程兆龍，鄂承林，盧春喜

（中國(guó)石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249）

提升管出口SVQS自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的數(shù)值模擬

程兆龍，鄂承林，盧春喜

（中國(guó)石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249）

采用RNG k-ε湍流模型對(duì)一套?600 mm×4150 mm的SVQS旋流快分裝置的氣相流場(chǎng)及自然旋風(fēng)長(zhǎng)度進(jìn)行了模擬研究。結(jié)果表明，SVQS旋風(fēng)尾渦的截面位置與隔流筒下端面最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面位置相吻合，并據(jù)此定義了SVQS的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。基于SVQS旋流快分切向速度的分布規(guī)律發(fā)現(xiàn)，SVQS的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度隨噴口氣速的增加和汽提氣速的減小而逐漸增大。參照旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算方法，基于SVQS旋流快分的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及模擬計(jì)算結(jié)果，提出了提升管出口SVQS旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算關(guān)系式。

提升管；分離；計(jì)算流體力學(xué)

引　言

催化裂化提升管出口旋流快分是實(shí)現(xiàn)油劑高效分離及油氣快速引出的重要設(shè)備，其原理是利用提升管出口油氣的高速旋轉(zhuǎn)流動(dòng)所產(chǎn)生的離心力場(chǎng)進(jìn)行氣固分離的。針對(duì)現(xiàn)有旋流快分噴口處存在部分上行短路流而使分離效率降低的問(wèn)題，盧春喜等［1］開(kāi)發(fā)了一種帶隔流筒和隔流蓋板的提升管出口旋流快分系統(tǒng)（super vortex quick separation system，SVQS）。孫鳳俠等［2-4］通過(guò)研究發(fā)現(xiàn)，隔流筒的直徑存在著一個(gè)最佳適中值，同時(shí)隔流筒的長(zhǎng)度應(yīng)以稍大為宜。胡艷華等［5］則將原有的圓筒狀隔流筒改為折邊隔流筒和圓錐形隔流筒，發(fā)現(xiàn)圓錐形隔流筒的氣固分離效果更佳。除了隔流筒的結(jié)構(gòu)和尺寸外，SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度也是影響其氣固分離效率及油氣停留時(shí)間分布的重要參數(shù)。在旋流快分分離效率模型建立的過(guò)程中，其高度采用的是自然旋風(fēng)長(zhǎng)度而不是物理高度。不僅如此，如果在工業(yè)設(shè)計(jì)SVQS旋流快分時(shí)能夠知曉SVQS的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度，這對(duì)確定SVQS封閉罩的安裝高度以降低整套工業(yè)裝置的高度和設(shè)備投資費(fèi)用都將大有裨益。因此，自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的確定對(duì)SVQS旋流快分的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要意義。

目前關(guān)于自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的研究還主要集中在旋風(fēng)分離器上，而對(duì)提升管出口旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的研究卻還未見(jiàn)報(bào)道。在旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的研究方面，Alexander［6］提出旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的概念，并通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)長(zhǎng)筒型旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場(chǎng)存在著一個(gè)穩(wěn)定的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，此轉(zhuǎn)折點(diǎn)（尾渦位置）與升氣管下口截面之間的軸向高度即為旋風(fēng)分離器的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。在Leith等［7］以及 Dietz［8］的計(jì)算旋風(fēng)分離器分離效率的公式中，也都應(yīng)用了Alexander提出的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算公式。Hoffmann等［9］根據(jù)實(shí)驗(yàn)，分析了入口顆粒速度和顆粒濃度對(duì)旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響規(guī)律。Bryant等［10］認(rèn)為影響旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的重要因素為旋風(fēng)分離器的入口截面比和升氣管的下口直徑比。姬忠禮等［11］通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在旋風(fēng)分離器的尾渦處存在著一個(gè)灰環(huán)，灰環(huán)截面處的切向速度分布較為平坦，其所在截面的最大切向速度約為升氣管下口截面的12%，并將這一截面與升氣管下口截面之間的軸向高度定義為旋風(fēng)分離器的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。杜德喜等［12］通過(guò)數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)，旋風(fēng)分離器的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度是多個(gè)自然轉(zhuǎn)折旋風(fēng)串聯(lián)的結(jié)果。高翠芝等［13］認(rèn)為當(dāng)旋風(fēng)分離器內(nèi)外旋流之間的能量傳遞達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，旋轉(zhuǎn)氣流才到達(dá)漩渦的尾端位置，并據(jù)此推導(dǎo)出了旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算公式。魏耀東等［14］采用激光多普勒測(cè)速技術(shù)對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場(chǎng)進(jìn)行了測(cè)定，并基于測(cè)量結(jié)果定義了升氣管下口到準(zhǔn)自由渦消失位置處的距離為旋風(fēng)分離器的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。錢(qián)付平等［15］則基于曲面響應(yīng)法分析了旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響因素，并得到了旋風(fēng)長(zhǎng)度的預(yù)測(cè)模型。

