孔祥功 梁家豪 孔祥領(lǐng) 劉美麗

(1. 北京石油化工學(xué)院機械工程學(xué)院；2. 中國石油技術(shù)開發(fā)公司)

導(dǎo)流板對旋風(fēng)分離器內(nèi)非軸對稱流動的影響*

孔祥功**1梁家豪1孔祥領(lǐng)2劉美麗1

(1. 北京石油化工學(xué)院機械工程學(xué)院；2. 中國石油技術(shù)開發(fā)公司)

采用雷諾應(yīng)力模型(Reynolds Stress Model，RSM)對環(huán)形空間設(shè)有導(dǎo)流板的旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場進行模擬研究，分別考察了導(dǎo)流板徑向、周向位置和導(dǎo)流板半徑、數(shù)目對旋風(fēng)分離器內(nèi)氣相流動的影響。結(jié)果表明：導(dǎo)流板半徑和導(dǎo)流板數(shù)目對氣相流動的影響最大；導(dǎo)流板數(shù)目為2時，可有效抑制非軸對稱流動，但導(dǎo)流板數(shù)目進一步增多會使流場的軸對稱性變差；導(dǎo)流板半徑越大，流場的軸對稱性越好；外旋流區(qū)的切向速度越大，越有利于提高分離器的性能。

旋風(fēng)分離器 導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)參數(shù) 數(shù)值模擬 非軸對稱流動

旋風(fēng)分離器是一種廣泛用于動力、化工及煉油等行業(yè)的顆粒除塵設(shè)備，它具有結(jié)構(gòu)簡單、操作維護方便、分離效率高及耐高溫、高壓等優(yōu)點[1]。正是由于旋風(fēng)分離器的普遍應(yīng)用，國內(nèi)外學(xué)者對其進行了大量研究，在考察結(jié)構(gòu)尺寸和結(jié)構(gòu)形式對分離效率和阻力影響的基礎(chǔ)上提出了各種結(jié)構(gòu)改進措施和尺寸優(yōu)化方案[2～7]。隨著對旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)研究的不斷深入，由單入口引起的流場不對稱及偏心氣流等問題越來越被重視[8～10]。為了克服單入口引起的非軸對稱流動對旋風(fēng)分離器性能的不利影響，眾多研究者提出了雙入口的布置方案，主要包括180°對稱入口結(jié)構(gòu)和單入口雙進氣道結(jié)構(gòu)兩種形式。Winfield D等研究發(fā)現(xiàn)180°對稱入口能夠改善旋風(fēng)分離器內(nèi)流場的不對稱性，提高其分離效率[11]。但這種結(jié)構(gòu)存在加工復(fù)雜及工業(yè)實用性差等缺點，因此，部分學(xué)者在保留單入口結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上進行了結(jié)構(gòu)改進。其中，Zhao B T等研究了具有多個切向進口回轉(zhuǎn)通道的入口結(jié)構(gòu)，實驗數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬均發(fā)現(xiàn)該進口旋風(fēng)分離器相比傳統(tǒng)切向單入口的旋風(fēng)分離器具有更高的收集效率和更低的阻力損失[12～18]。王江云等對比分析了新型單入口多進道旋風(fēng)分離器，研究表明該結(jié)構(gòu)能削弱旋風(fēng)分離器的渦核擺動，在提高分離效率的同時也大幅地降低了能耗[19]。Lim K S等通過實驗也發(fā)現(xiàn)在直管段設(shè)置分流板可以提高小顆粒的捕集效率[20]。因此，筆者所在課題組提出了一種在環(huán)形空間設(shè)置L型導(dǎo)流板的入口結(jié)構(gòu)[21]。

研究結(jié)果表明，導(dǎo)流板在徑向和軸向?qū)α黧w的整流作用可以抑制單入口進氣導(dǎo)致的非軸對稱流動，得到較對稱和穩(wěn)定的流場，大幅提高了對小顆粒的捕集效率。在此基礎(chǔ)上，筆者通過數(shù)值模擬考察了導(dǎo)流板的位置和結(jié)構(gòu)參數(shù)對旋風(fēng)分離器流動特性的影響，為優(yōu)化導(dǎo)流板結(jié)構(gòu)提供依據(jù)。

