楊維旺，王燕云，于洪傳

（1.中車戚墅堰機車車輛工藝研究所有限公司，江蘇常州 213000；2.青島威奧軌道股份有限公司，山東青島 266108；3.中車青島四方機車車輛股份有限公司，山東青島 266108）

0 引言

旋風(fēng)分離器是一種常見的氣液分離設(shè)備，具有結(jié)構(gòu)簡單、無運動部件、分離效率高、維修方便等優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用在石油、化工、環(huán)保等領(lǐng)域［1］。隨著全球能源短缺和對環(huán)境保護的重視，提高分離效率并降低壓降已經(jīng)成為石化行業(yè)新型分離器研究的熱點。

目前國內(nèi)外對旋風(fēng)分離器性能的研究主要集中在切向入口的旋風(fēng)分離器上，而對軸向入口的旋風(fēng)分離器的研究則相對較少。軸向入口的旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)緊湊，徑向尺寸小，分離效率高，壓力損失小，近年來受到越來越多研究人員的關(guān)注［2-3］。王振波等［4］通過試驗研究了一種新型分離器的葉道出口角度、錐體角度等因素對分離性能的影響情況。Win field等［5］對單切向入口和三切向入口的旋風(fēng)分離器進行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明，與單切向入口比較，三切向入口的旋風(fēng)分離器的效率不變，壓降更低。Lee等［6］通過試驗測定了單管旋風(fēng)分離器和雙管旋風(fēng)分離器對于分離固體顆粒的分離效率和壓降的差異，試驗結(jié)果表明，雙管旋風(fēng)分離器的效率較高，但壓降較低。金向紅等［7］通過試驗對比研究了管錐式分離器與管柱式分離器的分離效率與壓降情況，結(jié)果表明管柱式分離器分離效率較高，管錐式的壓降損失較小。Yang等［8］通過試驗和數(shù)值模擬的方法，研究分離效率最大值時的分離器高度，結(jié)果表明最大效率旋風(fēng)分離器高度隨著入口尺寸減小而降低。

目前，在石油催化裂化工藝過程中，大量被應(yīng)用于油氣過濾和凈化的旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)陳舊，進出口的壓降很大，分離效率也不理想。本文利用FLUENT軟件對軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的分離特性進行數(shù)值模擬，同時進行試驗驗證。文中分析了軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場的分布規(guī)律，模擬計算了不同葉片結(jié)構(gòu)的分離器內(nèi)部壓力場、速度場、分離效率和壓降值，進而分析了旋風(fēng)分離器葉片結(jié)構(gòu)對其分離效率和壓降的影響規(guī)律，給出了具體的葉片高度和葉片圈數(shù)的優(yōu)化參考建議。

1 幾何模型

本文的研究是基于一項發(fā)明專利和實用新型專利［9-10］，對專利中的軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器進行結(jié)構(gòu)上的優(yōu)化研究。本文利用Solidworks軟件建立旋風(fēng)分離器的三維模型如圖1所示。

圖1 軸流導(dǎo)葉式氣液旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)

軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器由排氣管、導(dǎo)流葉片、外筒體和儲液槽構(gòu)成，其中外筒體可劃分為3部分：柱筒部分、錐筒部分和排液管。排液管底部外壁面與儲液槽內(nèi)壁面用連接板焊接相連，可進行液封，保證氣流全部從排氣管排出。如圖1（a）所示，分離器的總高度為1 230 mm，其中外筒體高度H1=1 120 mm，柱筒高度H2=120 mm，錐筒高度H3=150 mm。排液管的高度為850 mm，柱筒外徑D1=76 mm，排液管外徑D2=34 mm，壁厚均為3 mm。排氣管高度H4=190 mm，排氣管插入柱筒段深度H5=100 mm，排氣管外徑D3=51 mm，壁厚為3 mm。儲液槽高度H7=80 mm，排液管插入儲液槽深度H8=60 mm，連接儲液槽與排液管的連接板高度H9=35 mm，儲液槽外徑D4=90 mm，連接板和儲液槽的壁厚均為3 mm。圖1（b）（c）分別示出分離器內(nèi)部含導(dǎo)流葉片的分離空間橫截面和儲液槽的橫截面。圖中所示的旋風(fēng)分離器的導(dǎo)流葉片數(shù)量為4，葉片高度H6=50 mm，葉片厚度為2 mm，葉片的結(jié)構(gòu)如圖1（d）（e）所示，葉片螺旋角為 60°，葉片旋轉(zhuǎn)角為 90°。