鑒于目前還沒(méi)有對(duì)提升管出口旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度方面的相關(guān)研究，本文通過(guò)數(shù)值計(jì)算的方法，在旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度研究的基礎(chǔ)上，對(duì)一套?600 mm×4150 mm的提升管出口SVQS旋流快分在不同噴口氣速及汽提氣速下的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度進(jìn)行了模擬研究，以期為SVQS旋流快分的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

1　數(shù)值計(jì)算方法及其驗(yàn)證

本文采用可以良好處理流線彎曲程度較大流動(dòng)情況的RNG k-ε湍流模型來(lái)模擬SVQS旋流快分系統(tǒng)內(nèi)的氣相流場(chǎng)，其通式見(jiàn)式（1），控制方程見(jiàn)表1［16-17］。

所有方程均采用有限體積法進(jìn)行建立，壓力-速度耦合方程采用壓力耦合方程半隱法（sem i-implicit method for pressure linked equations，SIMPLE）進(jìn)行求解。動(dòng)量方程、湍動(dòng)能方程及湍流擴(kuò)散率方程均采用對(duì)流項(xiàng)二次迎風(fēng)差值格式（quadratic upw ind interpolation of convective Kinematics，QUICK）進(jìn)行離散。本文基于文獻(xiàn)［2］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)RNG k-ε湍流模型進(jìn)行了驗(yàn)證，模擬值與測(cè)量值的驗(yàn)證結(jié)果及網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)詳見(jiàn)文獻(xiàn)［18］。

表1　控制方程Table 1　Control equation

圖1　SVQS實(shí)驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)及尺寸示意圖Fig.1　Diagram of experimental apparatus and size

2　SVQS旋流快分網(wǎng)格劃分及邊界條件

2.1網(wǎng)格劃分

圖1（a）、（b）分別為本文模擬計(jì)算的提升管出口SVQS旋流快分實(shí)驗(yàn)裝置的3D和2D簡(jiǎn)圖。實(shí)驗(yàn)裝置主要由旋流頭、隔流筒、隔流蓋板、封閉罩及提升管等組成。裝置總高約5360 mm，封閉罩直徑為?600 mm、高度為 4150 mm，提升管直徑為 ?100 mm，隔流筒直徑為?380 mm、高度為475 mm。旋流快分頭為 3旋臂型SVQS旋流快分裝置，其噴口截面尺寸為88 mm×29 mm。由于頂部旋風(fēng)分離器對(duì)SVQS旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響很小，所以在計(jì)算過(guò)程中忽略了旋風(fēng)分離器區(qū)域，取計(jì)算區(qū)域如圖1（c）所示。圖2為3旋臂SVQS旋流快分的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)示意圖，SVQS旋流快分均采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，整個(gè)SVQS旋流快分實(shí)驗(yàn)裝置共劃分了4886046個(gè)網(wǎng)格。

2.2邊界條件

圖2　SVQS實(shí)驗(yàn)裝置網(wǎng)格結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2　Mesh of SVQS experimental apparatus

表2　提升管入口邊界條件Table 2　Boundary conditions of riser inlet

（2）實(shí)驗(yàn)裝置的出口設(shè)定為壓力出口，出口壓力為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，水力學(xué)直徑Dh為?100 mm，出口面積Ao為0.00786 m2。

（3）實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)的所有壁面均采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行處理。

3　結(jié)果分析與討論

3.1自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的確定

為了對(duì)提升管出口SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度進(jìn)行預(yù)測(cè)，沿圖1（b）中的封閉罩軸向自下而上取8個(gè)截面作為計(jì)算截面，其距封閉罩下部錐形擋板上端的軸向距離分別為：0.97、1.0、1.1、1.5、1.9、2.3、2.7及3.1 m，8個(gè)計(jì)算截面的具體位置如圖3所示。

圖4　SVQS旋流頭噴口中心處水平截面上速度分布（Vs=22 m·s-1）Fig.4　Velocity distribution on horizontal section across center of SVQS vortex spouts （Vs=22 m·s-1）

