穩渦器提升旋風分離器性能的流場分析

王佳音, 徐 國, 趙澤華, 張榮華, 楊景軒, 郝曉剛

(1. 太原理工大學化學化工學院， 山西太原 030024； 2. 營口慶營石油化工設備有限公司， 遼寧營口 115004)

旋風分離器通過離心力實現對氣體與固體顆粒的分離，在化工、天然氣開采等工程中的回收顆粒、 終止反應、 凈化氣體從而保護下游設備方面發揮重要作用[1]。目前，旋風分離器基本上能除凈粒徑大于10 μm的顆粒[2-3]，但對于粒徑為5～10 μm的小顆粒的分離效率仍有待提升。

在旋風分離器排塵口附近， 顆粒會被氣流挾帶而進入中心上行流區域， 并在上行流潔凈氣流的裹挾下逃出分離器， 降低了分離效率[4-5]。 增設圓錐或圓柱桿型穩渦器可以有效抑制渦核偏離幾何中心[6-8]， 而且穩渦設備可以起到減少因旋進渦核而返混的顆粒數量， 提高分離效率[9-10]。 然而， 只有當穩渦器處于適當的位置時才會發揮積極作用。 Yoshida等[11-13]實驗研究發現， 圓錐形穩渦器的軸向安裝位置會改變排塵結構的實際通流面積。高助威等[14]認為穩渦器應位于排塵口之上的錐形分離空間，而 Kosaki等[15-17]則認為穩渦器位于排塵口之下更有益處。可見，在穩渦器的排布位置研究方面并沒有統一答案，而且前人的研究多側重于測試穩渦器在不同位置時的性能表現，并未對分離器內的氣流流動機制進行充分分析，再加上所研究的旋風分離器的基本構型各具特色、尺寸不盡相同，研究結論囿于經驗數據，難以保證在新的結構型式和尺寸中普遍適用。

本文中采用實驗測試與計算流體動力學(CFD)方法相結合的研究方法，以旋風分離器為研究對象，進行旋風分離器性能測試實驗，并利用數值模擬軟件FLUENT 19.0對實驗結果進行驗證。通過測試圓錐型穩渦器處于不同位置時的分離性能，分析氣流和顆粒的運動狀態，探尋穩渦器位置與性能關系背后的流場機制，最終找到最有利于分離性能提高的穩渦器設置位置。

1 實驗

1.1 材料

實驗材料為硅微粉， 顆粒密度為2 650 kg/m3， 顆粒的中位粒徑為8.36 μm， 粉塵質量濃度為10 g/m3。 采用定量加塵、 收塵及稱量的方法測定旋風分離器的分離效率， 每次加料500 g。

1.2 實驗裝置

旋風分離器性能測試裝置示意圖如圖1所示。主要由氣體入口、 旋風分離器、 穩渦器、 測速畢托管、 鼓風機和潔凈氣體出口管組成。 采用負壓吸風式操作， 氣體與測試粉塵在裝置末端的鼓風機的作用下被吸入實驗系統。 常溫常壓氣體從旋風分離器入口進入系統， 測試粉塵從氣體入口后的料斗進入系統。 大部分顆粒從氣體中被分離出來， 收集在底部料腿中。 氣量通過風機閥門調節， 氣體體積流量穩定在356 m3/h附近。

1—氣體入口；2—穩渦器；3—旋風分離器；4—畢托管；5—鼓風機；6—氣體出口管。圖1 旋風分離器性能測試裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of cyclone separator performance test device

圖2為旋風分離器結構示意圖， 圖中H代表穩渦器底部至排塵口的距離，H分別設為0、 18、 36 mm。 圖3為穩渦器的實物圖和結構示意圖。 4種穩渦器排布方案分別命名為A(不加穩渦器)、B1(H=0)、 B2(H=18 mm)、 B3(H=36 mm)。

2 CFD數值模擬試驗

2.1 邊界條件設置

基于旋風分離器強旋流內流場的非穩態湍流特性，模擬試驗采用FLUENT 19.0中RSM雷諾應力模型。為了得到更精確的計算結果，求解控制方程時，壓力速度耦合項采用SIMPLEC算法，壓力梯度項采用PRESTO，各對流項采用QUICK差分格式。非穩態模擬時間步長選擇2×10-4s。