2 數(shù)值模擬

2.1 計算模型

目前對分離器內(nèi)部流場的模擬計算，較多使用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNG k-ε模型和雷諾應(yīng)力模型（RSM）。對這3種模型，前人進行過大量的研究，其中RSM的計算結(jié)果與實際測量結(jié)果最吻合［11-13］。因為，RSM摒棄了基于各向同性渦黏性的Boussinesq假設(shè)，包含更多物理過程的影響，考慮了湍流各向異性，特別是旋轉(zhuǎn)效應(yīng)、浮力效應(yīng)、曲率效應(yīng)等［14］。

RSM模型是直接對Reynolds應(yīng)力建立微分方程式，并對連續(xù)性方程、動量方程、雷諾應(yīng)力方程及湍動能方程建立方程組進行求解：

Reynolds應(yīng)力方程：

Cij——對流項；

Dij——擴散項；

DTij——湍流擴散項；

DLij——分子黏性擴散項；

Pij——雷諾剪應(yīng)力產(chǎn)生項；

φij——壓力應(yīng)變項；

εij——黏性耗散項。

在上式各項中，Cij，DLij，Pij均只包含二階關(guān)聯(lián)項，不必進行模化處理。DTij，φij，εij包含未知的關(guān)聯(lián)項，需模擬為表示的式子，才能完成對雷諾應(yīng)力輸運方程的封閉。式中各項的?；椒?、計算參數(shù)選擇及湍動方程可參考文獻［15-16］。

軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣體流動是三維強旋轉(zhuǎn)湍流流動，運動形式比較復(fù)雜，在計算中采用SIMPLEC算法及QUICK差分格式［17-18］。對動量方程和湍流強度方程，是采用基于壓力速度耦合的方法進行求解的［19］。

2.2 邊界條件

2.2.1 入口邊界

在常溫常壓狀態(tài)下，入口空氣的密度ρ為1.237 kg/m3，空氣動力黏度μ為 1.807×10-5Pa·s，空氣摩爾質(zhì)量為28.96 g/mol，氣流進入方向為垂直于分離空間的環(huán)形斷面。模擬計算中，進氣速度依次設(shè)置為 5，7.5，10，12.5 m/s。

2.2.2 出口邊界

在模擬計算中，氣液兩相流從分離器入口進入，大量液滴在分離空間被捕集，沿分離器內(nèi)壁流入排液管中。排液管底部有液封結(jié)構(gòu)，氣流無法通過，氣體全部由排氣管排出，部分液滴隨氣流由排氣管逃逸，未被分離。排氣管的出口邊界設(shè)置為out flow，DPM選項設(shè)為escape，即為氣液兩相流計算終止處。排液管口設(shè)為out flow，DPM選項設(shè)為trap。排液管口處有液體密封，沒有氣流流出，所以取排液管口處的流量權(quán)重為0，排氣管口處的流量權(quán)重為1。

2.2.3 壁面邊界條件

模擬計算中，壁面效應(yīng)是湍流和旋渦的重要來源，因此在近壁區(qū)的處理對數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性有顯著的影響［20-23］。本文模擬計算前對筒壁面和導(dǎo)流葉片各處進行合理劃分，設(shè)置了不同的碰撞恢復(fù)情況，見表1。