圖5　SVQS氣體跡線（Vs=22 m·s-1）Fig.5　Stream line of SVQS （Vs=22 m·s-1）

圖4為SVQS旋流快分噴出口中心處橫截面上的速度分布。由圖4可見(jiàn)，旋流快分噴出口中心處的速度分布呈中心對(duì)稱(chēng)分布，氣體從旋流臂噴口噴出后，在隔流筒和隔流蓋板的約束下緊貼封閉罩內(nèi)壁向下做強(qiáng)旋流動(dòng)。圖5為在旋流快分噴口氣速為22 m·s-1時(shí)，噴口氣體在封閉罩內(nèi)的旋流跡線圖。由圖5可見(jiàn)，進(jìn)入3旋臂型SVQS旋流快分的提升管氣體，在旋流臂的約束下，從旋流臂出口沿封閉罩內(nèi)壁切向噴出，同時(shí)沿封閉罩軸向向下做旋轉(zhuǎn)流動(dòng)。向下旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的氣體并沒(méi)有在到達(dá)封閉罩下部錐形擋板后才向上折返，而是在距封閉罩下部錐形擋板上端約0.97 m時(shí)便開(kāi)始向上折返流動(dòng)。隔流筒下端面距該折返截面（旋渦尾端）的軸向高度2.18 m即為SVQS旋流快分在噴口氣速為22 m·s-1時(shí)的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。旋風(fēng)分離器的有效分離空間為旋渦尾端的上部空間，而在旋渦尾端的下部，顆粒沿壁面到出口的傳遞是低效的。如果直筒體的高度過(guò)小使旋風(fēng)尾渦進(jìn)入到底部的錐形擋板中，則急速旋轉(zhuǎn)的氣流就會(huì)把已經(jīng)沉降到錐體段內(nèi)表面的顆粒重新卷起，并被旋轉(zhuǎn)向上的內(nèi)旋流帶出，而使SVQS旋流快分的分離效率大為降低，同時(shí)錐形擋板上隨氣流一起旋轉(zhuǎn)的顆粒由于受到離心力的作用會(huì)被強(qiáng)烈地?cái)D壓到錐形擋板上而對(duì)汽提擋板的內(nèi)表面產(chǎn)生磨蝕。

圖6為在噴出口氣速為22 m·s-1時(shí)，量綱1切向速度Vt/Vo在封閉罩8個(gè)軸向截面上的徑向分布曲線，圖中Vo為封閉罩與提升管環(huán)形截面上的表觀氣速。由圖6可見(jiàn)，切向速度沿徑向向外不斷增大并在靠近封閉罩壁面處達(dá)到最大值。在軸向方向上，隨著軸向高度的降低，最大切向速度不斷減小，當(dāng)軸向高度由z=3.1 m下降至z=1.1 m時(shí)，最大切向速度下降得較為緩慢，共下降了60%左右；繼續(xù)降低軸向高度，其值迅速減小，在下降至 z=0.97 m截面處，最大切向速度減小至不足隔流筒下口截面（z=3.1 m）處最大切向速度的12%。通過(guò)與圖5中相同噴口氣速條件下的旋流跡線圖進(jìn)行對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的軸向位置恰好位于自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的尾部，這與文獻(xiàn)［11］在旋風(fēng)分離器中的測(cè)量結(jié)果一致。為此，本文取隔流筒下端面最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面與隔流筒下端面間的軸向高度為SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。

圖6　SVQS量綱1切向速度分布（Vs=22 m·s-1）Fig.6　Dimensionless tangential velocity distribution in SVQS （Vs=22 m·s-1）

3.2噴口氣速對(duì)SVQS自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響

圖7為不同噴口氣速下SVQS旋流快分系統(tǒng)內(nèi)量綱1切向速度在不同軸向截面上的分布曲線。由圖7可知，隨著旋流頭噴出口氣速的增加，同一截面高度上的切向速度也逐漸增大，并且隨著軸向位置的降低，切向速度的徑向梯度也在逐漸減小且分布更加平緩。當(dāng)截面的軸向高度一定時(shí)，隨著徑向位置的增大，切向速度在r/R＜0.5的區(qū)域內(nèi)變化較小，在r/R＞0.5的徑向區(qū)域則呈現(xiàn)先增加后降低的變化趨勢(shì)，并在邊壁附近處達(dá)到最大值。隨著噴口氣速的增加，最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面位置逐漸降低，當(dāng)噴口氣速由 8 m·s-1增加到 22 m·s-1時(shí)，最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面位置逐漸由z=2.36 m降低至z=0.97 m，自然旋風(fēng)長(zhǎng)度則由0.79 m逐漸增加到2.18 m。由此可知，SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度隨噴口氣速的增大而明顯增加。

