高思鴻，劉堉學(xué)，范怡平，盧春喜

（中國石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國家重點實驗室，北京102249）

引 言

現(xiàn)有的氣體凈化技術(shù)如重力沉降器、旋風(fēng)分離器、濕法除塵器、濾芯/濾筒式過濾器以及顆粒床過濾器等應(yīng)用較為廣泛，尤其是旋風(fēng)分離器因其結(jié)構(gòu)簡單、壓降低、效率高而應(yīng)用更為普遍[1-5]。然而，旋風(fēng)分離器在分離固體顆粒物時不能完全除盡粒徑10 μm 左右的顆粒，通常不適用于5 μm 以下的顆粒物的分離[6-9]。因此，需要將多種分離機理進行耦合，以期達到更好的凈化效果。

為了提高對亞微米顆粒的捕集效率，Delft 科技大學(xué)[10]開發(fā)了一套耦合靜電作用的連續(xù)逆流式移動床過濾器，用于加壓流化床燃燒過程中高溫高壓氣體凈化。Sibanda等[11-12]提出一種從陶瓷過濾器中心管進氣的錯流式陶瓷過濾器。含塵原料氣通入陶瓷管過濾器內(nèi)部，其中部分氣體徑向錯流穿過陶瓷濾芯，作為凈化后氣體排出。剩余的氣體沿軸向穿過陶瓷管，并被引入下游旋風(fēng)分離器進行分離。Sharma 等[13-14]也提出一種類似的錯流式陶瓷過濾器概念。在這種設(shè)計中，含塵氣體進入過濾器殼體，一部分作為設(shè)備的循環(huán)氣流，沿過濾器軸向向下流動。剩余部分的含塵氣體則從過濾器濾芯外表面錯流穿過壁面進入內(nèi)部空間，凈化后排出。兩種過濾器原理相仿，均是利用下行氣流對濾芯表面濾餅的剪切作用，抑制表面濾餅的形成，從而弱化濾芯的堵塞狀況，減少陶瓷過濾器的反吹頻率。

新型旋流場-顆粒床耦合分離設(shè)備即為一種將旋風(fēng)分離器和內(nèi)置顆粒床過濾器相耦合的新型氣體凈化方案，從而實現(xiàn)顆粒狀雜質(zhì)兩級脫除以及潛在的雜質(zhì)氣體吸附脫除的雙重目標(biāo)。旋風(fēng)分離器采用蝸殼式入口結(jié)構(gòu)；顆粒床中的顆粒采用吸附劑，床層橫截面為環(huán)形，設(shè)置在旋風(fēng)分離器內(nèi)部。該設(shè)備利用旋流分離先脫除一部分較大尺寸的固、液顆粒狀雜質(zhì)，減少后續(xù)顆粒床過濾的負(fù)荷；內(nèi)置顆粒床可對小粒徑粉塵進行二次攔截“過濾”，進一步提高氣固分離的效果；同時利用提升管+噴動床組合結(jié)構(gòu)使吸附劑再生，實現(xiàn)吸附劑的循環(huán)利用、保證裝置的長周期運行，從而達到節(jié)能、高效的目的。前期研究表明該設(shè)備運轉(zhuǎn)性能良好，并結(jié)合旋風(fēng)分離器壓降機理及顆粒床壓降歐根方程對該設(shè)備各組成部分所占據(jù)的壓降（即能耗）比例進行理論分析，給出該設(shè)備壓降與入口氣量的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)方程[15]。同時，在以硅微粉及FCC 平衡劑作為灰塵顆粒的除塵實驗中也均取得了良好的實驗效果[16-17]。但均未對耦合分離器內(nèi)部流場結(jié)構(gòu)進行過考察。