表1 不同壁面位置的碰撞恢復(fù)情況

2.3 網(wǎng)格劃分

本文運用Gambit軟件生成網(wǎng)格模型，如圖2所示。為了實現(xiàn)旋風(fēng)分離器網(wǎng)格的整體優(yōu)化，將旋風(fēng)分離器內(nèi)部的流場分為排氣管內(nèi)、分離空間、錐筒內(nèi)和儲液槽空間4個部分。在分離空間和錐筒內(nèi)區(qū)域，氣流運動比較劇烈，壁面作用使流體存在較大的速度梯度，為了能夠準(zhǔn)確模擬壁面附近流場，采用邊界層網(wǎng)格和COOPER網(wǎng)格生成技術(shù)。其它區(qū)域，為保證網(wǎng)格質(zhì)量同時提高計算的經(jīng)濟性，采用四面體網(wǎng)格，圖中的網(wǎng)格模型包含約13萬個網(wǎng)格單元。

圖2 旋風(fēng)分離器的網(wǎng)格模型

3 模擬結(jié)果分析

3.1 壓力分布

為了研究旋風(fēng)分離器內(nèi)部不同位置的流場分布情況，在主筒區(qū)域即排氣管底部到錐筒頂部之間流場區(qū)域選取6個不同高度的橫截面，對計算結(jié)果進行對比分析。6個橫截面與分離器最底端的距離分別為h1=0.890 m，h2=0.895 m，h3=0.900 m，h4=0.905 m，h5=0.910 m，h6=0.915 m，如圖3所示。

圖3 不同高度的橫截面

圖4示出旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場在Y=0截面上的靜壓力分布云圖。

圖4 旋風(fēng)分離器Y=0截面靜壓值分布云圖

由圖可以看出，對于軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器，內(nèi)部流場分為內(nèi)旋流和外旋流兩部分，外旋流的靜壓值較高，內(nèi)旋流的靜壓值較低。沿徑向上靜壓值由內(nèi)向外逐漸增大，靠近分離器壁面上的靜壓值最大。在中心軸線上的壓力很小，在排氣管入口中心處出現(xiàn)了負(fù)壓區(qū)，達(dá)到-300 Pa左右。沿軸向上靜壓值變化不大，在柱筒和錐筒接合斷面處分離器壁面存在較大的靜壓值，達(dá)到700 Pa。

對不同截面的靜壓分布情況進行分析，由圖5可以看出，軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器內(nèi)部氣流靜壓力場在一個橫截面上沿徑向上的分布曲線呈V型。這表明，在同一橫截面上，中心處的靜壓值最小，沿徑向向外逐漸增大。在不同高度橫截面上，靠近壁面的靜壓值變化很小，在中心位置的靜壓值變化比較明顯。高度越高，壓力越低。

圖5 旋風(fēng)分離器不同橫截面的靜壓分布

3.2 速度分布

圖6示出旋風(fēng)分離器內(nèi)部氣流在Y=0截面上的軸向速度、切向速度分布云圖。

圖6 旋風(fēng)分離器Y=0截面軸向速度、切向速度分布云圖

由圖6（a）可知，軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的內(nèi)部氣流的軸向速度分布沿中心軸線左右對稱，在排氣管入口中心處的軸向速度達(dá)到最大值，在排氣管入口外側(cè)的軸向速度值最小，且二者方向相反。由圖6（b）中可以看出，軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器內(nèi)部的氣流切向速度分布沿中心軸線上左右對稱。在排氣管入口與錐筒上半段存在一個切向速度較大的區(qū)段，排氣管入口處內(nèi)側(cè)切向速度達(dá)到最大值，而外側(cè)切向速度最小。綜上表明，在排氣管入口區(qū)域，氣流發(fā)生轉(zhuǎn)向，由向下運動轉(zhuǎn)為向上流動，分離器內(nèi)部氣流形成了二次渦流。這是由于進入旋風(fēng)分離器的氣流，在葉片導(dǎo)流作用下，由初始的向下軸向運動轉(zhuǎn)化為旋轉(zhuǎn)運動，形成外層的渦旋運動，在到達(dá)分離器底部后，又轉(zhuǎn)而向上運動，形成內(nèi)部向上的渦流運動。因此，軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣流分為2個部分，即外部的準(zhǔn)自由渦和內(nèi)部的準(zhǔn)強制渦。內(nèi)外漩渦在排氣管入口處交匯，氣流運動較為劇烈且發(fā)生轉(zhuǎn)向，同時存在返混現(xiàn)象和旋進渦核現(xiàn)象。

