入口面積可變式旋風分離器的性能

趙 洋，陳建義,2，曹鳴謙，葉 松，孔令勝

(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)

旋風分離器是一種利用氣、固密度差和旋流離心力實現氣、固分離的設備。離心力的大小與入口氣速密切相關，但并非入口氣速越高，離心力場越強，分離效率就越高。一般地，旋風分離器的分離效率-入口氣速曲線呈“駝峰型”，即存在一個最佳入口氣速。一旦偏離該最佳氣速，分離效率會顯著降低，特別是因進氣流量減小導致氣速降低時，效率降低得更快[1-7]。旋風分離器設計時，往往選取最大進氣流量作為設計進氣流量，故實際應用時普遍存在入口氣速低于最佳氣速，也即實際效率低于最佳效率的情況。

對此，常見的解決方法是通過結構改進，盡可能提高低氣速下的分離效率，使分離效率-入口氣速曲線更加平坦，即擴大高效運行區間。例如，孔行健等[8]將PV型旋風分離器的排氣管進行斜切處理，發現可以提高分離效率，并降低壓力降。Hoffmann等[9]指出在排塵口下方增設一定長度的直管段有利于提高旋風分離器分離效率。Mothes[10]、Kirch[11]和吳小林等[12-13]發現，帶有防返混錐的旋風分離器對旋進渦核起抑制作用，有利于顆粒的分離，但也會增大壓力降。高助威等[14]通過數值模擬發現，提高旋風分離器內渦結構的平衡，有利于降低能量損失，從而提高分離效率。錢付平等[15-18]發現旋風分離器采用具有一定截面角的入口有利于顆粒分離。趙兵濤等[19-20]提出在旋風分離器入口區域設置回轉通道，可提高分離效率。李永健等[21]發現旋風分離器增設入口擋板有利于提高切向速度，改善分離性能。袁惠新等[22]通過數值模擬，發現對直切雙入口型旋風分離器，其入口高/寬比的最佳值應為4.5。針對螺旋面雙入口旋風分離器，梁文龍等[23]研究表明，入口旋轉角為90°時分離效率最高。不過，這些研究雖在一定程度上優化了旋風分離器的構效關系，但關注的重點是如何提高設計氣速下的分離效率，并未著眼于進氣流量大范圍波動時分離效率降低的問題，尤其是對如何避免進氣流量減小后帶來的分離效率陡降現象還缺乏相關的研究。

筆者首先通過冷態對比實驗，研究旋風分離器入口面積與分離效率的關系，對比2種入口面積調節方式的優劣。同時結合數值模擬，分析不同入口面積調節方式對流場的影響；其次，基于對比實驗結果，確定了入口面積調節比與進氣流量偏離程度的定量關系，據此設計了1種入口面積可變式(VIA型)旋風分離器，并測試了其分離效率隨著進氣流量的變化規律。本研究對于有效擴大旋風分離器的高效運行區間具有指導意義。

1 旋風分離器入口面積改變方式的研究

1.1 基準旋風分離器

PV型旋風分離器的結構簡單，分離性能優異，在石油化工領域應用廣泛[24]，為了考察入口面積對分離效率的影響，筆者以PV型旋風分離器為基準進行對比實驗，其結構型式和尺寸見圖1。

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 側堵與橫堵型旋風分離器

采用不同結構的木塞，設計了2種堵塞方式來改變旋風分離器入口面積。一種為側堵入口(Sidely-blocked inlet，稱BS型)，一種為橫堵入口(Transversely-blocked inlet，稱BT型)，2種入口結構示意圖如圖2所示。分別將側堵、橫堵1/2入口面積的旋風分離器命名為BS-1/2、BT-1/2，其它型號以此類推(BS-1/3、BS-2/3；BT-1/3、BT-2/3)。旋風分離器入口尺寸見表1。

表1 旋風分離器入口尺寸Table 1 Inlet dimensions of the tested cyclone separators

1.3 入口面積改變方式的實驗裝置

入口面積改變方式的實驗裝置流程如圖3所示。直徑357 mm的水平進氣管直接與大氣相連，沿流向依次設有畢托管(距大氣進口3000 mm)和雙螺桿加料機，含塵氣體經旋風分離器分離后，凈化氣體通過出氣管進入風機，最后排入大氣。被捕集的顆粒進入灰斗中，逃逸顆粒由等動采樣裝置收集樣品。