1 數(shù)值模擬方法

1.1幾何模型和網(wǎng)格劃分

筆者選用切向進口的標(biāo)準(zhǔn)Swift型旋風(fēng)分離器作為研究對象(圖1)，其結(jié)構(gòu)尺寸見表1。L型導(dǎo)流板的結(jié)構(gòu)如圖2所示，通過改變導(dǎo)流板的進口寬度d(7.80、9.75、11.70mm)、旋轉(zhuǎn)角θ(0、45、90、135°)、半徑R(42.900、48.750、53.625、58.500、63.375mm)和個數(shù)n(2、3、4塊)調(diào)整其徑向位置、周向位置、大小和數(shù)目。計算時取蝸殼上頂板為標(biāo)高起點，豎直方向為z軸正向。采用分塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對計算區(qū)域進行離散。劃分網(wǎng)格的同時考慮網(wǎng)格的形狀和疏密分布，盡量保證長寬比為1，以提高計算精度、加快收斂速度。標(biāo)準(zhǔn)旋風(fēng)分離器和加導(dǎo)流板旋風(fēng)分離器的網(wǎng)格劃分基本保持一致，經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證[21]，兩種結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格數(shù)目均在10萬左右。旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖1 Swift型旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)表1 旋風(fēng)分離器幾何尺寸

mm

圖2 L型導(dǎo)流板的結(jié)構(gòu)

圖3 旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分

1.2數(shù)學(xué)模型

針對旋風(fēng)分離器內(nèi)具有強烈各向異性的三維強旋轉(zhuǎn)流動，文獻[22～25]研究表明雷諾應(yīng)力模型(Reynolds Stress Model，RSM)考慮了流場的各向異性，計算精度較高，故采用RSM計算旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場。壓力梯度項采用PRESTO方法處理，各方程對流項均采用QUICK差分格式進行離散，通過SIMPLE方法計算壓力和速度的耦合。

采用常溫、常壓空氣作為氣體介質(zhì)，根據(jù)旋風(fēng)分離器的工作原理和流場特點，氣相進口設(shè)為速度進口邊界，給定入口速度為15m/s；排氣管出口假設(shè)為充分發(fā)展的流動，設(shè)為壓力出口邊界，給定大氣壓力；其余邊界設(shè)置為固壁，采用無滑移固體壁面條件，通過標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法求解固壁附近的湍流特性參數(shù)。

2 導(dǎo)流板對氣相流場的影響

圖4為加入導(dǎo)流板前后旋風(fēng)分離器典型截面上的速度分布。從圖4a可明顯看出，常規(guī)旋風(fēng)分離器的流場具有很大的非軸對稱性，且在筒體空間、錐體部分、排氣管和排塵管區(qū)域內(nèi)的特點各不相同，使旋風(fēng)分離器中心低速區(qū)沿軸向發(fā)生扭曲，從而誘發(fā)渦核擺動，這與文獻[26～30]中的報導(dǎo)一致；加入導(dǎo)流板后，旋風(fēng)分離器內(nèi)氣相流場的非軸對稱特性大幅改善，從排塵管到排氣管的整個軸向位置上速度不再擺動，流場的對稱軸與旋風(fēng)分離器的中心線基本重合(圖4b)。因此，設(shè)置導(dǎo)流板極大地改善了分離器內(nèi)的非軸對稱旋轉(zhuǎn)流動，使流場的旋轉(zhuǎn)中心和分離器的幾何中心保持一致，從而抑制由非軸對稱流動引起的渦核擺動和顆粒返混。另外，從速度分布可以看出，設(shè)置導(dǎo)流板后旋風(fēng)分離器分離空間內(nèi)切向速度增大，這都將有利于提高小顆粒的捕集效率。

圖4 加入導(dǎo)流板前后旋風(fēng)分離器內(nèi)的速度分布

2.1導(dǎo)流板徑向位置對氣相流場的影響

圖5、6是保持其他參數(shù)不變，只改變導(dǎo)流板徑向位置(進口寬度d)時，旋風(fēng)分離器典型截面上的切向速度和壓力的分布。其中，r為旋風(fēng)分離器的徑向位置，z=-0.2m截面處于旋風(fēng)分離器的筒體區(qū)域，z=-0.4m截面處于旋風(fēng)分離器的錐體區(qū)域，而z=-0.6m截面在旋風(fēng)分離器的排塵口附近。