圖7　噴出口氣速對(duì)SVQS切向速度的影響Fig.7　Dimensionless tangential velocity w ith various SVQS spout velocities

3.3汽提氣速對(duì)SVQS自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響

在SVQS旋流快分系統(tǒng)的下部設(shè)有汽提段，以回收催化劑夾帶的油氣。為了考察汽提氣速對(duì)SVQS旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響規(guī)律，本文在噴口氣速Vs=22 m·s-1，不同汽提氣速下模擬計(jì)算了SVQS系統(tǒng)量綱1切向速度沿軸向高度的變化規(guī)律，如圖8所示。

由圖8可知，汽提氣的引入對(duì)SVQS旋流快分系統(tǒng)上部空間氣相流場(chǎng)的影響較小，而對(duì)下部空間氣相流場(chǎng)的影響較大，在汽提氣速Vq由0.15 m·s-1增加到0.90 m·s-1的過(guò)程中，最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面位置從截面z=0.905 m不斷上升至截面z=1.36 m處，自然旋風(fēng)長(zhǎng)度由2.245 m縮短為1.790 m。由此可知，汽提氣的引入縮短了SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。

3.4SVQS自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算關(guān)系式

SVQS旋流快分旋風(fēng)尾渦的軸向位置在不同操作條件下具有較大的變化范圍，因此采用實(shí)驗(yàn)的方法較難測(cè)量出不同條件下SVQS旋流尾渦的軸向位置，而采用模擬計(jì)算的方法卻可以相對(duì)容易地預(yù)測(cè)不同操作條件下SVQS旋流尾渦的截面位置，進(jìn)而獲得SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。本文通過(guò)參照旋風(fēng)分離器自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算方法，基于SVQS旋流快分的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及計(jì)算模擬結(jié)果，確定了提升管出口SVQS旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算關(guān)系式。

圖8　不同汽提氣速的切向速度分布（Vs=22 m·s-1）Fig.8　Dimensionless velocity distribution w ith various stripping velocities （Vs=22 m·s-1）

圖9　SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度Fig.9　Natural vortex length of SVQS

圖10　優(yōu)化高度后的SVQS量綱1切向速度分布及流線圖（Vs=24 m·s-1）Fig.10　Dimensionless tangential velocity distribution and stream line of optim ized SVQS （Vs=24 m·s-1）

式（2）表明，在確定的流量條件下，SVQS的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度隨隔流筒直徑的減小而增大，這與魏耀東等［14］所測(cè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果相一致；同時(shí)自然旋風(fēng)長(zhǎng)度隨封閉罩筒體直徑的增加而增大，這與Alexander［6］所測(cè)實(shí)驗(yàn)結(jié)果相一致。因此，本文給出的SVQS自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的計(jì)算公式能夠較準(zhǔn)確地描述SVQS旋流快分系統(tǒng)的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)特性，對(duì)工程設(shè)計(jì)有一定的指導(dǎo)意義。

3.5SVQS旋流快分的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

通過(guò)上述分析可知，SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度隨旋流頭噴出口氣速的增加而增大，隨汽提氣速的增加而減小。當(dāng)噴口氣速Vs為22 m·s-1、汽提氣速Vq分別為0和0.90 m·s-1時(shí)，旋風(fēng)尾渦距錐形擋板上沿的軸向高度分別為 970和 1360 mm。因此，模擬過(guò)程中設(shè)定的 SVQS旋流快分系統(tǒng)的封閉罩筒體有相當(dāng)一部分區(qū)域處于無(wú)旋流區(qū)域。為此，本文在封閉罩直筒段高度降低 800 mm（隔流筒下端面距錐形擋板上沿的高度為 2350mm）、旋流頭噴口氣速為24 m·s-1的條件下，模擬計(jì)算了SVQS旋流快分的氣相流場(chǎng)，其流動(dòng)軌跡如圖10（b）所示。由圖10可知，當(dāng)噴出口氣速Vs=24 m·s-1時(shí)，最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面為錐形擋板上沿以下40 mm的截面位置處，此時(shí)的封閉罩直筒段全部處于旋流穩(wěn)定區(qū)，SVQS的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度約為 2390 mm。在該條件下根據(jù)式（2）計(jì)算得到的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度為2474 mm，其與模擬計(jì)算值間的相對(duì)偏差約為3.50%，說(shuō)明采用式（2）能夠相對(duì)簡(jiǎn)單、準(zhǔn)確地計(jì)算提升管出口SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。