入口氣體為常溫空氣，入口邊界條件為速度入口，入口速度設為20 m/s。出口邊界條件設置為充分發展出口，采用無滑移邊界條件。顆粒粒徑為1 μm，顆粒密度設置為2 700 kg/m3，顆粒的入口速度與氣相入口速度相同，入口顆粒的質量濃度為10 g/m3。

圖2 旋風分離器的結構示意圖Fig.2 Structure diagram of cyclone separatora)實物b)結構示意圖圖3 穩渦器的實物與結構示意圖Fig.3 Physical object and structure diagram of vortex stabilizer

2.2 模型網格數量與驗證

采用結構化網格劃分方式，網格數量分別設為1.0×105、 1.3×105、 1.7×105、 2.1×105，在相同條件下分別將數值模擬結果與實驗結果進行對比。旋風分離器網格劃分及數量無關性驗證如圖4所示。由圖4可知，網格數量并未影響軸向位置Z=100 mm時切向速度沿徑向的分布曲線，CFD模型網格數量對模擬結果沒有影響；綜合考慮計算精度與負荷的平衡，最終選取網格數目為1.7×105。

a)結構化網格b)網格數量無關性驗證結果圖4 旋風分離器網格劃分及數量無關性驗證Fig.4 Meshing and quantity-independent verification of cyclone separators

旋進渦核頻率的確定如圖5所示。確定旋進渦核頻率的方法如下：連續監測流場變化敏感位置即排塵口橫截面的最小靜壓，取最小靜壓點為旋進渦核中心，得到排塵口截面最小靜壓變化與時間的變化關系，進行傅里葉變換之后得到旋進渦核頻率為162 Hz，與文獻[18]測得的旋進渦核頻率為150 Hz非常接近。

圖5 旋進渦核頻率的確定Fig.5 Determination of precession vortex core frequency

3 結果與討論

3.1 穩渦器軸向位置對分離性能的影響

根據實驗結果，不同氣體入口速度條件下穩渦器軸向位置對旋風分離器分離性能的影響如圖6所示。由圖6 a)可知，氣體入口速度分別為45、 50、 55 m/s時，壓降消耗的變化均小于4%；由圖6 b)可知，增設穩渦器后，分離效率提升了1.5%～3.0%，總逃逸顆粒數量減少了25%～50%；穩渦器所處軸向位置不同，分離性能增強的程度有所差異，穩渦器頂部與排塵口平齊時(H=0)分離效率最高，即穩渦器A位置最佳 ，穩渦器的最佳位置并不會隨入口氣速而變化。

a)壓降b)分離效率圖6 不同氣體入口速度條件下穩渦器軸向位置對旋風分離器分離性能的影響Fig.6 Influence of axial position of vortex stabilizer on separation performance of cyclone separator under different gas inlet velocities

含塵氣體進入旋風分離器后，一部分氣流不會螺旋下行而是直接從排氣管流出，這種現象稱為短路流[19]。部分顆粒被短路流裹挾，導致未經離心分離過程而直接逃逸。采用CFD進行數值模擬試驗可以統計短路流逃逸的顆粒數量。根據守恒原理，返混逃逸顆粒與短路逃逸顆粒的數量之和就是從旋風分離器逃逸的全部顆粒。顆粒逃逸和分離效率的數值模擬試驗結果如圖7所示。

圖7 顆粒逃逸和分離效率的數值模擬試驗結果Fig.7 Numerical simulation test results of particle escape and separation efficiency

通過對比分析實驗結果與模擬結果發現：增設穩渦器后分離效率提升1.5%～3.0%；穩渦器頂部與排塵口平齊時(即B1型穩渦器位置)分離效率最佳，且此最佳位置并不會隨入口氣速而變化；穩渦器對顆粒返混逃逸有明顯的抑制作用，返混逃逸率越低，分離效率越高；而短路逃逸率與穩渦器存在的相關性則并不突出，因此主要分析穩渦器抑制顆粒返混逃逸機制即可。

