外導流管對旋風分離器流場的調控

解 凱， 王 娟， 鄒 槊， 王江云， 毛 羽

(1.中國石油大學 重質油國家重點實驗室，北京 102249；2.過程流體過濾與分離技術北京市重點實驗室，北京 102249)

旋風分離器是一種氣-固分離凈化設備，具有結構簡單、分離效率較高、運行狀況穩定等優點，廣泛應用于石油化工、工業除塵、煤炭等領域[1-3]。旋風分離器內除了內旋流和外旋流兩個主要渦旋運動外，還存在著許多二次渦流[4]。這些渦旋運動對旋風分離器性能有著重要影響，其中從灰斗折返的旋流以及其與錐體中的強旋流碰撞產生的偏心環流容易使灰斗內和錐體壁面已經分離的顆粒重新卷入內旋流而逃逸[5-7]。對這些流場進行調控，從而達到提效減阻的目的，是旋風分離器研究的重要主題[8-17]。吳小林等[18]在旋風分離器中心設置不同長度和直徑的穩渦桿，研究發現，合適的直徑和長度的穩渦桿能有效降低尾渦擺動的頻率和幅值，提高分離效率。Duan等[19]研究表明，穩渦桿不僅能減輕尾渦擺動，還能減小二次流的影響以及二次流的相干作用。Obermair等[20]針對灰斗二次揚塵現象，在灰斗內添加防返混錐減少進入灰斗的氣流，抑制二次流對已收集顆粒的影響，可在一定程度上提高分離效率，但壓降也隨之大幅增加。孫國剛等[21]改進了防返混錐結構，對渦核旋進有良好抑制效果，但總壓降仍有升高。張建等[22]和張雪[23]利用灰斗邊壁抽氣的方法，對常規旋風分離器灰斗內流場進行調控，認為當抽氣量為入口通氣量的7%～10%時，對旋風分離器內旋流控制較好，流場最為穩定，同時可提高分離效率。霍夫曼等[24]提出“灰斗松動風”方法，結合一種新型結構旋風分離器，平衡旋風分離器灰斗內壓力，使顆粒不易堆積而順利從料腿排出，達到提高效率的目的。

雖然對旋風分離器內流場調控技術研究取得了一定的成果，但大多是在分離器內部設置構件或采用外力方法調控，內置構件不易安裝和固定，外力調控增加能量消耗。筆者參考霍夫曼提出的新型結構，在標準Stairmand型旋風分離器的基礎上增加了外導流管，并采用FLUENT軟件分析外導流管對旋風分離器內流場特性的影響，對比增加外導流管前后分離器內的壓降、分離效率的變化規律，為進一步優化外導流管式旋風分離器結構，并為其在工業中應用提供理論參考。

1 計算模型

1.1 幾何模型及網格劃分

筆者選用標準Stairmand型旋風分離器作為基準，其結構示意與尺寸如圖1和表1所示。

圖1 標準Stairmand型旋風分離器結構示意圖Fig. 1 Structure schematic of standard Stairmand type cyclone separator(a) 3D model diagram; (b) Structure diagram

表1 圖1中標準Stairmand型旋風分離器結構尺寸Table 1 Structure parameters of standard Stairmand type cyclone separator in Fig.1 mm

在標準Stairmand型旋風分離器基礎上，筆者設計了2種外導流管式旋風分離器，分別是在灰斗與排氣管間連接外導流管(簡稱H-O型結構)以及在灰斗與入口管間連接外導流管(簡稱H-E型結構)2種結構，2種結構的外導流管直徑均為30 mm。

采用GAMBIT軟件對標準Stairmand型、H-O型、H-E型旋風分離器進行網格劃分，均采用結構化網格，如圖2所示。

圖2 網格劃分示意圖Fig. 2 Illustration of computational grid of different cyclones(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

1.2 湍流模型

旋風分離器內部是復雜的三維湍流流動[25-26]。RSM模型(Reynold stress model，RSM)可以較好地模擬出旋風分離器內的強旋流，反映流體的各向異性[27-28]，并考慮流體的旋轉、張力的變化等，對復雜流動具有更高的預測精度[29]。因此筆者采用RSM模型模擬湍流流動過程。其基本方程如下：

(1)

(2)

(3)