除塵設(shè)備的分離效率與粉塵顆粒在設(shè)備內(nèi)部的運動密切相關(guān)，而粉塵顆粒的運動又與設(shè)備內(nèi)部的流場性質(zhì)有關(guān)，因此研究設(shè)備內(nèi)的流場性質(zhì)是研究與改進設(shè)備性能的基礎(chǔ)。旋風(fēng)分離器環(huán)形空間頂部的二次流、排氣管末端的短路流以及灰斗與排塵口的返混都會影響旋風(fēng)分離器的性能，而這些現(xiàn)象都與旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場有關(guān)，因此研究流場性質(zhì)并通過其來改進旋風(fēng)分離器的性能具有重要的意義[18-19]。國內(nèi)外的學(xué)者多年來已經(jīng)對旋風(fēng)分離器內(nèi)流場的性質(zhì)做了大量的研究，證明了蝸殼式旋風(fēng)分離器內(nèi)部的流場是一種非軸對稱的三維湍流場[20]。胡元等[21-23]對蝸殼式旋風(fēng)分離器的環(huán)形空間、分離空間、灰斗及排氣管的流場進行了實驗測定：旋風(fēng)分離器內(nèi)部的周向和徑向速度呈現(xiàn)明顯的非軸對稱分布；環(huán)形空間入口處、近壁和頂部附近，分離空間的內(nèi)旋流區(qū)、排塵口附近、近壁處及上下行流交界點和內(nèi)外旋流交界點等處的湍流程度均非常劇烈，且各向異性。魏耀東等[24]通過實驗證明了蝸殼式旋風(fēng)分離器環(huán)形空間的切向速度分別在0°～180°和180°～360°處存在增高區(qū)和降低區(qū)，而相對應(yīng)的靜壓分布在這兩個區(qū)域處是降低區(qū)和增高區(qū)。姬忠禮等[25]采用五孔探針測定了長筒型旋風(fēng)分離器內(nèi)的三維速度場，給出了計算自然旋風(fēng)長的公式，用于指導(dǎo)旋風(fēng)分離器的設(shè)計和分離效率的計算。

理論上通常采用雷諾應(yīng)力模型或根據(jù)實驗結(jié)果對雷諾方程進行簡化，從而總結(jié)出公式對旋風(fēng)分離器內(nèi)部的三維湍流場進行分析[26-29]。采用雷諾應(yīng)力模型預(yù)測旋風(fēng)分離器內(nèi)部的壓力分布和速度分布精確度較高，與使用五孔探針?biāo)鶞y的結(jié)果符合度較高[30-31]。宋健斐等[32]采用雷諾應(yīng)力模型對蝸殼式旋風(fēng)分離器內(nèi)部的氣相流場進行了數(shù)值模擬，分析表明環(huán)形空間流場的非軸對稱是因為入口結(jié)構(gòu)呈非軸對稱，而分離空間的非軸對稱主要是因為旋流的不穩(wěn)定性。Chao 等[33]應(yīng)用DSM 模型模擬粗旋風(fēng)分離器內(nèi)部的三維氣體流場，并用五孔探針實驗數(shù)據(jù)驗證了模擬結(jié)果，模擬結(jié)果與實驗結(jié)果較為一致。

靜壓分布特性可以初步反映設(shè)備內(nèi)氣體流動特性，因此本文對新型旋流場-顆粒床耦合分離設(shè)備內(nèi)部的靜壓分布特性進行實驗研究，為更進一步考察設(shè)備內(nèi)三維氣相流場及氣體停留時間分布提供方向和參考。

1 實 驗

新型旋流場-顆粒床耦合分離設(shè)備的靜壓分布特性實驗是在一套大型冷模實驗裝置上進行的，實驗流程如圖1所示。實驗采用引風(fēng)微負(fù)壓操作。通過引風(fēng)機的作用將常溫常壓下的空氣引入裝置入口，氣流方向如圖1 箭頭所示。氣流沿蝸殼式入口切向進入旋風(fēng)殼體產(chǎn)生旋流，并且錯流穿過內(nèi)置顆粒床，匯集到中心排氣管排出。內(nèi)置顆粒床錯流區(qū)采用約翰遜網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，床層內(nèi)部顆粒采用UOP 公司13X-APG 空分專用分子篩吸附劑產(chǎn)品，平均粒徑2.07 mm。吸附劑顆粒自上部料倉流入顆粒床夾層內(nèi)，在錯流區(qū)將入口氣流中含有的雜質(zhì)捕集，之后待生顆粒通過斜管輸往后續(xù)的顆粒再生系統(tǒng)，實現(xiàn)吸附劑顆粒的再生，并送回頂部料倉，完成吸附劑顆粒的循環(huán)回路。主要結(jié)構(gòu)尺寸見表1。

