要原因。

表2　各并聯方案分離元件進口、出口流量Table 2　Inlet flow rate and outlet flow rate of each cell cyclone in three parallel cyclones

3.2公共灰斗竄流現象比較分析

事實上，如果發(fā)生竄流，則各分離元件進口流量Qin和出口流量Qout必然不同，所以，還可通過監(jiān)測各分離元件的凈流量ΔQ（進、出口流量差異）來判斷公共灰斗內是否有竄流。表2給出了各方案分離元件進口、出口流量的比較。

可見，對方案Ⅰ，各分離元件的進口流量幾乎相同，出口流量也是如此，相互間最大偏差不超過0.33%。這說明各分離元件流量分配均勻，分離元件之間不存在竄流。方案Ⅱ與方案Ⅰ類似，說明旋向差異不會改變氣流分配的均勻性，也不會造成竄流。由此推知：若并聯排布方式控制適宜，并聯后就不會發(fā)生竄流，這有利于顆粒分離。

圖10　各并聯方案公共灰斗流場側視圖Fig.10　Flow field in common dust bin of parallel cyclones/m·s-1

但方案Ⅲ就大不相同，無論是進口流量還是出口流量，分離元件之間差異明顯大于方案Ⅰ和Ⅱ，并且對同一分離元件，進口流量和出口流量不再相等。對壓降較小的分離元件PV-1，其出口流量比進口流量增加了約5.5%～6.0%；反之，對壓降較大的分離元件 PV-3，出口流量則比進口流量減少了約6.0%。這說明必然有部分氣體經底部排塵口自分離元件PV-3流向PV-1。另外，若將PV-3替換成壓降比 PV-1低的分離元件，則可推知竄流仍然存在，只不過 PV-1不再接納竄流，而是有氣流從其排塵口流出，進入壓降比它更低的分離元件。

3.3排塵段旋流穩(wěn)定性比較分析

除竄流外，PVC也是降低效率的重要因素。對單分離器，由于結構的不對稱性以及渦核旋進，導致渦核周期性的擺動，進而導致內旋流與邊壁接觸，這樣邊壁上已分離的顆粒被重新卷入快速上行的內旋流，從而降低分離效率。PVC主要發(fā)生在旋風分離器下部顆粒濃度較高的排塵段［15-18］，故以下重點關注各分離元件排塵段旋流的穩(wěn)定性。

旋流的穩(wěn)定性可用分離器內的靜壓分布直觀表示。圖11給出了單分離器和各并聯方案中分離元件排塵段的靜壓分布?？梢姡o壓分布整體都呈現中心低、邊壁高的特點。不同并聯方案時，其進氣面的靜壓差別較大，故圖中靜壓數值存在差別是正常的，更有意義的是靜壓的分布規(guī)律。

圖11　各并聯方案分離元件排塵區(qū)靜壓分布對比Fig.11　Distribution of static pressure near exit of dust bin and in dipleg of three parallel cyclones/Pa

由圖可見，對方案Ⅰ，各分離元件中心區(qū)靜壓分布比單分離器更加規(guī)整，這說明旋流中心更加穩(wěn)定。其主要原因是由相同分離器按中心對稱排列方式組成的并聯系統，具有一種自穩(wěn)定性，使得旋流穩(wěn)定性顯著增強［9-10］。方案Ⅱ的情形與方案Ⅰ類似，其排塵段的旋流也比單分離器穩(wěn)定。旋流的穩(wěn)定性對于高氣速時的旋風分離是極為有利的，因為它可有效地抑制渦核擺動，極大地減少邊壁顆粒被擺動的渦核卷吸回內旋流并進而逃逸的可能，這也是 3種并聯方案在高氣速時效率沒有降低的主因。但對方案Ⅲ，由于存在自PV-3向PV-1的竄流，這股竄流又會破壞 PV-1排塵段旋流的穩(wěn)定性，并且縮短了旋流渦核向下延伸的長度，所以對氣固分離帶來不利影響。需要再次強調的是，數值模擬時各方案所用的集氣室和公共灰斗結構尺寸都是完全一致的，故可排除它們產生影響的可能性。