圖5 導(dǎo)流板徑向位置對切向速度分布的影響

圖6 導(dǎo)流板徑向位置對靜壓分布的影響

從圖5來看，導(dǎo)流板徑向位置不同時旋風(fēng)分離器內(nèi)的切向速度都呈典型的雙渦分布，并且保持了較好的軸對稱性。盡管當(dāng)導(dǎo)流板進口寬度d為7.80、11.70mm時，筒內(nèi)和錐體部位切向速度的對稱軸與旋風(fēng)分離器的幾何軸線有些偏離，但偏離程度非常小；導(dǎo)流板進口寬度d為9.75mm時，對單進口旋風(fēng)分離器內(nèi)非軸對稱旋轉(zhuǎn)流動的抑制作用最強，各軸向高度位置處旋轉(zhuǎn)中心均與幾何中心一致。另外，隨著進口寬度d的增大，外旋流區(qū)域內(nèi)的切向速度逐漸減小。從圖6可以看出，導(dǎo)流板徑向位置不同時旋風(fēng)分離器內(nèi)的靜壓整體也呈軸對稱分布。與速度分布相對應(yīng)，當(dāng)導(dǎo)流板進口寬度d為7.80、11.70mm時，z=-0.2m和z=-0.6m處的壓力中心與旋風(fēng)分離器的幾何中心發(fā)生偏離。

2.2導(dǎo)流板周向位置對氣相流場的影響

圖7、8是保持其他參數(shù)不變，只改變導(dǎo)流板周向位置(旋轉(zhuǎn)角θ)時，旋風(fēng)分離器內(nèi)的切向速度分布和靜壓分布。從圖中切向速度和靜壓的對比情況可以看出，改變導(dǎo)流板的周向位置，對分離器內(nèi)整體流場影響不大，只是θ=0°時，外旋流區(qū)域的切向速度略高。

圖7 導(dǎo)流板周向位置對切向速度分布的影響

圖8 導(dǎo)流板周向位置對靜壓分布的影響

2.3導(dǎo)流板半徑對氣相流場的影響

圖9、10是保持其他參數(shù)不變，只改變導(dǎo)流板半徑時，旋風(fēng)分離器內(nèi)的切向速度和靜壓分布?？梢钥闯觯瑢?dǎo)流板半徑不同時，旋風(fēng)分離器內(nèi)的流場分布形態(tài)基本一致，均以幾何軸為對稱中心呈較好的雙渦旋流分布。但隨著導(dǎo)流板半徑的增大，環(huán)形空間內(nèi)的過流面積減小，使流動速度逐漸增大，旋轉(zhuǎn)強度增大，所以外旋流區(qū)域的切向速度隨著導(dǎo)流板半徑的增大逐漸增大，內(nèi)部剛性渦的影響范圍也略微增大(圖9)。旋轉(zhuǎn)強度增強會引起徑向壓力梯度增大，導(dǎo)致旋風(fēng)分離器內(nèi)的靜壓分布如圖10所示，即隨著導(dǎo)流板半徑的增大，周圍壁面處的壓力逐漸增大而中心位置處壓力逐漸減小，徑向壓力梯度升高。另外，通過不同軸向位置處切向速度的對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)導(dǎo)流板半徑R為48.750、53.625mm時，在旋風(fēng)分離器筒體的局部位置會發(fā)生速度偏移，出現(xiàn)負半軸速度大于正半軸速度或者旋轉(zhuǎn)中心偏離幾何軸的現(xiàn)象；當(dāng)R為58.500、63.375mm時，旋風(fēng)分離器不同軸向高度位置處的流場均呈現(xiàn)很好的對稱性。

圖9 導(dǎo)流板半徑對切向速度分布的影響

圖10 導(dǎo)流板半徑對靜壓分布的影響

2.4導(dǎo)流板數(shù)目對氣相流場的影響

圖11、12是保持其他參數(shù)不變，只改變導(dǎo)流板數(shù)目時，旋風(fēng)分離器內(nèi)典型截面上的切向速度和壓力分布。從圖中可以明顯看出：隨著導(dǎo)流板數(shù)目的增加，切向速度逐漸減小，而且錐段和灰斗內(nèi)的氣旋流動越來越不穩(wěn)定，當(dāng)導(dǎo)流板數(shù)目n為3或4時，切向速度和靜壓分布都呈現(xiàn)出明顯的非軸對稱分布。經(jīng)分析，這是由于導(dǎo)流板數(shù)目增加后，加劇了氣流在環(huán)形空間的徑向分離和混合，減弱了旋流的穩(wěn)定性。另外，氣流的徑向分離和混合致使湍動程度增加，使湍動耗散率增大，能量耗散升高，從而使旋轉(zhuǎn)強度減弱，切向速度減小。因此，旋風(fēng)分離器內(nèi)的切向速度隨著導(dǎo)流板數(shù)目的增大而減小，并且渦核擺動現(xiàn)象隨著導(dǎo)流板數(shù)目的增加逐漸增強。與速度分布相對應(yīng)，靜壓呈中心低邊壁高的對稱分布，并且隨著導(dǎo)流板數(shù)目的增多，徑向壓力梯度逐漸降低，壓力中心開始偏離旋風(fēng)分離器的幾何中心。