圖1 實驗裝置流程Fig.1 Schematic diagram of experimental setup

表1 C-CGBF分離設(shè)備主要結(jié)構(gòu)尺寸Table 1 Main geometrical dimensions of C-CGBF system

2 實驗條件

對該新型旋流場-顆粒床耦合分離設(shè)備的靜壓分布特性的考察主要分兩部分：環(huán)形空間和分離空間。設(shè)備的入口采用蝸殼式，且入口部分對應(yīng)的顆粒床壁面采用不銹鋼壁面，即進入設(shè)備的氣體在該環(huán)形空間內(nèi)不能在此區(qū)域錯流穿過顆粒床，僅在旋風(fēng)分離器殼體內(nèi)形成旋流向下運動。在入口對應(yīng)位置以下，為內(nèi)置顆粒床的錯流區(qū)，采用約翰遜網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)，如圖1 所示。耦合設(shè)備的分離空間即為旋風(fēng)殼體與內(nèi)置顆粒床錯流區(qū)對應(yīng)的空間，含塵氣體在此處經(jīng)旋流作用完成氣固初次分離。入口含塵氣體在旋風(fēng)殼體中通過旋流作用將夾雜在其中的大部分固體顆粒脫除，初次凈化后的氣體錯流穿過顆粒床，顆粒床進一步捕獲粒徑較小的顆粒。

實驗氣體為常溫常壓下的空氣，考察不同入口氣量Q下該耦合設(shè)備的軸向、周向、徑向的靜壓分布情況，各氣量下對應(yīng)的設(shè)備入口氣速及設(shè)備總靜壓差見表2。

表2 設(shè)備入口氣速及設(shè)備靜壓差Table 2 Inlet gas velocities and pressure drop of equipment

圖2 設(shè)備測點布置圖Fig.2 Measurement points of equipment

實驗測點布置如圖2所示。沿旋風(fēng)殼體順時針布置0°、90°、180°、270°四個角度的軸向測線，其中蝸殼入口切點處測線定義為0°方位角軸向測線。在四條軸向測線上自上至下分別設(shè)置12 個測點。徑向上取5 點進行測量：壓力探頭插入設(shè)備內(nèi)部距殼體壁面的距離S分別為0、2、4、6、7 cm。插入深度S為0 時，測量殼體內(nèi)壁面處的靜壓；插入深度S為7 cm，測量內(nèi)置顆粒床外壁面處的靜壓；對應(yīng)測點的無量綱徑向位置r/R=(R-S)/R，其中R為旋風(fēng)筒體內(nèi)半徑。

各測點靜壓采用微壓差變送器進行測量，量程為0～1 kPa，精度等級為0.25 級，輸出信號為4～20 mA 的直流電流，信號經(jīng)過數(shù)據(jù)采集卡進行模擬數(shù)字轉(zhuǎn)化后，輸入計算機進行處理并記錄，數(shù)據(jù)記錄頻率為1 Hz。

3 實驗結(jié)果與討論

為便于比較，將采集到的各測點表壓與裝置出口測點處表壓作差，并與設(shè)備靜壓差作比將其無量綱化，得到設(shè)備內(nèi)部各測點的無量綱靜壓，即

設(shè)備入口和出口管路上兩個測壓點設(shè)置在：距天圓地方入口的距離為200 mm 處的進氣管（直徑Di=182 mm）上；距中心升氣管（直徑Do=118 mm）下端距離為1500 mm處出口管上。

圖3 環(huán)形空間無量綱靜壓分布Fig.3 Distribution of dimensionless static pressure at annular space

3.1 設(shè)備入口環(huán)形空間的靜壓分布

設(shè)備入口環(huán)形空間內(nèi)四個方位角處的靜壓分布如圖3 所示。圖3（a）～(e）為在不同入口氣量下，無量綱靜壓在不同徑向位置的分布情況。從圖中可以看出，隨著入口氣量的增大，相應(yīng)測點處的無量綱靜壓減小，說明入口氣體在高氣量下靜壓損失增大。這部分靜壓損失除部分因管路摩擦損失外，大部分轉(zhuǎn)變?yōu)樾鬟\動的動壓頭，因此，入口氣量增大可以增強設(shè)備內(nèi)部氣體旋流運動的強度。