1.3 氣-固兩相流模型

由于旋風分離器入口處的顆粒質量濃度小于10 kg/m3，且內部空間顆粒相體積分數遠小于1%，因此筆者采用離散相模型(Discrete phase model，DPM)對旋風分離器內部的顆粒運動進行模擬計算[30]，并利用隨機軌道模型跟蹤顆粒運動軌跡。計算過程中，忽略顆粒間碰撞，僅考慮氣-固兩相間的相互作用，交替求解氣相及顆粒相控制方程，直至結果收斂。在拉格朗日坐標系下，顆粒相運動方程如式(4)～(8)所示。

軸向：

(4)

徑向：

(5)

切向：

(6)

其中,第二項為曳力，以軸向為例，曳力FD為：

(7)

其中，顆粒松弛時間τ的表達式為：

(8)

1.4 邊界條件

(1)入口邊界條件

計算中，氣體入口是常溫常壓的空氣，平均流速為16.1 m/s。顆粒相選用滑石粉，密度為2700 kg/m3，入口分別注入不同粒徑顆粒，噴射速度為16.1 m/s。

(2)出口邊界條件

為達到與實際操作條件相同，氣相出口采用壓力出口，壓力設置為大氣壓。顆粒相的排氣管出口邊界條件設置為逃逸，灰斗底部料腿出口設為顆粒捕集。將捕集的顆粒數除以注入的總顆粒數即可得到該粒徑的分離效率。

(3)壁面邊界條件

壁面為無滑移邊界條件，采用標準壁面函數對近壁面網格近似處理。根據顆粒在分離器內與壁面的碰撞情況不同，分離空間邊壁恢復系數取為0.6～0.9，隨著旋轉動量損失，顆粒的反彈作用減弱，灰斗空間取為0.1～0.3[30-32]。

1.5 差分格式及算法

采用FLUENT軟件對流場進行數值模擬，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，壓力插補格式選用PRESTO!格式。對流項的離散選用QUICK差分格式。計算過程采用非穩態耦合方法求解，時間步長設置1×104s，計算至收斂。

2 模型可靠性及網格無關性驗證

2.1 網格無關性的驗證

選取標準Stairmand型旋風分離器x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處切向速度的分布來驗證網格數量對計算流場的影響。分別采用312200、578700、791100個網格節點進行數值計算，切向速度分布如圖3所示。由圖3可知，不同節點數目計算的切向速度分布趨勢一致，但網格數為312200時，由于網格稀疏，計算結果與另外兩組有明顯差別，而網格數為578700和791100的計算結果非常接近。綜合考慮計算精度及時間成本，采用578700節點的網格模型進行后續的數值計算。

圖3 不同網格數下Stairmand型旋風分離器在x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處切向速度分布的對比Fig.3 Comparison of tangential velocity distribution at theaxial position of z=-0.0725 m on x=0 intersection ofStairmand cyclone separator with different grid numbers

2.2 模型可靠性的驗證

為保證模型驗證的可靠性，將與Hoekstra實驗相同結構的旋風分離器(即無灰斗的標準Stairmand型旋風分離器)在x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處無量綱切向速度分布的模擬值和LDA(Laser doppler velocimetry)實驗值[33]對比，結果見圖4。由圖4可知，數值模擬得到的切向速度與實驗結果吻合較好，說明上述模型和方法可以較為準確地反映旋風分離器內部的流場特性。

3 氣相流場分析

3.1 切向速度

圖5為3種結構旋風分離器空間截面切向速度沿徑向分布曲線。圖5中外導流管式旋風分離器空間內切向速度分布與標準Stairmand型旋風分離器相似，在分離區域均呈現出較為顯著的雙渦結構。由圖5(a)和(b)可知，外導流管結構對旋風分離器分離空間切向速度影響不大。而在分離空間和灰斗內，外導流管式旋風分離器旋流中心更靠近其幾何中心，增加了旋流穩定性。如圖5(d)所示，標準Stairmand型旋風分離器z=-1.30 m截面軸心處切向速度出現負值，峰值達到13.4 m/s，即此處易產生二次渦流，影響顆粒分離，H-E型旋風分離器軸心切向速度為-7.0 m/s，H-O型旋風分離器軸心切向速度變為正值。

圖4 Stairmand型旋風分離器在x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處切向速度的模擬結果與實驗數據[33]對比Fig.4 Comparison of simulation and experimental resultsof the tangential velocity in Stairmand cyclone separator ataxial position of z=-0.0725 m on x=0 intersection[33]

