周發(fā)戚，孫國(guó)剛，b，王青蓮，魏 慶

（中國(guó)石油大學(xué)（北京）a.化學(xué)工程學(xué)院；b.過(guò)程流體過(guò)濾與分離技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京102249）

PV型旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，其性能優(yōu)于國(guó)外同類高效旋風(fēng)分離器，已廣泛用于國(guó)內(nèi)各大煉油廠催化裂化反應(yīng)器和再生器中[1]。隨著工業(yè)裝置節(jié)能減排要求的提高，對(duì)旋風(fēng)分離器的性能也有更高的要求：一方面要求旋風(fēng)分離器有更強(qiáng)的捕集細(xì)顆粒的能力；另一方面要求旋風(fēng)分離器的壓降進(jìn)一步減小，以降低能耗。影響旋風(fēng)分離器分離性能的次級(jí)流主要有3個(gè)，即分離器頂部的“頂灰環(huán)”、排氣管下口附近的“短路流”、排塵口附近的“顆粒返混”[2]。

對(duì)于改善旋風(fēng)分離器內(nèi)次級(jí)流動(dòng)人們已做過(guò)許多研究。沈恒根等[3]實(shí)驗(yàn)測(cè)量了180°對(duì)稱雙入口分離器流場(chǎng)，發(fā)現(xiàn)雙入口內(nèi)部流場(chǎng)對(duì)稱性較好，切向速度較大。付烜[4]通過(guò)單入口和180°對(duì)稱雙入口旋風(fēng)分離器的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，雙入口分離器分離效率高，內(nèi)部流場(chǎng)旋轉(zhuǎn)中心亦更穩(wěn)定。疏志勇等[5]利用Open FOAM軟件對(duì)單、雙入口分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，表明二次風(fēng)的引入可以減少頂灰環(huán)和短路流，提高分離器的分離效率，但壓降比未引入二次風(fēng)的最大高達(dá)2～4倍。封躍鵬等[6]在Stairmand旋風(fēng)分離器基礎(chǔ)上，通過(guò)一種帶套筒夾層的結(jié)構(gòu)從升氣管外壁引入二次風(fēng)來(lái)調(diào)控流場(chǎng)，但是，套筒縫隙流出的橫向氣流會(huì)削弱主流場(chǎng)的旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度，降低切向速度，不利于提高分離效率。Yoshida等[7-10]和Hiraiwa等[11]同樣在旋風(fēng)分離器180°位置引入二次風(fēng)，考察二次風(fēng)入口高度、入口角度、入口形狀和二次風(fēng)口數(shù)量對(duì)分離效率、切割粒徑和壓降等的影響。Wakizono等[12]引入180°二次風(fēng)入口的同時(shí)，在分離器筒體內(nèi)升氣管外壁加套錐形環(huán)，削弱了環(huán)形空間內(nèi)的頂灰環(huán)和短路流，改善了捕集細(xì)粉的能力。但文獻(xiàn)[7-12]研究的旋風(fēng)分離器筒徑很小，僅為72 mm，與工業(yè)應(yīng)用的分離器尺寸相差較大，尺寸放大后的效果如何還有待進(jìn)一步研究。Yamamoto等[13]在旋風(fēng)分離器引入180°二次風(fēng)入口的基礎(chǔ)上，研究了不同返混錐結(jié)構(gòu)對(duì)排塵口顆粒返混的作用，發(fā)現(xiàn)返混錐可以有效抑制顆粒返混，減小顆粒的切割粒徑，但所用分離器尺寸更小，筒徑僅有20 mm。

本文中采用較大筒徑的300 mm PV型旋風(fēng)分離器，設(shè)計(jì)了一種進(jìn)氣口頂部、分離器頂板之下的新型二次風(fēng)引入口，從環(huán)境中引入無(wú)塵的二次風(fēng)。通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究該二次風(fēng)對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)、壓降和分離效率的影響，探索旋風(fēng)分離器增效降阻的技術(shù)途徑。

1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置流程如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)裝置Fig.1 Experimental setup

系統(tǒng)采用常溫負(fù)壓操作，實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ褪峭矎綖?00 mm的180°蝸殼式PV型旋風(fēng)分離器，結(jié)構(gòu)和尺寸見圖2。