圖11 導(dǎo)流板數(shù)目對切向速度分布的影響

圖12 導(dǎo)流板數(shù)目對靜壓分布的影響

3 結(jié)論

3.1在環(huán)形空間引入導(dǎo)流板可以消除普通單入口分離器內(nèi)的非軸對稱流場，在旋風(fēng)分離器內(nèi)形成穩(wěn)定的軸對稱流場，同時增大了外旋流區(qū)域的切向速度，有利于提高旋風(fēng)分離器的分離效率。

3.2在導(dǎo)流板的位置和結(jié)構(gòu)參數(shù)中，導(dǎo)流板半徑和導(dǎo)流板數(shù)目對旋風(fēng)分離器氣相流動的影響最大，導(dǎo)流板徑向位置的影響次之，而導(dǎo)流板周向位置對流場幾乎沒有影響。

3.3隨著導(dǎo)流板半徑的增大，外旋流區(qū)域的切向速度逐漸增大，旋轉(zhuǎn)強度增大；導(dǎo)流板半徑R=58.500mm和R=63.375mm時，流場的軸對稱特性最好。

3.4隨著導(dǎo)流板數(shù)目的增多，環(huán)形空間內(nèi)氣流的徑向混合程度增強，流場的穩(wěn)定性減弱，軸對稱性越來越差；旋風(fēng)分離器內(nèi)的切向速度隨著導(dǎo)流板數(shù)目的增多逐漸減小，這都不利于旋風(fēng)分離器性能的提高，因此導(dǎo)流板以兩塊為宜。

[1] 谷新春，王偉文，王立新，等.環(huán)流式旋風(fēng)除塵器內(nèi)流場的數(shù)值模擬[J].高?；瘜W(xué)工程學(xué)報，2007，21(3)：411～416.

[2] 王建軍，楊風(fēng)允，金有海.結(jié)構(gòu)參數(shù)對雙蝸殼型旋風(fēng)分離器內(nèi)流場分布的影響[J].流體機械，2011，39(3)：5～9.

[3] Gong G C，Yang Z Z，Zhu S L.Numerical Investigation of the Effect of Helix Angle and Leaf Margin on the Flow Pattern and the Performance of the Axial Flow Cyclone Separator[J].Applied Mathematical Modelling，2012，36(8)：3916～3930.

[4] 吳彩金，馬正飛，韓虹.直切雙進口旋風(fēng)分離器流場及分離效率的數(shù)值模擬[J].石油煉制與化工，2010，41(10)：70～75.

[5] Yoshida H，Yoshikawa S，F(xiàn)ukui K，et al.Effect of Multi-inlet Flow on Particle Classification Performance of Hydro-cyclones[J].Powder Technology，2008，184(3)：352～360.

[6] Karagoz I，Avci A，Surmen A，et al.Design and Performance Evaluation of a New Cyclone Separator[J].Journal of Aerosol Science，2013，59：57～64.

[7] Hiraiwa Y，Oshitari T，F(xiàn)ukui K，et al.Effect of Free Air Inflow Method on Fine Particle Classification of Gas-cyclone[J].Separation and Purification Technology，2013，118：670～679.

[8] 宋健斐，魏耀東，時銘顯.蝸殼式旋風(fēng)分離器內(nèi)氣相流場非軸對稱特性分析[J].化工學(xué)報，2007，58(5)：1091～1096.

[9] Gronald G，Derksen J J.Simulating Turbulent Swirling Flow in a Gas Cyclone: A Comparison of Various Modeling Approaches[J].Powder Technology，2011，205(1/3)：160～171.

[10] Yoshida H，Inada Y，F(xiàn)ukui K，et al.Improvement of Gas-cyclone Performance by Use of Local Fluid Flow Control Method[J].Powder Technology，2009，193(1)：6～14.

[11] Winfield D，Cross M，Croft N，et al.Performance Comparison of a Single and Triple Tangential Inlet Gas Separation Cyclone：A CFD Study[J].Powder Technology，2013，235：520～531.

[12] Zhao B T.Effects of Flow Parameters and Inlet Geometry on Cyclone Efficiency[J].The Chinese Journal of Process Engineering，2006，6(2)：178～180.

[13] 趙兵濤，沈恒根，張吉光.旋風(fēng)器進口結(jié)構(gòu)的優(yōu)化及其性能的試驗研究[J].化工機械，2003，30(4)：195～197，205.

[14] 趙兵濤，沈恒根.單雙進口旋風(fēng)器阻力特性的試驗研究[J].東華大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版)，2002，28(6)：111～113.