旋風分離器灰斗錐段處受結構影響，一般有顆粒堆積，當灰斗內“尾渦”掃過，易引起顆粒返混影響分離效率。由于灰斗入口處流體流動截面積突然增加，3種結構旋風分離器在z=-1.12 m截面、x為0.4～0.6 m和x為-0.4～-0.6 m范圍內切向速度均出現波動，其中H-O型旋風分離器速度波動最小，峰值為標準Stairmand型旋風分離器的75.2%。同時受外導流管影響，流體通過外導流管進入灰斗，H-O型旋風分離器在z=-1.12 m截面、x為0.09～0.125 m范圍切向速度略有增加，而H-E型旋風分離器在x為-0.09～-0.125 m范圍切向速度大幅增加，最高達到14.9 m/s。

3.2 軸向速度

圖6為3種結構旋風分離器空間截面軸向速度沿徑向變化曲線。由圖6(a)和(b)可知，3種結構旋風分離器分離空間內軸向速度分布形式相似，且軸向速度值變化較小。由圖6(d)可知，標準Stairmand型旋風分離器軸心附近出現負軸向速度，最大值為-3.1 m/s，此處上下行流交匯，產生額外能量損失，同時易出現二次渦流，影響顆粒分離，而外導流管式旋風分離器軸心處軸向速度為正值，對分離過程較為有利。

圖5 3種結構旋風分離器在y=0面上不同軸向位置處切向速度曲線Fig.5 Tangential velocity of three different cyclone separators at different axial positions on y=0 intersection(a) z=-0.20 m; (b) z=-0.60 m; (c) z=-1.12 m; (d) z=-1.30 m

圖6 3種結構旋風分離器在y=0面上不同軸向位置處軸向速度曲線圖Fig.6 Axial velocity of three different cyclone separators at different axial positions on y=0 intersection(a) z=-0.20 m; (b) z=-0.60 m; (c) z=-1.12 m; (d) z=-1.30 m

圖6(c)中，受灰斗入口結構影響，流體流動截面積突然增加，3種結構旋風分離器在z=-1.12 m截面、x為0.04～0.06 m環形空間內軸向速度發生突變，軸向速度值為負，即此處流體由于慣性作用仍向下運動，而沿徑向x=0.06～0.15 m空間軸向速度受頂板結構阻礙，其值幾乎為零。流體通過外導流管進入灰斗，H-O型旋風分離器在z=-1.12 m截面、x為0.09～0.125 m范圍軸向速度大幅增加，而H-E型旋風分離器在x為-0.09～-0.125 m范圍軸向速度也大幅增加，且幅度更大。

3.3 靜壓分布

圖7為3種結構旋風分離器在y=0面上的靜壓分布云圖。由圖7看到，在分離區域，3種旋風分離器靜壓都呈現中心低、兩端高的分布，而H-E型旋風分離器在邊壁處壓力較低，并且沿徑向壓力梯度較小，這有利于降低壓力損失。圖7結果說明，導流管式旋風分離器減弱了尾渦擺動現象，有利于提高灰斗附近流場的穩定性，降低顆粒返混。

圖7 3種結構旋風分離器在y=0面上的空間靜壓分布云圖Fig.7 Static pressure distribution contour diagram of threedifferent cyclone separators on y=0 intersection(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