Type A為入口尺寸147 mm×74 mm的普通PV型旋風(fēng)分離器，Type B為在Type A的基礎(chǔ)上，用一水平擋板將入口分成2部分，上方小口為二次風(fēng)入口（23 mm×74 mm），吸入清潔空氣；下側(cè)大口為旋風(fēng)主入口（124 mm×74 mm），進(jìn)含塵氣流。Type A和Type B其他結(jié)構(gòu)尺寸均相同。

實(shí)驗(yàn)粉料為硅微粉，密度為2 650 kg/m3，體積中位粒徑為8.9 μm。試驗(yàn)過(guò)程中，入口和出口氣速采用畢托管測(cè)量，流量控制通過(guò)出口閘閥調(diào)節(jié)，總氣量范圍為409.9～1 407.9 m3/h，入口顆粒質(zhì)量濃度為15 g/m3。

圖2 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)和尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of structure and dimension of cyclone separator

2 數(shù)值模擬

2.1 網(wǎng)格劃分

圖3是模擬計(jì)算的旋風(fēng)分離器模型網(wǎng)格劃分，模型采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)量為40萬(wàn)，模擬計(jì)算時(shí)以筒體上頂板為基準(zhǔn)面（Z=0），Z軸向上為正。

圖3 旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of mesh of cyclone separator

2.2 數(shù)值模型

旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)為強(qiáng)旋流流場(chǎng)，從經(jīng)濟(jì)性和準(zhǔn)確性考慮，目前RSM模型被認(rèn)為最適合用于旋風(fēng)分離器的模擬[17-20]。由于分離器入口含塵質(zhì)量濃度為Ci=15 g/m3，對(duì)應(yīng)的顆粒相的體積分率為 ε=Ci/ρp＜＜0.1，模擬空間屬稀相范疇，可以忽略顆粒之間的碰撞。顆粒相的計(jì)算采用非穩(wěn)態(tài)耦合求解；用顆粒隨機(jī)軌道模型計(jì)算顆粒軌道時(shí)，跟蹤計(jì)算顆粒沿軌道的質(zhì)量和動(dòng)量的變化，將這些物理量引入到隨后的氣相流場(chǎng)計(jì)算中，既考慮氣體對(duì)顆粒相的作用，又考慮顆粒對(duì)氣體的作用，交替求解顆粒相與氣相的控制方程，直到計(jì)算結(jié)果都達(dá)到收斂標(biāo)準(zhǔn)。由于旋風(fēng)分離器內(nèi)湍流強(qiáng)度較大，需要考慮顆粒在湍流氣流中的擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)，因此采用隨機(jī)游走模型和渦生存時(shí)間模型計(jì)算顆粒的湍流擴(kuò)散效應(yīng)[16]。

2.3 邊界條件

1）入口邊界條件：氣固兩相流中，氣相介質(zhì)仍為常溫常壓空氣，采用壓力入口，顆粒相入口為速度入口，顆粒與試驗(yàn)粉料保持一致，采用Rosin-Rammler顆粒分布模型，分布指數(shù)n為1.19，粉塵入口質(zhì)量濃度為15 g/m3。顆粒相入口邊界條件為將顆粒入口處的射流源設(shè)為面源，顆粒均勻地分布在整個(gè)入口截面的網(wǎng)格上，由每一個(gè)網(wǎng)格中心射入，設(shè)定顆粒的入口氣速與氣相入口速度相同。

2）出口邊界條件：出口為速度出口，出口總氣量為1 000 m3/h，模擬過(guò)程中將出口管加長(zhǎng)至1 500 mm；

3）壁面邊界條件：采用無(wú)滑移條件，對(duì)近壁網(wǎng)格點(diǎn)用壁面函數(shù)近似處理。

氣相流場(chǎng)選用QUICK差分格式和SIMPLEC算法求解。

3 結(jié)果分析與討論

3.1 二次風(fēng)對(duì)二次流的影響

表1為2種結(jié)構(gòu)分離器各參數(shù)實(shí)驗(yàn)值和模擬值的比較。從表中可以看出，2種旋風(fēng)分離器入口速度、二次風(fēng)速度和壓降數(shù)值基本接近，誤差較小，說(shuō)明模擬方法準(zhǔn)確可行。

表1 實(shí)驗(yàn)與模擬結(jié)果比較Tab.1 Comparison of experimented and simulated results