1—Inlet pipe;2—Pitot tube;3—Powder feeder;4—Cyclone separator;5—Outlet pipe;6—Particle sampler;7—Fan;8—Bag filter圖3 入口面積改變方式的實驗裝置流程圖Fig.3 Schematic diagram of the experimental system of the changing inlet area

Vin—Inlet velocity;a—Height after plugging；b—Width after plugging圖2 旋風分離器側堵、橫堵入口結構示意圖Fig.2 Structure diagrams of sidely-blocked inlet and transversely-blocked inlet of the cyclone separator(a)Sidely-blocked inlet;(b)Transversely-blocked inlet

實驗氣體為大氣，采用畢托管測定進氣流量；采用U形壓力計測量分離器壓力降；采用加塵稱重法測定分離效率E，設Gc表示旋風分離器捕集粉料的質量，Gin表示加入旋風分離器的粉料質量，則分離效率E=Gc/Gin；采用TSCALE電子秤稱量粉料質量，量程0～30.0 kg，精度1.0 g。粉料選用硅微粉，顆粒密度為2650 kg/m3，粒度服從對數正態概率分布，中位粒徑為18.0 μm，均方差1.39。實驗中進氣流量(Qin)為2300～9700 m3/h，入口氣速(Vin)為11.4～25.9 m/s,含塵質量濃度為0～10 g/m3。

1.4 入口面積改變方式的數值模擬

1.4.1 BS型和BT型的幾何模型與網格劃分

數值分析的目的是進一步從流動角度，探究不同堵塞方式影響旋風分離器分離性能的機理。筆者采用Fluent軟件，對BS-1/2型和BT-1/2型分離器內部的氣相流場進行數值計算，其計算模型網格劃分如圖4所示。坐標原點設在分離器頂板處的幾何中心點，y坐標沿著軸向向上為正，利用ICEM軟件對旋風分離器進行網格劃分，繪制六面體結構化網格，在幾何突變處或邊壁區域網格加密。

圖4 旋風分離器的幾何模型、網格劃分Fig.4 Structure and grid of cyclone separators(a)BS-1/2 Type;(b)BT-1/2 Type

1.4.2 BS型和BT型的數值計算模型

旋風分離器內存在三維強旋流動，采用能反映強旋流動各向異性的雷諾應力湍流模型[25](Reynolds stress model，RSM)，壓力梯度采用PRESTO!(Pressure staggering option)方法處理，各方程對流項均采用QUICK差分格式，壓力速度耦合選用SIMPLEC算法。出口邊界條件設置為壓力出口(Pressure outlet)，壓力為大氣壓。計算時將各分離器出口管路加長，以保證充分發展條件成立，采用非穩態耦合求解，時間步長為1×10-4，直至計算收斂。

1.4.3 數值模擬可靠性驗證

考慮到網格數量對模擬結果的影響，筆者進行了網格無關性驗證，其結果如圖5所示。由圖5可以看出，若將單個旋風分離器的網格數量控制在80萬個，模擬值與實驗值的誤差為3.9%，繼續加密網格后，網格數量對精度影響不大，因此筆者選用的旋風分離器網格數量約為80萬個。

圖5 網格無關性驗證結果Fig.5 Grid independence verification

為了驗證計算模型的可靠性，選取進氣量為21 m/s，模擬條件為常溫常壓空氣，對比2種旋風分離器純氣相壓力降的實驗值與模擬值，結果如表2所示。由表2可知，實驗值與模擬值的相對誤差最大為4%，表明所采用的計算模型正確，可以用于旋風分離器內部流場分析。

表2 壓力降實驗值與模擬值的對比Table 2 Comparison of pressure drop between experiments and simulations