3.4 流線

圖8和圖9為3種結構旋風分離器在x=0和y=0面上的流線圖。在旋風分離器中，除了因切向速度而產生的準自由渦和準強制渦外，由于軸向速度和徑向速度的存在，還有許多二次渦。其中環形空間的縱向環流、排氣管底部的短路流，以及錐段的縱向環流對分離效率影響較大。由圖8和圖9可以看出，與標準的Stairmand型旋風分離器相比，H-E型旋風分離器能夠減輕短路流現象，從而減少未經分離直接從排氣管底部逃逸顆粒的數量。這是由于入口氣體被分流，減少了短路流的流量。在標準的Stairmand型旋風分離器的錐段部分存在影響范圍較大的縱向環流，這會使得已經分離到壁面的顆粒在縱向環流的影響下重新進入上行流而逃逸，極大地降低了分離效率。H-O型和H-E型旋風分離器均減弱了錐段部分的縱向環流，減小了縱向環流的影響范圍，從而提高分離效率。其中H-E型旋風分離器縱向環流區域的減小最為明顯；H-O型旋風分離器能夠緩解灰斗入口處和料腿入口處的二次渦，從而減輕灰斗內顆粒的返混，提高分離效率。圖5(c)和(d)顯示H-O型旋風分離器能降低在z=-1.12 m和z=-1.30 m截面處切向速度波動的峰值，這也能進一步說明H-O型旋風分離器對灰斗入口處和料腿入口處的二次渦的抑制。此外，由于標準的Stairmand型旋風分離器二次渦的影響范圍較大，使得這些二次渦之間的協同作用較強，影響顆粒的分離。H-O型和H-E型旋風分離器減小了二次流的影響范圍，減弱了二次渦的協同作用。總地來說，與標準的Stairmand型旋風分離器相比，H-O型和H-E型旋風分離器內外導流管的增設能優化內部流場的二次渦，從而提高分離效率。

圖8 3種結構旋風分離器在x=0面上的流線圖Fig.8 Streamline diagrams of three differentcyclone separators on x=0 intersection(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

圖9 3種結構旋風分離器在y=0面上的流線圖Fig.9 Streamline diagrams of three different cycloneseparators on y=0 intersection(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

4 帶外導流管旋風分離器性能

4.1 壓降

標準Stairmand型、H-O型和H-E型旋風分離器壓降分別為925、936、771 Pa。H-O型旋風分離器壓降略大于標準Stairmand型旋風分離器，這是由于外導流管將排氣管內氣體導入灰斗，增加了氣流與外導流管壁面摩擦的能量損失，但影響不大。而H-E型旋風分離器壓降比前兩者分別低約154和165 Pa，能夠一定程度減少旋風分離器工作時帶來的能量損失，增設外導流管雖然增加了氣體與外導流管壁面的摩擦損失，但入口氣流被分流，減少了氣流在分離空間的旋流損失，可降低旋風分離器壓降。

4.2 分離效率

不同粒徑顆粒的分離效率所連成的曲線稱為分級效率，是表示旋風分離器分離性能的重要參數。圖10為3種結構旋風分離器分級效率對比。由圖10可知，3種結構旋風分離器對粒徑大于1 μm的顆粒分離效率均可達60%以上，且外導流管式旋風分離器捕集顆粒的能力相比標準Stairmand型旋風分離器較好，隨顆粒粒徑的減小，優化效果逐漸明顯，當顆粒粒徑為1 μm時，帶外導流管旋風分離器分離效率達到67%以上，比標準Stairmand型旋風分離器高7百分點左右。此外，H-E型旋風分離器對粒徑小于3 μm的顆粒分離效率均比H-O型旋風分離器高約3百分點，即H-E型旋風分離器的分離性能優于H-O型旋風分離器。

圖10 3種結構旋風分離器中不同粒徑顆粒分離效率對比Fig.10 Comparison of separation efficiency for differentsize particles in three different cyclone separators

5 外導流管管徑的影響

5.1 外導流管管徑對流場的影響

圖11和圖12分別為3種不同外導流管管徑下H-O型和H-E型旋風分離器切向速度分布云圖。由圖11和圖12可以看出，隨著管徑的增加，H-O型旋風分離器分離區域切向速度分布變化不大，而在灰斗內，當管徑增大到50 mm時，切向速度分布變得紊亂，這容易造成顆粒返混，降低分離效率。隨著管徑增加，H-E旋風分離器流場變化不大，但當管徑增加到50 mm時，由于外導流管對入口氣流的分流量過大，使得分離空間的切向速度大大減小，嚴重影響顆粒分離。

圖11 不同外導流管管徑下H-O型旋風分離器切向速度云圖Fig.11 Tangential velocity contours of H-O cycloneseparators with different diversion tube diameters(a) d=10 mm; (b) d=30 mm; (c) d=50 mm

圖12 不同外導流管管徑下H-E旋風分離器切向速度云圖Fig.12 Tangential velocity contours of H-E cyclone separatorswith different diversion tube diameters(a) d=10 mm; (b) d=30 mm; (c) d=50 mm