4　結(jié)　論

本文采用RNG k-ε湍流模型模擬了SVQS旋流快分系統(tǒng)內(nèi)的氣相流場(chǎng)并得到了SVQS旋流快分自然旋風(fēng)長(zhǎng)度的影響因素，結(jié)論如下。

（1）通過(guò)模擬發(fā)現(xiàn)，隔流筒下端面最大切向速度衰減達(dá)88%時(shí)的截面與SVQS旋風(fēng)尾渦截面相吻合，這與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果一致，說(shuō)明采用RNG k-ε湍流模型對(duì) SVQS旋流快分系統(tǒng)進(jìn)行模擬是有效的，并據(jù)此定義了提升管出口SVQS的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度。

（2）通過(guò)考察不同旋流頭噴口氣速及不同汽提線速條件下SVQS不同軸向高度截面上軸切向速度徑向分布的規(guī)律發(fā)現(xiàn)，SVQS旋流快分的自然旋風(fēng)長(zhǎng)度隨旋流頭噴出口氣速的增加和汽提線速的減小而增加。

符號(hào)說(shuō)明

Ao——出口面積，m2

Ar——提升管入口截面積，m2

a ——SVQS旋流頭噴出口高度，mm

b ——SVQS旋流頭噴出口寬度，mm

C1ε，C2ε，Cμ——常數(shù)

D ——封閉罩直徑，m

De——隔流筒直徑，m

Dh——水力學(xué)直徑，m

d ——平衡管截面邊長(zhǎng)，mm

Eij——應(yīng)變率張量

Gk——平均速度梯度引起的產(chǎn)生項(xiàng)，J

I ——湍動(dòng)強(qiáng)度

k——湍動(dòng)動(dòng)能，m2·s-2

L——自然旋風(fēng)長(zhǎng)度，m

n——旋流臂總數(shù)

Po——出口壓力，Pa

Pt——?dú)怏w總壓，Pa

p——流體壓力，Pa

Q——入口氣量，m3·s-1

R——封閉罩半徑，mm

r——測(cè)點(diǎn)距中心軸線半徑，mm

S——源項(xiàng)

u——x方向速度，m·s-1

Ve——隔流筒與提升管環(huán)形空間表觀氣速，m·s-1

Vo——提升管與封閉罩環(huán)形空間表觀氣速，m·s-1

Vq——汽提氣速，m·s-1

Vr——提升管入口氣速，m·s-1

Vs——旋流頭噴出口氣速，m·s-1

Vt——切向速度，m·s-1

V

z——軸向速度，m·s-1

v——y方向速度，m·s-1

w——z方向速度，m·s-1

z——截面高度，m

αk，αε，β——常數(shù)

?！獢U(kuò)散系數(shù)

ε——湍流耗散率，m2·s-3

η0——常數(shù)

μ——?jiǎng)恿︷ざ?，Pa·s

μeff——有效黏度，Pa·s

μt——湍動(dòng)黏度，Pa·s

ρ——密度，kg·m-3

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Numerical simulation of natural vortex length in riser term ination w ith SVQS system

CHENG Zhaolong， E Chenglin， LU Chunxi
（State Key Laboratory of Heavy Oil Processing， China University of Petroleum， Beijing 102249， China）

To optim ize the cylinder height of the closing section， the gas phase flow field and the natural vortex length in a ?600 mm×4150 mm super vortex quick separation （SVQS） system were simulated by using the RNG k-ε turbulent model. The simulation results show that the cross-section location of the vortex end was agreeable to that of 88% attenuation of the maximum tangential velocity in the entrance section of flow partition column，which hence defined the natural vortex length. From the tangential velocity distribution of gas phase in SVQS， the natural vortex length of the quick separation was found to increase w ith the increase of spout velocity and the decrease of stripping velocity. Based on the numerical simulation and structural characteristics of SVQS， an equation for calculating the natural vortex length in SVQS was developed.

riser； separation； computational fluid dynam ics

date: 2016-03-30.

Prof. LU Chunxi， lcx725@sina.com

supported by the National Basic Research Program of China （2012CB215000）.

O 351； TE 624； TQ 021.1

A

0438—1157（2016）08—3347—10

10.11949/j.issn.0438-1157.20160381

2016-03-30收到初稿，2016-07-16收到修改稿。

聯(lián)系人：盧春喜。第一作者：程兆龍（1990—），男，碩士研究生。

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2012CB215000）。