圖4所示為2種分離器內(nèi)顆粒濃度分布。由圖可以看出，Type A型分離器環(huán)形空間存在顆粒密集區(qū)，且頂板區(qū)域形成了頂灰環(huán)，頂灰環(huán)會(huì)成為灰源，將不斷地向排氣口輸送走短路的粉塵，限制了分離效率的提高。引入二次風(fēng)后，Type B型分離器環(huán)形空間上方顆粒濃度較小，未觀察到頂灰環(huán)的存在。同時(shí)，頂板下方空間Z=-1 mm截面上，無(wú)二次風(fēng)Type A型分離器截面平均顆粒質(zhì)量濃度為0.167 kg/m3，有二次風(fēng)Type B型分離器截面平均質(zhì)量濃度僅為0.029 kg/m3，說(shuō)明二次風(fēng)的引入有效地抑制了頂灰環(huán)的產(chǎn)生。其原因主要是，引入的二次風(fēng)為高速氣流，破壞了分離器上頂板附近顆粒保持動(dòng)態(tài)平衡、維持顆粒懸浮的狀態(tài)，抑制了頂灰環(huán)的產(chǎn)生條件，使得從旋風(fēng)入口進(jìn)入的絕大部分顆粒受此高速氣流的影響并未在上頂板附近形成頂灰環(huán)，而是直接旋轉(zhuǎn)下行被壁面捕集而落入灰斗，有利于提高分離效率。

圖4旋風(fēng)分離器內(nèi)顆粒濃度分布Fig.4 Particle concentration distribution in cyclone separator

3.2 二次風(fēng)對(duì)時(shí)均速度的影響

圖5—7為分離器筒體（Z=-210 mm和Z=-400 mm截面）和錐體（Z=-600 mm和Z=-800 mm截面）的切向速度、軸向速度和徑向速度分布。

圖5 旋風(fēng)分離器內(nèi)切向速度分布Fig.5 Tangential velocity distribution of cyclone separator

由圖5a和5b可以看出，Type A和Type B型分離器在相同位置處切向速度分布曲線相似，且相同處理氣量下，Type B型分離器的切向速度總是大于Type A型，最大切向速度約大7.1 m/s。這說(shuō)明，二次風(fēng)的引入提高了分離器內(nèi)旋流強(qiáng)度，增大了顆粒所受離心力，這將對(duì)分離器提高細(xì)粉捕集能力產(chǎn)生積極的作用。

圖6旋風(fēng)分離器內(nèi)軸速度分布Fig.6 Axial velocity distribution of cyclone separator

圖6a和6b中，相同處理氣量下，大部分區(qū)域內(nèi)，Type B型分離器的上行軸向速度略小于Type A型，這將增加顆粒的停留時(shí)間，有利于顆粒的捕集，但是，二次風(fēng)的引入也增加了軸向速度的不對(duì)稱性。

從圖7a和7b可以看出，相同處理氣量下，絕大部分區(qū)域內(nèi)，有二次風(fēng)Type B型分離器的徑向速度遠(yuǎn)小于Type A型，顆粒所受曳力減小，有利于顆粒運(yùn)動(dòng)到壁面被捕集。

圖7 旋風(fēng)分離器內(nèi)徑向速度分布Fig.7 Radial velocity distribution of cyclone separator

3.3 二次風(fēng)對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡的影響

為研究不同粒徑的顆粒在有、無(wú)二次風(fēng)旋風(fēng)分離器內(nèi)的運(yùn)動(dòng)情況，本文中考查了顆粒在2種分離器內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡，見圖8。由圖可以看出，Type A型能除盡5 μm以上顆粒，Type B型分離器可以完全去除3 μm以上的顆粒，說(shuō)明二次風(fēng)的引入，提高了分離器捕集細(xì)粉的能力。

圖8 旋風(fēng)分離器內(nèi)顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.8 Particle trajectory in cyclone separator