2 入口面積和改變方式對旋風分離器分離性能的影響

圖6為PV型、BS型和BT型旋風分離器分離效率的實測值。由圖6可以看出，對PV型旋風分離器，分離效率-進氣流量曲線呈典型的“駝峰”型，即效率隨著進氣流量先升高后降低，當PV型的進氣流量Qin=6743 m3/h時，其分離效率達到最高(約94.4%)，該進氣流量也稱為最佳進氣流量(Qop)，相應的入口氣速即最佳氣速。若進氣流量低于最佳進氣流量，分離效率會快速下降。對于BS型和BT型旋風分離器，分離效率-進氣流量曲線也呈“駝峰型”，存在最佳進氣流量，當進氣流量減小時，分離效率也會降低；但BS型、BT型的最佳進氣流量比基準PV型的小，且入口面積越小，最佳進氣流量也越小，即相比于PV型旋風分離器，曲線的“駝峰”整體往低進氣流量方向移動，因此在小進氣流量工況下，BS型、BT型旋風分離器的分離效率可維持在相對較高的區間。如當進氣流量Qin從7000 m3/h 降至5000 m3/h時，PV型旋風分離器的分離效率從94.22%降至92.81%，BS-1/3型旋風分離器的分離效率從96.81%降至95.95%，進氣流量下降前后，BS-1/3型旋風分離器效率平均比PV型高2.87百分點；而BT-1/3型旋風分離器的分離效率從95.73%降至94.45%，比PV型平均高1.58百分點。實驗結果還表明，BS型旋風分離器的分離性能優于BT型，同樣堵住1/3、1/2、2/3入口面積，BS型旋風分離器的分離效率比BT型平均高1.27、0.72、0.79百分點；相同面積下BS型旋風分離器的分離效率均高于BT型，當進氣流量Qin分別為3370、4370、5370 m3/h時，BS-1/2型旋風分離器的分離效率分別比BT-1/2型高約0.77、0.61、0.78百分點。

圖6 BS、BT和PV型旋風分離器不同進氣流量下分離效率對比Fig.6 Efficiency comparison of BS,BT and PV type cyclone separators in different gas flow

由此推知：對PV型旋風分離器，當進氣流量減小后，若入口面積也減小(不論是BT型還是BS型)，則可使入口氣速不降低，甚至還可升高，所以離心力場可能反而增強；加上徑向氣速也隨之減小，氣流對顆粒的曳力減小，所以分離效率不至降低。

為了驗證上述實驗現象及推測，筆者通過流場模擬進一步分析。旋風分離器內部的流動為三維強旋運動，三維時均速度分別包括切向、軸向和徑向速度。使用入口氣速(Vin)和筒體半徑(R)對切向速度(Vt)、軸向速度(Va)、徑向速度(Vr)和徑向位置(r)作無量綱化處理。在分離器內部選取2個軸向截面進行對比分析，截面位置分別為筒體(y=-700 mm)和錐體(y=-2250 mm)分離空間處。三維速度對比如圖7所示。

由圖7可見，BS-1/2型和BT-1/2型旋風分離器的速度分布規律類似，均呈現內、外旋流的分布形式，其中內旋流為準強制渦，外旋流為準自由渦，切向速度最大值處為內、外旋流分界面，且幾乎不沿軸向而發生較大改變。BS-1/2型旋風分離器的切向速度明顯大于BT-1/2型，如BS-1/2型在筒體及錐體空間中的最大無量綱切向速度分別為1.94和1.94，而BT-1/2型在筒體及錐體空間中的切向速度分別為1.78和1.72，BS-1/2型分別提高了約8.25%和11.3%，有利于分離。在結構上，BS-1/2型旋風分離器入口截面中心點距分離器中心更遠，相同入口氣速下，入口截面氣流的平均動量矩比BT-1/2型增加了13.09%，這是BS-1/2型旋風分離器切向速度更大的主要原因。

由圖7還可見，BS-1/2型和BT-1/2型旋風分離器的軸向速度均呈現雙峰分布，BS-1/2型筒體處的上行軸向速度小于BT-1/2型，這有利于延長顆粒停留時間，對顆粒的捕集起到積極作用。徑向速度的分布是非軸對稱的，徑向速度的增大會導致在排塵口附近存在“短路流”，對分離不利。BS-1/2型旋風分離器的徑向速度明顯小于BT-1/2型，如BS-1/2型在筒體及錐體空間內的最大無量綱徑向速度分別為0.09和0.08，而BT-1/2型的徑向速度分別為0.33和0.16，BS-1/2型徑向氣速只有BT-1/2型的1/3和1/2，故其徑向氣流對顆粒的曳力減小，有利于分離。在結構上，BS-1/2型旋風分離器入口氣流更靠近旋風分離器的外壁，入口處的氣流離排氣口較遠，也在一定程度上抑制了“短路流”。