為了定量反映旋流穩(wěn)定性，引入旋流穩(wěn)定性指數Sv這一概念［9-10］，它指的是靜壓最低點偏離分離器幾何中心的相對距離，Sv越小旋流穩(wěn)定性越好。

圖12　各并聯方案分離元件Sv沿軸向的變化Fig. 12　Change of Svalong w ith axial position for cell cyclones in Parallel-Ⅱ and Parallel-Ⅲ

式中，dPVC為某橫截面PVC中心與該截面幾何中心的徑向距離，Rlocal為當地的橫截面半徑。

圖12為模擬監(jiān)測的單分離器與分離元件的排塵段（z=-1600～-1860 mm）Sv的變化情況。可見，對方案Ⅱ，由于分離元件排列的對稱性，總體上并聯后Sv減小，與單分離器相比Sv減小了50%以上。方案Ⅰ的情況［10］與方案Ⅱ類似，不再單獨列出。

不過方案Ⅲ中分離元件Sv的變化有所不同。如前所述，由于分離元件 PV-3的阻力系數大，不僅其入口流量更小，而且其中約有 6%的氣量會從它自身的排塵口流出，再經公共灰斗后從相鄰的分離元件PV-1的排塵口流入PV-1內部。這樣PV-3相當于一個下部抽氣的分離器，而 PV-1則類似一個底部存在漏氣的分離器。下部抽氣有利于提高旋流穩(wěn)定性和分離［20］，故PV-3的Sv值仍小于單分離器；反之，底部漏氣會破壞流動結構，導致旋流穩(wěn)定性變差，所以PV-1的Sv值遠大于單分離器，且越靠近排塵口Sv值越大，旋流穩(wěn)定性越差。這是導致方案Ⅲ效率不如方案Ⅰ的另一重要原因。

4　結　論

通過冷態(tài)性能實驗，獲得了差異分離器并聯性能的變化規(guī)律，并利用FLUENT軟件模擬了3種并聯分離器的氣相流場，重點分析了流量分配、公共灰斗內的竄流和旋流穩(wěn)定性，所得結論如下。

（1）實驗范圍內，所有并聯方案的總效率都高于單分離器；并聯總效率隨進口氣速增大而單調升高，沒有出現單分離器中的“駝峰”曲線。這對并聯操作是非常有利的，也說明并聯時可適當增大各分離元件的處理量，進口氣速也可更高一些。

（2）與完全相同分離器并聯相比，旋向差異分離器并聯時，其總壓降有所降低，且并聯總效率也會下降。主要原因在于旋向交替排列時，各分離元件旋轉氣流在公共灰斗和集氣室中感生的速度相互抵消，這雖有利于減小流動損失，但也在一定程度上影響了公共灰斗內氣固有效分離。另外，旋向交替對稱排列不會影響分離元件間氣量的均勻分配，也不會削弱旋流的穩(wěn)定性。

（3）芯管差異分離器并聯的實質是壓降不同的分離元件并聯。并聯后各分離元件進口流量分配并不均勻，而且進口流量和出口流量不再相等，公共灰斗中氣流定向運動趨勢較明顯，分離元件之間存在竄流。竄流不僅會導致灰斗內已經分離的顆粒返混進入漏入氣體的分離元件，更不利的是會使該分離元件排塵段的旋流穩(wěn)定性變差，最終使得并聯總效率下降。另外，如果并入的分離元件壓降較高，則并聯的總壓降以及其余分離元件的壓降都將升高。反之，若并入的分離元件壓降較低，則總壓降和其余分離元件的壓降都會降低。

（4）工程應用中，建議優(yōu)先采用完全相同的分離器進行并聯；從便于排布考慮，也可以采用結構尺寸相同、旋向不同的分離器并聯，但不應使用旋向和壓降均不同的分離元件組成并聯分離器。另外，在分離元件的制造和安裝環(huán)節(jié)，應控制偏差，盡量確保結構和尺寸的一致，特別是應盡量減小各分離元件壓降的偏差。