3.4 二次風(fēng)對(duì)壓降的影響

本文中對(duì)于Type B分離器壓降采用文獻(xiàn)[14-15]所述的方法進(jìn)行計(jì)算，即。

式中：Q1、Q2為旋風(fēng)入口、二次風(fēng)入口的氣量，m3/h；ΔP1、ΔP2分別為入口和二次風(fēng)入口與出口的壓差，Pa。

圖9a和9b分別為不同含塵氣入口氣速、不同處理氣量下Type A和Type B型分離器的壓降曲線。由圖可以看出，含塵入口氣速相同時(shí)，Type B型分離器壓降始終高于Type A型。這是因?yàn)殡m然旋風(fēng)入口氣速相同，但Type B型由于引入二次風(fēng)，實(shí)際進(jìn)入分離器內(nèi)的氣體流量變大，所以壓降也更大。還可以發(fā)現(xiàn)，在通過(guò)分離器的總氣量相同情況下，有二次風(fēng)Type B型分離器的壓降比Type A型更小，達(dá)到了減阻的效果，分離器總氣量為490 m3/h時(shí)，減阻效果最明顯，壓降最大降幅為16.8%。

圖9 壓降隨入口氣速和處理氣量的變化曲線Fig.9 Variation curves of pressure drop with inlet velocity and total flow rate

3.5 二次風(fēng)對(duì)分離效率的影響

圖10a和10b分別為不同含塵入口氣速、不同處理氣量下Type A和Type B型分離器分離效率曲線。由圖可以看出，相同入口氣速下，Type B型分離器效率始終高于Type A型。相同處理氣量下，較小氣量時(shí)（Q＜920 m3/h），Type A型和Type B型分離器的分離效率基本相同；較大氣量時(shí)（Q＞920 m3/h），Type B型分離器的分離效率大于Type A，最大約高2個(gè)百分點(diǎn)（通過(guò)分離器的總氣量為1 294 m3/h情況下）。Type B型分離器隨著處理氣量的增加先增大后緩慢減小，而Type A型分離效率迅速下降。這說(shuō)明，大處理氣量下，相較于傳統(tǒng)PV型分離器，有二次風(fēng)分離器依然可以保持相當(dāng)高的分離效率。這是因?yàn)椋S處理氣量的逐漸增大，入口氣速尤其二次風(fēng)的速度不斷提高，限制了頂灰環(huán)的產(chǎn)生和發(fā)展條件，避免更多的顆粒經(jīng)短路流進(jìn)入升氣管逃逸，提高了分離器對(duì)細(xì)粉的捕集能力。

圖10 分離效率隨入口氣速和處理氣量的變化曲線Fig.10 Variation curves of separation efficiency with inlet velocity and total flow rate

圖11為無(wú)二次風(fēng)和有二次風(fēng)分離器粒級(jí)效率曲線?？梢钥闯觯＜?jí)效率曲線均為魚鉤形狀，這是因?yàn)樵诜蛛x過(guò)程中，由于小顆粒團(tuán)聚以及小顆粒易粘附在大顆粒上，增加了小顆粒被分離的概率，所以小顆粒的分離效率較高。Type A型分離器的切割粒徑dc50=0.82 μm，引入二次風(fēng)后，Type B型分離器的切割粒徑dc50=0.67 μm。說(shuō)明，二次風(fēng)的引入提高了分離器對(duì)細(xì)粉的捕集能力。

圖11 粒級(jí)效率曲線Fig.11 Curves of grade efficiency

4 結(jié)論

本文中通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，考察了進(jìn)氣口頂部、分離器頂板之下的二次風(fēng)對(duì)PV型旋風(fēng)分離器分離性能和內(nèi)部流場(chǎng)的影響，具體有如下結(jié)論。

1）相同處理氣量下，二次風(fēng)的引入雖然增加了流場(chǎng)的不對(duì)稱性，但能夠增大分離器的旋流強(qiáng)度和切向速度，減小上行軸向速度和徑向速度，增加顆粒的停留時(shí)間，增大顆粒的離心力，減小顆粒向邊壁運(yùn)動(dòng)的阻力，有利于提高對(duì)微細(xì)粉塵的捕集能力。

2）二次風(fēng)的引入可以有效抑制頂灰環(huán)的產(chǎn)生，減小其作為灰源不斷地向排氣口輸送走短路的粉塵的可能性，提高分離效率。

3）引入二次風(fēng)后，分離器可適應(yīng)更大處理氣量，且依然保持很高的分離效率；相較于傳統(tǒng)PV型旋風(fēng)分離器，引入二次風(fēng)可獲得更高的分離效率和更小的壓降，達(dá)到提效降阻效果，在本文試驗(yàn)條件下，效率最大可提高2%，壓降最大可小16.8%。此新型二次風(fēng)結(jié)構(gòu)可以為工業(yè)旋風(fēng)分離器的高效低阻應(yīng)用提供新的設(shè)計(jì)思路。

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[1]時(shí)銘顯.PV型旋風(fēng)分離器的性能及工業(yè)應(yīng)用[J].石油煉制與化工，1990，1：37-42.