[15] Zhao B T，Shen H G，Kang Y M.Development of a Symmetrical Spiral Inlet to Improve Cyclone Separator Performance [J].Powder Technology，2004，145(1)：47～50.

[16] Zhao B T.Development of a New Method for Evaluating Cyclone Efficiency[J].Chemical Engineering and Processing：Process Intensification，2005，44(4)：447～451.

[17] Su Y X，Zheng A Q，Zhao B T.Numerical Simulation of Effect of Inlet Configuration on Square Cyclone Separator Performance[J].Powder Technology，2011，210(3)：293～303.

[18] Zhao B T，Su Y X.Artificial Neural Network-based Modeling of Pressure Drop Coefficient for Cyclone Separators[J]. Chemical Engineering Research and Design，2010，88(5/6)：606～613.

[19] 王江云，毛羽，王娟.單入口雙進氣道旋風(fēng)分離器內(nèi)流體的流動特性[J].石油學(xué)報(石油加工)，2011，27(5)：780～786.

[20] Lim K S，Kwon S B，Lee K W.Characteristics of the Collection Efficiency for a Double Inlet Cyclone with Clean Air[J].Journal of Aerosol Science，2003，34(8)：1085～1095.

[21] 梁家豪，李陽，孔祥功，等.導(dǎo)流板對旋風(fēng)分離器內(nèi)氣固兩相分離性能的影響[J].過程工程學(xué)報，2014，14(1)：36～41.

[22] Udaya Bhaskar K，Rama Murthy Y，Ravi Raju M，et al.CFD Simulation and Experimental Validation Studies on Hydrocyclone[J]. Minerals Engineering，2007，20(1)：60～71.

[23] 毛羽，龐磊，王小偉，等.旋風(fēng)分離器內(nèi)三維紊流場的數(shù)值模擬[J].石油煉制與化工，2002，33(2)：1～6.

[24] Wang Z B，Ma Y，Jin Y H.Simulation and Experiment of Flow Field in Axial-flow Hydrocyclone[J].Chemical Engineering Research and Design，2011，89(6)：603～610.

[25] Azadia M，Azadib M，Mohebbia A.A CFD Study of the Effect of Cyclone Size on Its Performance Parameters[J].Journal of Hazardous Materials，2010，182(1/3)：835～841.

[26] Syred N.A Review of Oscillation Mechanisms and the Role of the Precessing Vortex Core(PVC) in Swirl Combustion Systems[J].Progress in Energy and Combustion Science，2006，32(2)：93～161.

[27] Cortés C，Gil A.Modeling the Gas and Particle Flow Inside Cyclone Separators[J].Progress in Energy and Combustion Science，2007，33(5)：409～452.

[28] Hoekstra A J，Derksen J J，Van Den Akker H E A.An Experimental and Numerical Study of Turbulent Swirling Flow in Gas Cyclones[J].Chemical Engineering Science，1999，54(13/14)：2055～2065.

[29] Shukla S K，Shukla P，Ghosh P.Evaluation of Numerical Schemes Using Different Simulation Methods for the Continuous Phase Modeling of Cyclone Separators[J].Advanced Powder Technology，2011，22(2)：209～219.

[30] Hreiz R，Gentric C，Midoux N.Numerical Investigation of Swirling Flow in Cylindrical Cyclones[J]. Chemical Engineering Research and Design，2011，89(12)：2521～2539.

ResearchonDeflectorImpactonAsymmetryFlowinCycloneSeparator

KONG Xiang-gong1,LIANG Jia-hao1,KONG Xiang-ling2,LIU Mei-li1

(1.CollegeofMechanicalEngineering,BeijingInstituteofPetrochemicalTechnology,Beijing102617,China; 2.ChinaPetroleumTechnology&DevelopmentCorporation,Beijing100028,China)

The Reynolds Stress Model (RSM) was used to simulate the gas flow field in cyclone separator equipped with deflectors; and the influences of the deflector’s radial and circumferential location, radius and numbers on the asymmetric flow were researched to show that, the deflector’s radius and number influence the gas flow much; and two deflectors in mumber can greatly restraine the asymmetric flow, but more than two deflectors equipped can lessen the restrained effect. As the deflector radius increases, the symmetry of the flow field gets better and the tangential velocity enlarged, which is conducive to improving the separator’s separation performance.

cyclone separator, deflector’s structural parameters, numerical simulation, asymmetric flow

*北京市屬高等學(xué)校人才強教深化計劃資助項目(PHR201107213)。

**孔祥功，男，1989年7月生，碩士研究生。北京市，102617。

TQ051.8

A

0254-6094(2015)02-0259-07

2014-06-06，

2015-03-10)