3.2 穩渦器抑制顆粒返混逃逸機制

B1和A這2種有、無穩渦器時旋風分離器內的速度云圖如圖8所示。由圖8 a)可見，在分離空間中，2種穩渦器位置的切向速度分布差別不大，外旋流的一次分離不是穩渦器抑制顆粒返混逃逸的主要原因；這是由于，上行氣流具備很強的切向旋轉，會將顆粒推出上行流區域并進入外旋流區，形成顆粒的二次分離，未被二次分離的顆粒最終從排氣管逃逸。由圖8 b)可知，有、無穩渦器時上行流區的軸向速度分布明顯不同，無穩渦器時氣流快速上行區在幾何中心，對應切向速度較小，不利于二次分離；增設穩渦器后氣流快速上行區與高切向速度區重合更明顯，有利于二次分離的發生。

a)切向速度b)軸向速度圖8 旋風分離器內的速度云圖Fig.8 Velocity clouds in cyclone separators

3.2.1 穩渦器對二次粉源的影響

邊壁附近的大量顆粒會發生橫向摻混，進入上行流區，形成二次粉源[20]。穩渦器頂部顆粒質量濃度沿徑向位置的分布如圖9所示。圖9中陰影部分為上行流區域，在此區域內結構B1的顆粒質量濃度并未明顯低于結構A，說明穩渦器的存在并未明顯削弱二次粉源。

圖9 穩渦器頂部顆粒質量濃度沿徑向位置的分布Fig.9 Distribution of particle mass concentration along radial position at top of vortex stabilizer

靠近旋風分離器邊壁內的氣流在下行過程中會不斷折返上行， 下行流量不斷減少， 直至某一位置實現全部氣流的折返， 這一氣流折返終點稱為旋渦尾端。 不同軸向位置截面的下行流量的分布如圖10所示， 展示了下行氣流的折返狀態。 由圖10可見， 在結構A中， 氣流在距頂部800 mm的軸向位置幾乎全部折返， 此處即為旋渦尾端， 穩渦器的存在減緩了分離器底部的氣流折返， 將更多的下行氣流引入料腿空間； 此時， 距頂部800 mm的軸向位置并非結構B1的旋渦尾端， 下行流在此位置以下繼續發生自然折返。

靠近旋渦尾端，流場呈現非穩態特性，旋進渦核現象較為強烈，顆粒因此劇烈返混。流場非穩態特性的強弱可由湍動能標定。湍動能表示單位質量的流體因湍流脈動而產生的動能，湍動能增大時，流場穩定性降低。2種穩渦器下方氣流湍動能沿徑向位置的分布如圖11所示，B1穩渦器以下氣流的非穩態性仍然較強，雖然湍動能的徑向分布與穩渦器A有所不同；但均值很相近，因此形成的二次粉源的質量濃度接近。

圖10 不同軸向位置截面的下行流量的分布Fig.10 Distribution of downflow at different axial position sections圖11 穩渦器下方氣流湍動能沿徑向位置的分布Fig.11 Distribution of turbulent kinetic energy along radial position under vortex stabilizer

3.2.2 上行氣體滯流對返混顆粒的二次分離的強化作用

一般情況下，上行氣流在幾何中心處流速最大，沿徑向逐漸減小，但在某些情況下，如排氣管直徑較大時，軸向速度呈M型[21]。Z= 500 mm處氣流速度沿徑向的分布如圖12所示。

a)軸向速度b)切向速度圖12 Z=500 mm處氣流速度沿徑向的分布Fig.12 Radial distribution of airflow velocity at Z=500 mm

由圖12 a)可知，幾何中心處氣流上行速度明顯低于直徑最大處上行軸向速度，出現軸向速度滯流現象，上行氣體的中心軸向速度滯流能夠促使內旋流的二次分離作用得到更充分的發揮。由圖12 b)可知，2種結構的切向速度分布幾乎重疊，內旋流的二次分離作用強度基本相同，由此推測二次分離作用效果的不同是源自于中心軸向速度滯流程度的不同。

軸向位置對上行顆粒質量濃度和滯流速度的影響如圖13所示。由圖13可知，穩渦器的存在加劇了上行氣體中心軸向速度的滯流程度，在內旋流的二次分離作用下，顆粒質量濃度從分離器底部向上逐漸降低；A和B1這2種結構中顆粒質量濃度的降低程度差異明顯，在距離頂部300～500 mm的區域中，結構B1出現了較大程度的中心軸向速度滯流，上行流的顆粒濃度降低了約79%；結構A軸向速度滯流輕微，其顆粒濃度只降低了約65%。