[2]孫國(guó)剛，時(shí)銘顯.提高旋風(fēng)分離器捕集細(xì)粉效率的技術(shù)研究進(jìn)展[J].現(xiàn)代化工，2008，28（7）:64-69.

[3]沈恒根，黨義榮.雙進(jìn)口旋風(fēng)器內(nèi)流場(chǎng)的實(shí)驗(yàn)研究[J].西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），1997，29（3）：275-277.

[4]付烜，孫國(guó)剛，劉書賢，等.單、雙入口旋風(fēng)分離器環(huán)形空間流場(chǎng)的數(shù)值模擬[J].煉油技術(shù)與工程，2010，40（8）：26-30.

[5]疏志勇，錢付平，郭旺.基于Open FOAM模擬二次風(fēng)對(duì)旋風(fēng)分離器性能的影響[J].過(guò)程工程學(xué)報(bào)，2017，17（2）：217-223.

[6]封躍鵬，姜大志.帶二次流的旋風(fēng)除塵器[J].機(jī)械設(shè)計(jì)與制造，2008，10：224-225.

[7]YOSHIDA H，ONO K，F(xiàn)UKUI K.The effect of a new method of fluid flow control on submicron particle classification in gas-cyclones[J].Powder Technology，2005，149（2/3）:139-147.

[8]YOSHIDA H，YOSHIKAWA S，F(xiàn)UKUI K，et al.Effect of multi-inlet flow on particle classification performance of hydro-cyclones[J].Powder Technology，2008，184（3）:352-360.

[9]YOSHIDA H，INADA Y，F(xiàn)UKUI K，et al.Improvement of gas-cyclone performance by use of local fluid flow control method[J].Powder Technology，2009，193（1）:6-14.

[10]YOSHIDA H.Effect of apex cone shape and local fluid flow control method on fine particle classification of gas-cyclone[J].Chemical Engineering Science，2013，85（2）:55-61.

[11]HIRAIWA Y，OSHITARI T，F(xiàn)UKUI K，et al.Effect of free air inflow method on fine particle classification of gas-cyclone[J].Separation&Purification Technology，2013，118（6）:670-679.

[12]WAKIZONO Y，MAEDA T，F(xiàn)UKUI K，et al.Effect of ring shape attached on upper outlet pipe on fine particle classification of gas-cyclone[J].Separation&Purification Technology，2015，141:84-93.

[13]YAMAMOTO T，OSHIKAWA T，YOSHIDA H，et al.Improvement of particle separation performance by new type hydro cyclone[J].Separation&Purification Technology，2016，158:223-229.

[14]OGAWA A，WINKLER A R，OONO T.Fluid dynamical characteristics of pressure drop of air flowin two kinds of cylindrical vortex chambers for control of vortex flow[J].Journal of the College of Engineering Nihon University，2005，46（2）:19-36.

[15]OGAWA A，OONO T，OKABE H，et al.On the pressure drop and the velocity distribution in the cylindrical vortex chamber with two inlet pipes for the control of vortex flow[J].Journal of Thermal Science，2005，14（2）:162-71.

[16]宋健斐，魏耀東，時(shí)銘顯.旋風(fēng)分離器內(nèi)顆粒濃度場(chǎng)的數(shù)值模擬[J].中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2008，32（1）:90-94.

[17]CHAO Z，SUN G，JIAO J，et al.Gas flow behavior and residence time distribution in a rough-cut cyclone[J].Chemical Engineering Journal，2005，106（1）:43-52.

[18]JIAO J，LIU Z，ZHENGY.Evaluationsand modifications on reynolds stress model in cyclone simulations[J].Chemical Engineering&Technology，2010，30（1）:15-20.

[19]SHUKLA S K，SHUKLA P，GHOSH P.Evaluation of numerical schemes using different simulation methods for the continuous phase modeling of cyclone separators[J].Advanced Powder Technology，2011，22（2）:209-219.

[20]SHUKLA S K，SHUKLA P，GHOSH P.The effect of modeling of velocity fluctuations on prediction of collection efficiency of cyclone separators[J].Applied Mathematical Modelling，2013，37（8）:5 774-5 789.