入口頂部二次風對PV型旋風分離器性能的影響

周發戚，孫國剛，b，王青蓮，魏 慶

（中國石油大學（北京）a.化學工程學院；b.過程流體過濾與分離技術北京市重點實驗室，北京102249）

PV型旋風分離器結構簡單，其性能優于國外同類高效旋風分離器，已廣泛用于國內各大煉油廠催化裂化反應器和再生器中[1]。隨著工業裝置節能減排要求的提高，對旋風分離器的性能也有更高的要求：一方面要求旋風分離器有更強的捕集細顆粒的能力；另一方面要求旋風分離器的壓降進一步減小，以降低能耗。影響旋風分離器分離性能的次級流主要有3個，即分離器頂部的“頂灰環”、排氣管下口附近的“短路流”、排塵口附近的“顆粒返混”[2]。

對于改善旋風分離器內次級流動人們已做過許多研究。沈恒根等[3]實驗測量了180°對稱雙入口分離器流場，發現雙入口內部流場對稱性較好，切向速度較大。付烜[4]通過單入口和180°對稱雙入口旋風分離器的實驗和數值模擬研究發現，雙入口分離器分離效率高，內部流場旋轉中心亦更穩定。疏志勇等[5]利用Open FOAM軟件對單、雙入口分離器進行了數值模擬研究，表明二次風的引入可以減少頂灰環和短路流，提高分離器的分離效率，但壓降比未引入二次風的最大高達2～4倍。封躍鵬等[6]在Stairmand旋風分離器基礎上，通過一種帶套筒夾層的結構從升氣管外壁引入二次風來調控流場，但是，套筒縫隙流出的橫向氣流會削弱主流場的旋轉強度，降低切向速度，不利于提高分離效率。Yoshida等[7-10]和Hiraiwa等[11]同樣在旋風分離器180°位置引入二次風，考察二次風入口高度、入口角度、入口形狀和二次風口數量對分離效率、切割粒徑和壓降等的影響。Wakizono等[12]引入180°二次風入口的同時，在分離器筒體內升氣管外壁加套錐形環，削弱了環形空間內的頂灰環和短路流，改善了捕集細粉的能力。但文獻[7-12]研究的旋風分離器筒徑很小，僅為72 mm，與工業應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一步研究。Yamamoto等[13]在旋風分離器引入180°二次風入口的基礎上，研究了不同返混錐結構對排塵口顆粒返混的作用，發現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型旋風分離器，設計了一種進氣口頂部、分離器頂板之下的新型二次風引入口，從環境中引入無塵的二次風。通過實驗和數值模擬研究該二次風對旋風分離器內部流場、壓降和分離效率的影響，探索旋風分離器增效降阻的技術途徑。

1 實驗裝置

實驗裝置流程如圖1所示。

圖1 試驗裝置Fig.1 Experimental setup

系統采用常溫負壓操作，實驗模型是筒徑為300 mm的180°蝸殼式PV型旋風分離器，結構和尺寸見圖2。

Type A為入口尺寸147 mm×74 mm的普通PV型旋風分離器，Type B為在Type A的基礎上，用一水平擋板將入口分成2部分，上方小口為二次風入口（23 mm×74 mm），吸入清潔空氣；下側大口為旋風主入口（124 mm×74 mm），進含塵氣流。Type A和Type B其他結構尺寸均相同。

實驗粉料為硅微粉，密度為2 650 kg/m3，體積中位粒徑為8.9 μm。試驗過程中，入口和出口氣速采用畢托管測量，流量控制通過出口閘閥調節，總氣量范圍為409.9～1 407.9 m3/h，入口顆粒質量濃度為15 g/m3。

圖2 旋風分離器結構和尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of structure and dimension of cyclone separator

2 數值模擬

2.1 網格劃分

圖3是模擬計算的旋風分離器模型網格劃分，模型采用六面體結構化網格，網格數量為40萬，模擬計算時以筒體上頂板為基準面（Z=0），Z軸向上為正。

圖3 旋風分離器網格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of mesh of cyclone separator

2.2 數值模型

旋風分離器內流場為強旋流流場，從經濟性和準確性考慮，目前RSM模型被認為最適合用于旋風分離器的模擬[17-20]。由于分離器入口含塵質量濃度為Ci=15 g/m3，對應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。顆粒相的計算采用非穩態耦合求解；用顆粒隨機軌道模型計算顆粒軌道時，跟蹤計算顆粒沿軌道的質量和動量的變化，將這些物理量引入到隨后的氣相流場計算中，既考慮氣體對顆粒相的作用，又考慮顆粒對氣體的作用，交替求解顆粒相與氣相的控制方程，直到計算結果都達到收斂標準。由于旋風分離器內湍流強度較大，需要考慮顆粒在湍流氣流中的擴散運動，因此采用隨機游走模型和渦生存時間模型計算顆粒的湍流擴散效應[16]。

2.3 邊界條件

1）入口邊界條件：氣固兩相流中，氣相介質仍為常溫常壓空氣，采用壓力入口，顆粒相入口為速度入口，顆粒與試驗粉料保持一致，采用Rosin-Rammler顆粒分布模型，分布指數n為1.19，粉塵入口質量濃度為15 g/m3。顆粒相入口邊界條件為將顆粒入口處的射流源設為面源，顆粒均勻地分布在整個入口截面的網格上，由每一個網格中心射入，設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，模擬過程中將出口管加長至1 500 mm；