雖然相應(yīng)測點的無量綱靜壓隨入口氣量的增大略有減小，但在各氣量下從0°方位角到270°方位角的變化趨勢一致，均在180°方位角處出現(xiàn)最小值，270°方位角時略有增大，即0°～180°和180°～360°分別是靜壓分布的降低區(qū)和增高區(qū)，這與魏耀東等[24]對蝸殼式旋風(fēng)分離器環(huán)形空間的實驗研究結(jié)果類似。這種分布結(jié)果是由蝸殼式入口結(jié)構(gòu)所決定的，氣流經(jīng)切向入口進入環(huán)形空間產(chǎn)生旋流作用，入口氣體的部分靜壓轉(zhuǎn)變成氣流旋流運動的動能，氣流靜壓迅速減??；在180°方位角后，大部分氣流旋流向下運動，流出環(huán)形空間，無法到達270°方位角，此處形成背壓空腔；而且，此處與0°方位角較為接近，極易形成短路流，造成靜壓上升。入口處靜壓與180°方位角處靜壓之間的差值，與設(shè)備內(nèi)部產(chǎn)生的旋流場強度有較大相關(guān)性，具體量化需結(jié)合速度場進行。

圖4 分離空間及灰斗部分軸向靜壓分布（0°）Fig.4 Axial static pressure distribution in separation space and ash hopper(0°)

圖5 分離空間及灰斗部分軸向靜壓分布（90°）Fig.5 Axial static pressure distribution in separation space and ash hopper(90°)

為了便于比較此環(huán)形空間的徑向靜壓分布情況，對不同氣量下的無量綱靜壓分布進行算術(shù)平均，如圖3（f）所示。各測點隨著插入深度的增大，對應(yīng)的無量綱靜壓也在減小。但在180°和270°方位角處，當(dāng)插入深度達到S=7 cm 時，即貼近內(nèi)置顆粒床壁面處時，無量綱靜壓出現(xiàn)反常增大，這是由于氣流在經(jīng)過顆粒床壁面時，部分動能轉(zhuǎn)變成壁面處的靜壓所致。

3.2 分離空間及灰斗靜壓分布

圖4（a）～（e）為0°方位角軸向測線處測點無量綱靜壓分布情況?？梢钥闯鲈诓煌瑥较蛭恢?，無量綱靜壓均在設(shè)備分離空間上部出現(xiàn)最小值，此處靠近設(shè)備中心排氣管，負(fù)壓值最大，容易產(chǎn)生短路流現(xiàn)象；此處徑向錯流氣速較大，經(jīng)該處排出的氣體也較多。在旋流的作用下，氣體存在軸向向下運動分量，起到對錯流氣體的軸向均布作用，可有效緩解此處的短路流動。在同一徑向位置時，不同氣量下無量綱靜壓在軸向位置上的變化趨勢基本一致，且在同一徑向位置同一軸向測點處不同氣量下的無量綱靜壓相差不大；尤其在錐體N8 測點（H=2175 mm，H為測點距旋風(fēng)上頂板軸向距離）以后，同一徑向位置的無量綱靜壓值基本不隨軸向位置和氣量的變化而變化；隨著分離空間向下延伸，錯流排出的氣體逐漸增多，芯管負(fù)壓和旋流作用的影響也逐漸減小，因此軸向上的無量綱靜壓逐漸趨于穩(wěn)定。

圖6 分離空間及灰斗部分軸向靜壓分布（180°）Fig.6 Axial static pressure distribution in separation space and ash hopper(180°)

為了方便比較各測點在不同徑向位置處的無量綱靜壓，對不同氣量下的無量綱靜壓數(shù)據(jù)進行算術(shù)平均，如圖4（f）所示。同一測點不同徑向位置的無量綱靜壓變化可以視作氣體徑向流動的動壓頭增量。隨著徑向插入深度的增加，各測點處的無量綱靜壓減小，與設(shè)備入口環(huán)形空間相似。隨著設(shè)備分離空間向下延伸，各測點在不同徑向位置處無量綱靜壓的差值逐漸變小，說明氣體徑向流動的氣速隨著軸向高度H的增加逐漸減小，錯流氣體量在軸向上存在不均勻分布的現(xiàn)象，即越靠近中心排氣管上部，氣流錯流穿過內(nèi)置顆粒床夾層的氣量越大?？拷诿嫣帲╮/R=0.632）測點的無量綱靜壓反常增大，這是由于氣流在錯流穿過顆粒床時，在壁面處有部分動能轉(zhuǎn)化成了氣體靜壓。