(1)BS-1/2 Type;(2)BT-1/2 Type圖7 旋風分離器內軸向截面y=-700 mm處與y=-2250處的三維速度分布Fig.7 Three-dimensional velocity profiles in the horizontal plane at y=-700 mm and y=-2250 mm in cyclone separator(a)Tangential velocity (y=-700 mm);(a’)Tangential velocity (y=-2250 mm);(b)Axial velocity (y=-700 mm);(b’)Axial velocity (y=-2250 mm)；(c)Radial velocity (y=-700 mm);(c’)Radial velocity (y=-2250 mm)

根據平衡軌道理論，顆粒在旋風分離器內同時受到方向相反的推移作用[26]，切向速度的離心力使顆粒受到離心方向的推移作用；而徑向速度的曳力又使其受到向心方向的漂移作用。顆粒能否得到分離就取決于上述作用的相對強弱。若某一顆粒在徑向上無位移，它將在圓形軌道CS圓柱面上回轉，圓柱面半徑為該顆粒的平衡軌道半徑，也即是內、外旋流分界半徑。平衡軌道原理示意圖如圖8所示。由圖8可知，BS型和BT型的內、外旋流分界半徑相近，其平衡軌道半徑也相近，而BS型平衡軌道上的顆粒，切向速度更大，徑向速度更小，即離心力更大，向心曳力更小，因此BS型的顆粒更容易運動至外側下行氣流，得到分離。

圖8 “平衡軌道”原理示意圖Fig.8 Diagrammatic sketch of “Equilibrium Orbits”theory

3 入口面積可變式(VIA型)旋風分離器的實驗研究

3.1 面積調節方式

通過上述研究發現，在進氣流量減少時調節入口面積，可保持旋風分離器分離效率。考慮到側堵入口(BS)型旋風分離器的分離能力明顯優于橫堵入口(BT)型，因此將BS型旋風分離器作調節入口面積的參考。結合圖6中的實驗結果，同時對BS型旋風分離器的進氣流量Qin和入口面積Sin作無量綱化處理，得出BS型旋風分離器入口面積改變與進氣流量變化的最佳定量關系，如圖9所示。

Sin—The entrance area of BS-type cyclone separator;Spv—The entrance area of PV-type cyclone separator；Qin—Inlet flow for BS-type cyclone separators;Qop—Inlet flow at maximum efficiency for PV-type cyclone separators圖9 BS型旋風分離器的進氣流量比-入口面積比關系圖Fig.9 Flowrate ratio-area ratio of BS type cyclone separator

由圖9可以得到，BS型旋風分離器的進氣流量比-入口面積比擬合線的定量關系如式(1)所示，當進氣流量減小時，若入口面積也按式(1)等比例地減小，則分離效率可保持不變或有所提高。

(1)

3.2 結構設計

在上述研究的基礎上，設計了入口面積可變的旋風分離器，簡稱VIA型，其結構示意圖如圖10所示。VIA型旋風分離器包括分離器本體和入口調節組件。入口調節組件包括通氣殼體和側堵擋板，通氣殼體具有兩端開口的通風腔，一端與入口相連，另一端對外形成進氣口，側堵擋板是可滑動的，安裝于矩形入口的內側，且部分結構位于入口內；入口調節組件還包括驅動機構，它與側堵擋板連接，可帶動側堵擋板作相對滑動。

對于VIA型旋風分離器，當進氣流量Qin從Qop下降時，根據式(1)由進氣流量換算出最佳入口面積Sin，并可據此得到側堵擋板前進的行程，之后由驅動機構將側堵擋板移動至合適的位置，實現入口面積的調節。與其他改變入口面積的方式相比，VIA型旋風分離器結構合理且緊湊，側堵擋板在擋住部分入口面積的同時，也會改變氣流方向，使氣體獲得了一個額外的朝向外壁的速度分量，對氣、固分離更為有利。