符號說明

E，Et——分別為單分離器的效率、并聯分離器的總效率，%

dPVC——PVC中心與分離器幾何中心的徑向距離，m

Δp——旋風分離器的壓降，Pa

Qin， Qout——分別為進口、出口氣體流量，m3·h-1

ΔQ——旋風分離器進、出口流量之差，m3·h-1

Rlocal——PVC中心所在橫截面的半徑，m

Sv——旋流穩(wěn)定性指數

Vin——旋風分離器進口氣速，m·s-1

Vopt——旋風分離器最佳進口氣速，m·s-1

x， y， z——坐標，m

ξ， ξt——分別為單分離器、并聯分離器的阻力系數

ρg——氣體密度，kg·m-3

下角標

in——分離器進口

out——分離器出口

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M easurement of separation performance and numerical analysis on flow field of different cyclone separators in parallel

CHEN Jianyi1，2， GAO Rui1， LIU Xiulin1， LI Zhenfa1
（1State Key Laboratory of Heavy Oil Processing， China University of Petroleum， Beijing 102200， China；2Beijing Key Laboratory of Process Fluid Filtration and Separation， Beijing 102200， China）

Three different cyclone separators w ith diameter of 300 mm， PV-1， PV-2 and PV-3， were designed by changing either the direction of rotation or the diameter of vortex finder. PV-1 differed from PV-2 in the direction of rotation， while PV-3 differed from PV-1 in the diameter of vortex finder. These cyclone separators were assembled center-symmetrically in three paralleled arrangements as assembly of same cyclones （Parallel-Ⅰ），assembly of various rotation （Parallel-Ⅱ） and assembly of various vortex finder （Parallel-Ⅲ）. Parallel-Ⅰ was consisted of four PV-1 cell cyclones； Parallel-Ⅱ was consisted of two PV-1 cyclones and two PV-2 cyclones；Parallel-Ⅲ was consisted of two PV-1 cyclones and two PV-3 cyclones. Separation performances of single cyclone and cyclone assemblies were studied in a cold state experimental setup under a condition of solid loading at 5 g·m-3and inlet velocities ranging from 14—26 m·s-1. The flow fields in these paralleled cyclones were simulated w ith FLUENT software. The results show that paralleled cyclones had higher efficiency than single one w ith no hump in the curve of efficiency versus inlet velocity. Compared to Parallel-Ⅰ， Parallel-Ⅱ was lower in both total pressure drop and efficiency due to weaker sw irl flow. Gas throughput was evenly distributed among each cell cyclone and no cross flow was observed in the common dust bin of either Parallel-I or Parallel-Ⅱ. However， Parallel-Ⅲ had higher total pressure drop than Parallel-Ⅰ. Because Parallel-Ⅲ was composed of cellcyclones w ith different vortex finder， gas throughput in Parallel-Ⅲ was no longer evenly distributed and an average deviation of about 6.0% was observed between the inlet and outlet of each cell cyclone. A cross flow in the common dust bin was also happened from PV-3 to PV-1， which forced some collected particles back to the inner flow， weakened the stability of vortex flow and decreased separation efficiency. Therefore， the same type of cyclone separators should be assembled center-symmetrically in parallel in order to ensure high separation efficiency of paralleled cyclones.

cyclone separator； in parallel； measurement； flow field； numerical analysis

date: 2016-03-31.

Prof. CHEN Jianyi， jychen@cup.edu.cn； jychen. cup@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China （21176249） and the National Basic Research Program of China （2012CB215000）.

TQ 028.2

A

0438—1157（2016）08—3287—10

10.11949/j.issn.0438-1157.20160399

2016-03-31收到初稿，2016-07-19收到修改稿。

聯系人及第一作者：陳建義（1965—），男，教授。

國家自然科學基金項目（21176249）；國家重點基礎研究發(fā)展計劃項目（2012CB215000）。