圖5～圖7 分別為90°、180°和270°方位角對應(yīng)軸向測線各測點的無量綱靜壓分布情況。將四個方位角處測點在不同氣量下無量綱靜壓進行算術(shù)平均，即圖4（f）、圖5（f）、圖6（f）和圖7（f），匯總?cè)鐖D8所示。

不同方位的測點無量綱靜壓在軸向上的分布規(guī)律基本相似，均在分離空間上部出現(xiàn)最小值。在同一方位同一徑向位置時，不同氣量下無量綱靜壓在軸向位置上的變化趨勢也保持基本一致；在同一徑向位置同一軸向測點處，不同氣量下的無量綱靜壓相差不大。尤其在錐體N8測點以后，無量綱靜壓值基本不隨軸向位置和氣量的變化而變化，即趨于穩(wěn)定。而且，不同方位角上的無量綱靜壓最終均穩(wěn)定在0.94左右。

雖然不同方位的測點無量綱靜壓均在分離空間上部出現(xiàn)最小值，但就其數(shù)值上，各方位上的最小無量綱靜壓值有所不同：0°和270°方位角處無量綱靜壓的最小值均在0.88 左右；180°方位角處無量綱靜壓的最小值約為0.86；而90°方位角處無量綱靜壓的最小值約0.82。這說明設(shè)備內(nèi)部靜壓在周向上存在非對稱分布的現(xiàn)象。靜壓的信息可以初步反饋設(shè)備內(nèi)部的流場狀況，與旋風(fēng)分離器類似，氣體經(jīng)蝸殼式入口結(jié)構(gòu)進入設(shè)備內(nèi)部產(chǎn)生的旋流場，在周向上存在非對稱分布的現(xiàn)象，且軸向方向從上往下，非對稱分布現(xiàn)象逐漸減小。

圖7 分離空間及灰斗部分軸向靜壓分布（270°）Fig.7 Axial static pressure distribution in separation space and ash hopper(270°)

4 結(jié) 論

（1）設(shè)備入口環(huán)形空間的靜壓分布可以確定設(shè)備內(nèi)部旋流強度與入口氣速之間存在聯(lián)系，具體的量化關(guān)系還需結(jié)合氣相三維速度場進行分析。

（2）分離空間及灰斗部分的靜壓分布規(guī)律：在各方位角處，設(shè)備內(nèi)部的無量綱靜壓在軸向測點中均在分離空間的上部出現(xiàn)最小值，此處靠近設(shè)備芯管出口，也是徑向氣流最大的部位，有可能產(chǎn)生較大的短路流，需采取措施避免；同時設(shè)備內(nèi)部的無量綱靜壓均在軸向N8（H=2175 mm）測點以后趨于穩(wěn)定，這說明內(nèi)部負(fù)壓中心以及旋流場產(chǎn)生的影響在N8（H=2175 mm）測點以下不再明顯，對于確定合適的設(shè)備高度有指導(dǎo)意義；設(shè)備靜壓分布在周向上呈現(xiàn)明顯非對稱分布，這也反映出設(shè)備內(nèi)的氣相錯流流動在周向上存在不均勻分布現(xiàn)象。

符 號 說 明

Di,Do——分別為進氣管和中心升氣管直徑，mm

H——測點距旋風(fēng)上頂板軸向距離,mm

ΔP——設(shè)備靜壓差，Pa

Q——入口氣量，m3/h

r/R——無量綱徑向位置

S——探針插入深度，cm

u——入口氣速，m/s

下角標(biāo)

i——入口處

N——測點編號

o——出口處

圖8 不同氣量下平均無量綱靜壓分布Fig.8 Average dimensionless static pressure distribution under different inlet gas flow rate