5.2 外導流管管徑對分離效率的影響

圖13為不同外導流管管徑下H-O型和H-E型旋風分離器的分級效率對比。從圖13可以看出，外導流管管徑變化對H-O型旋風分離器分離效率的影響較小。但當管徑增加到50 mm時，H-O型旋風分離器對小顆粒的分離能力有所下降，這與灰斗顆粒的返混有關。外導流管管徑變化對H-E型旋風分離器分離效率的影響較大。當管徑增加到50 mm時，H-E型旋風分離器分離效率低于標準的Stairmand型旋風分離器，這是由于分離區域切向速度大幅下降造成的。管徑10 mm和30 mm 的H-E型旋風分離器的分離效率均高于標準的Stairmand型旋風分離器，都提高了小顆粒的分離效率，而管徑30 mm的H-E型旋風分離器分離效率最高。因此，選擇合適的外導流管管徑對H-E旋風分離器很重要。

圖13 不同外導流管管徑旋風分離器分離效率對比Fig.13 Comparison of separation efficiency of cyclone separators with different diversion tube diameters(a) H-O cyclone; (b) H-E cyclone

6 結 論

采用FLUENT軟件對標準Stairmand型旋風分離器及2種外導流管式旋風分離器(H-O型、H-E型)內流場計算分析，并在此基礎上采用DPM模型進行兩相數值模擬，對比了3種結構旋風分離器壓降、分離效率，主要結論如下:

(1)外導流管實現了對旋風分離器內流場的調控，優化了二次渦的分布。H-O型和H-E型旋風分離器減小錐體縱向環流的影響區域，這不僅降低了錐體壁面處顆粒卷入內旋流的幾率，還減弱了二次渦間的協同作用，其中H-E型縱向環流區域的減小最為明顯。H-O型旋風分離器能夠緩解灰斗入口和料腿入口的二次渦，減少顆粒返混。

(3)外導流管式旋風分離器結構能夠提高對粒徑較小顆粒的捕集能力。與標準Stairmand型旋風分離器相比，對于 4 μm以下顆粒的分離效率，H-O型旋風分離器提高了4.5百分點以上， H-E型旋風分離器提高了7.8百分點以上。

(4)與標準Stairmand型旋風分離器相比，H-O型旋風分離器壓降變化不大，而H-E型旋風分離器有無顆粒時壓降分別降低16.7%和14.5%，有效減少了旋風分離器工作中的能量損失。

(5)外導流管管徑對H-O型旋風分離器分離效率影響較小，但當外導流管直徑為50 mm時，小顆粒的分離效率降低。外導流管直徑對H-E型旋風分離器分離效率影響較大，當外導流管直徑為50 mm時，分離效率大幅降低，且低于標準Stairmand型旋風分離器。

(6)經過比較，外導流管管徑為30 mm的H-E型旋風分離器壓降更低，而分離效率更高，即在入口和灰斗間連接合適的外導流管是實現旋風分離器提效減阻的有效措施。

符號說明：

a——入口截面高度，mm；

b——入口截面寬度，mm；

CD——阻力系數；

d——外導流管直徑，mm；

dp——顆粒直徑，μm；

D——擴散項，kg/(m·s3)；

Dc——筒體直徑，mm；

Do——排氣管直徑，mm；

Ds——灰斗直徑，mm；

Du——灰斗入口直徑，mm；

e——壁厚，mm；

F——系統旋轉產生項，kg/(m·s3)；

FD——單位質量流體所受曳力，m/s2；

g——重力加速度，m/s2；

G——浮力產生項，kg/(m·s3)；

Hh——灰斗長度，mm；

Ho——排氣管長度，mm；

Ht——柱段長度，mm；

Hz——錐段長度，mm；

L——入口長度，mm；

pst——靜壓，Pa；

P——剪應力產生項，kg/(m·s3)；

ro——顆粒徑向位置，mm；

Rep——顆粒的雷諾數；

t——時間，s；

u——瞬時速度分量，m/s；

u′——脈動速度分量，m/s；

va——軸向速度，m/s；

vt——切向速度，m/s；

x，y，z——三維坐標，m；

ε——耗散項，kg/(m·s3)；

η——分離效率；

μ——動力黏度，Pa·s；

ρ——氣體密度，kg/m3；

ρp——顆粒密度，kg/m3；

τ——顆粒松弛時間，s；

φ——應力應變項，kg/(m·s3)；

下標：

g——氣相；

i，j，k——矢量方向；

p——顆粒相。