3）壁面邊界條件：采用無滑移條件，對近壁網格點用壁面函數近似處理。

氣相流場選用QUICK差分格式和SIMPLEC算法求解。

3 結果分析與討論

3.1 二次風對二次流的影響

表1為2種結構分離器各參數實驗值和模擬值的比較。從表中可以看出，2種旋風分離器入口速度、二次風速度和壓降數值基本接近，誤差較小，說明模擬方法準確可行。

表1 實驗與模擬結果比較Tab.1 Comparison of experimented and simulated results

圖4所示為2種分離器內顆粒濃度分布。由圖可以看出，Type A型分離器環形空間存在顆粒密集區，且頂板區域形成了頂灰環，頂灰環會成為灰源，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。引入二次風后，Type B型分離器環形空間上方顆粒濃度較小，未觀察到頂灰環的存在。同時，頂板下方空間Z=-1 mm截面上，無二次風Type A型分離器截面平均顆粒質量濃度為0.167 kg/m3，有二次風Type B型分離器截面平均質量濃度僅為0.029 kg/m3，說明二次風的引入有效地抑制了頂灰環的產生。其原因主要是，引入的二次風為高速氣流，破壞了分離器上頂板附近顆粒保持動態平衡、維持顆粒懸浮的狀態，抑制了頂灰環的產生條件，使得從旋風入口進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，而是直接旋轉下行被壁面捕集而落入灰斗，有利于提高分離效率。

圖4旋風分離器內顆粒濃度分布Fig.4 Particle concentration distribution in cyclone separator

3.2 二次風對時均速度的影響

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 旋風分離器內切向速度分布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。這說明，二次風的引入提高了分離器內旋流強度，增大了顆粒所受離心力，這將對分離器提高細粉捕集能力產生積極的作用。

圖6旋風分離器內軸速度分布Fig.6 Axial velocity distribution of cyclone separator

圖6a和6b中，相同處理氣量下，大部分區域內，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間，有利于顆粒的捕集，但是，二次風的引入也增加了軸向速度的不對稱性。

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

圖7 旋風分離器內徑向速度分布Fig.7 Radial velocity distribution of cyclone separator

3.3 二次風對顆粒運動軌跡的影響

為研究不同粒徑的顆粒在有、無二次風旋風分離器內的運動情況，本文中考查了顆粒在2種分離器內的運動軌跡，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，說明二次風的引入，提高了分離器捕集細粉的能力。

圖8 旋風分離器內顆粒運動軌跡Fig.8 Particle trajectory in cyclone separator

3.4 二次風對壓降的影響

本文中對于Type B分離器壓降采用文獻[14-15]所述的方法進行計算，即。

式中：Q1、Q2為旋風入口、二次風入口的氣量，m3/h；ΔP1、ΔP2分別為入口和二次風入口與出口的壓差，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，Type B型分離器壓降始終高于Type A型。這是因為雖然旋風入口氣速相同，但Type B型由于引入二次風，實際進入分離器內的氣體流量變大，所以壓降也更大。還可以發現，在通過分離器的總氣量相同情況下，有二次風Type B型分離器的壓降比Type A型更小，達到了減阻的效果，分離器總氣量為490 m3/h時，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 二次風對分離效率的影響

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（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（Q＞920 m3/h），Type B型分離器的分離效率大于Type A，最大約高2個百分點（通過分離器的總氣量為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。這說明，大處理氣量下，相較于傳統PV型分離器，有二次風分離器依然可以保持相當高的分離效率。這是因為，隨處理氣量的逐漸增大，入口氣速尤其二次風的速度不斷提高，限制了頂灰環的產生和發展條件，避免更多的顆粒經短路流進入升氣管逃逸，提高了分離器對細粉的捕集能力。

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為無二次風和有二次風分離器粒級效率曲線。可以看出，粒級效率曲線均為魚鉤形狀，這是因為在分離過程中，由于小顆粒團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，引入二次風后，Type B型分離器的切割粒徑dc50=0.67 μm。說明，二次風的引入提高了分離器對細粉的捕集能力。

圖11 粒級效率曲線Fig.11 Curves of grade efficiency

4 結論

本文中通過實驗和數值模擬的方法，考察了進氣口頂部、分離器頂板之下的二次風對PV型旋風分離器分離性能和內部流場的影響，具體有如下結論。

1）相同處理氣量下，二次風的引入雖然增加了流場的不對稱性，但能夠增大分離器的旋流強度和切向速度，減小上行軸向速度和徑向速度，增加顆粒的停留時間，增大顆粒的離心力，減小顆粒向邊壁運動的阻力，有利于提高對微細粉塵的捕集能力。

2）二次風的引入可以有效抑制頂灰環的產生，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）引入二次風后，分離器可適應更大處理氣量，且依然保持很高的分離效率；相較于傳統PV型旋風分離器，引入二次風可獲得更高的分離效率和更小的壓降，達到提效降阻效果，在本文試驗條件下，效率最大可提高2%，壓降最大可小16.8%。此新型二次風結構可以為工業旋風分離器的高效低阻應用提供新的設計思路。

（

）：

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