圖13 軸向位置對上行顆粒質量濃度和滯流速度的影響Fig.13 Influence of axial position on upflow particle mass concentration and stagnation velocity

3.3 穩渦器軸向位置對氣固兩相流動特性的影響

3.3.1 穩渦器軸向位置對壓降的影響

穩渦器的存在改變了排塵口截面的通流面積，其軸向位置不同會導致流通面積差異明顯，流通截面示意圖如圖14所示。結構B1排塵口截面變化很小，通流面積的變化較為平緩，相應的阻力系數也較小；結構B2和B3在排塵口處通流面積即有明顯收窄，相應的阻力系數較大。

3種穩渦器在不同軸向位置截面的下行流量的分布如圖15所示。由圖15可以看出，3種穩渦器結構進入料腿的氣體流量相差不大，由于B2和B3的阻力系數增加，繞過穩渦器所產生能量損失隨之增加，因此結構B2和B3的壓降大于結構B1的。

圖14 流通截面示意圖Fig.14 Schematic diagram of circulation section圖15 3種穩渦器在不同軸向位置截面的下行流量的分布Fig.15 Downflow distribution of three vortex stabilizers at different axial sections

3.3.2 穩渦器軸向位置對顆粒返混的影響

穩渦器位置變化帶來的氣流下行阻力的增加不僅僅增大了分離器的總壓降，還加劇了顆粒返混。不同穩渦器的區域流場特征圖如圖16所示。由圖16 a)可見，在穩渦器頂部，結構B3中的顆粒濃度明顯高于B1和B2中的，邊壁處尤其明顯。其原因在于排塵口處通流面積過小，削弱了下行氣流攜帶顆粒進入料腿的能力。聚集的顆粒受折返氣流裹挾匯入上行流，提高了二次粉源的顆粒濃度，最終增加了顆粒返混逃逸率。這是結構B3效率低于結構B1和B2的主要原因。結構B2在上行流區的顆粒濃度略高于結構B1的。其原因同樣在于穩渦器位置變化改變了氣流的下行阻力。氣流下行阻力不同，越過穩渦器后，下行流保留的能量不同，流場的非穩態特性不同。由圖16 b)可知，以湍動能為指標對比料腿內氣流場非穩態特性的強弱，B1的湍動能較低，氣流運動更加平穩，因湍流產生的顆粒橫向摻混也隨之減弱，降低了上行流域內的顆粒濃度，有利于減少顆粒返混逃逸率。

a)穩渦器頂部顆粒質量濃度沿徑向的分布b) 穩渦器下方氣流湍動能沿徑向的分布圖16 不同穩渦器的區域流場特征圖Fig.16 Characteristics of regional flow field with different vortex stabilizers

3.3.3 穩渦器軸向位置對軸向滯流的影響

穩渦器軸向位置對上行顆粒質量濃度和滯流度的影響如圖17所示。由圖17可知，在分離器內的大部分區域中，結構B1的中心軸向速度滯流程度強于結構B2的；在分離器下部，2種結構的上行流顆粒質量濃度相差不大；但由于中心軸向速度滯流對顆粒二次分離的增效作用，結構B1內上行氣流顆粒質量濃度的下降幅度比結構B2的更加明顯，因此，因中心軸向速度滯流程度不同而產生的顆粒二次分離效果的差異是結構B2的返混逃逸率高于結構 B1的原因之一。

圖17 穩渦器軸向位置對上行顆粒質量濃度和滯流度的影響Fig.17 Influence of axial position of vortex stabilizer on particle mass concentration and hysteresis

4 結論

穩渦器的安裝降低了軸線附近氣流的軸向速度，加深了氣流的滯流程度，氣流運行更加平穩，顆粒橫向摻混減弱，抑制了顆粒的返混和逃逸，強化了返混顆粒的二次分離作用，提高了顆粒的分離效率。主要結論如下：

1)穩渦器的軸向位置影響排塵口截面的通流面積和分離器的運行壓降；穩渦器軸向位置越高，排塵口截面的通流面積越小，下行氣流阻力越大，運行壓降越大。

2)當穩渦器頂部與排塵口等高時(即B1型穩渦器位置)，軸線附近的軸向速度降幅最大，流場非穩態程度最低，顆粒返混逃逸率降低，返混逃逸顆粒數量減少25%～50%，分離效率最高。