1—Cyclone separator;2—Inlet regulating component;3—Ventilation shell;4—Sidely blocked baffle;5—Driving mechanism圖10 VIA型旋風分離器結構示意圖Fig.10 Structure diagrams of the VIA type cyclone separator

3.3 VIA型旋風分離器性能實驗結果

為了驗證VIA型旋風分離器的設計思想，對其進行冷態實驗，測定分離效率和壓力降，并將實驗結果與基準PV型旋風分離器進行對比。圖11為VIA型和PV型旋風分離器的分離效率對比，對進氣流量Qin和分離效率E作無量綱化處理。由圖11可以看出，在進氣流量減小時，因對入口面積的調整，以及進氣引導段使氣流方向的改變，使VIA型旋風分離器的分離效率高于PV型最佳分離效率，并幾乎不受進氣流量減小的影響，基本保持穩定，達到了擴大分離器高效運行區間的目的。

E—Efficiency for VIA-type cyclone separators;Eop—Maximum efficiency for PV-type cyclone separators;Qin—Inlet flow for VIA-type cyclone separators;Qop—Inlet flow at maximum efficiency for PV-type cyclone separators圖11 VIA型和PV型旋風分離器分離效率對比Fig.11 Efficiency comparison of VIA and PV type cyclone separators

圖12為VIA型和PV型旋風分離器的壓力降對比，對進氣流量Qin和壓力降Δp作無量綱化處理。由圖12可知，由于入口面積減小，入口氣速升高，導致VIA型旋風分離器的壓力降要略高于PV型。

Δp—Pressure drop of VIA-type cyclone separators;Δpop—Pressure drop corresponding to inlet flow at maximum efficiency for PV-type cyclone separators;Qin—Inlet flow of VIA-type cyclone separators;Qop—Inlet flow at maximum efficiency for PV-type cyclone separators圖12 VIA型與PV型旋風分離器的壓力降對比Fig.12 Pressure drop comparison of VIA and PV type cyclone separators

4 結 論

通過冷態性能實驗，獲得了不同入口面積改變方式對旋風分離器分離性能的影響，并利用FLUENT軟件模擬了2種分離器的氣相流場，得到更有利的改變入口面積的方式，在此基礎上設計出1種入口面積可變式(VIA型)旋風分離器，并對其進行性能實驗測試，得到以下結論：

(1)不論側堵(BS)還是橫堵(BT)，進氣流量減小后，入口面積減小都有利于提高旋風分離器分離效率，因其入口氣速或切向動量矩不至減小，而徑向速度變小。

(2)相比于BT型旋風分離器，BS型旋風分離器內部的切向速度更大，同時軸向速度、徑向速度更小，有利于分離，因此BS型旋風分離器的分離能力優于BT型。

(3)VIA型旋風分離器設置有入口面積調節機構，可在進氣流量減小時，合理地減小入口面積，從而保持合適的入口氣速，保證分離效率的穩定，達到進氣流量減小下穩定高效運行的目的。當進氣流量從最佳進氣流量Qop遞減時，VIA型的分離效率幾乎不受進氣流量減小的影響，一直平穩地保持在較高的效率水平上。

符號說明：

a——矩形入口的高度，mm；

b——矩形入口的寬度，mm；

E——旋風分離器的分離效率，%；

Eop——旋風分離器在PV型最佳進氣流量下的分離效率，%；

Δp——旋風分離器的壓力降，Pa；

Δpop——旋風分離器在PV型最佳進氣流量下的壓力降，Pa；

Qin——進氣流量，m3/s；

Qop——PV型旋風分離器的最佳效率進氣流量，m3/s；

r——徑向位置，m；

R——筒體半徑，m；

Sin——旋風分離器的入口面積，m2；

Spv——PV型旋風分離器的入口面積，m2；

Vin——旋風分離器的入口速度，m/s；

Va——旋風分離器內水平面軸向速度，m/s；

Vr——旋風分離器內水平面徑向速度，m/s；

Vt——旋風分離器內水平面切向速度，m/s；

y——軸向截面位置，mm；

φ——旋風分離器直徑，mm。