圖7示出旋風(fēng)分離器內(nèi)部氣流在不同截面上的軸向速度、切向速度分布曲線。從圖7（a）看出，氣流的軸向速度沿徑向上呈駝峰狀分布，且內(nèi)外旋流軸向流動的方向相反。從圖7（b）可知，切向速度沿徑向上呈雙峰狀，由內(nèi)向外，切向速度先升高后降低。切向速度始終同一方向，表明在同一截面上的內(nèi)旋流和外旋流的旋轉(zhuǎn)方向是同向的。此外，圖中切向速度值最大處為排氣管入口附近，即是內(nèi)外旋流的交匯處。而在分離器壁面處的切向速度最小，接近于0，這說明在壁面處的氣流幾乎沒有旋轉(zhuǎn)流動。

圖7 旋風(fēng)分離器不同截面的軸向速度、切向速度分布

4 試驗驗證

為了驗證數(shù)值模擬的可信性，作者搭建了試驗裝置，進行了試驗驗證。試驗中測定了軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器在不同霧化液滴粒徑下的分離效率和不同進氣速度下的壓降值，然后與數(shù)值計算結(jié)果對比。搭建了試驗裝置。

在試驗中，為了產(chǎn)生氣液混合兩相流，對液體進行霧化，液體選用癸二酸二辛酯。采用孔徑為0.46 mm的單流體霧化噴嘴進行液體的霧化，霧化噴嘴孔徑一定時，影響霧化液滴粒徑的因素是液體泵的操作壓力［24］。通過調(diào)節(jié)泵的操作壓力，進而控制霧化產(chǎn)生液滴的平均粒徑。本試驗中，霧化液滴的平均粒徑與液體泵的操作壓力關(guān)系如圖8所示。

圖8 液體泵操作壓力與霧化液滴平均粒徑關(guān)系

本試驗中旋風(fēng)分離器葉片高度為50 mm，結(jié)構(gòu)尺寸與模擬計算中完全相同。在壓降測定試驗中，調(diào)節(jié)風(fēng)機來控制進氣速度，進氣速度依次為2.5，5.0，7.5，10.0，12.5 m/s。在效率測定試驗中，調(diào)節(jié)泵的壓力來控制霧化液滴粒徑，依次為5，6，7，8，9，10 μm。

圖9示出試驗測定的分離效率結(jié)果與模擬計算結(jié)果的對比。

圖9 分離效率對比

由圖可以看出，二者相差很小，平均誤差為2.32%。試驗測定的壓降結(jié)果與模擬計算結(jié)果對比如圖10所示，二者也比較吻合，平均誤差為2.17%。通過以上試驗與模擬的對比結(jié)果可以說明，本文采用的模擬計算方法合理，結(jié)果準(zhǔn)確。

圖10 壓降對比

5 葉片結(jié)構(gòu)影響分析

在驗證模擬計算的準(zhǔn)確性之后，對不同葉片結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場進行模擬計算，并對計算結(jié)果進行對比分析。本文構(gòu)建了2組不同的葉片高度和葉片圈數(shù)的旋風(fēng)分離器，分別進行數(shù)值模擬計算，葉片結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。

表2 葉片結(jié)構(gòu)參數(shù)

數(shù)值模擬計算時，分別計算不同葉片結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器在不同液滴粒徑下的分離效率和不同進氣速度下的壓降。然后，保持單一變量，對不同葉片結(jié)構(gòu)、相同液滴粒徑和進氣速度下的分離效率和壓降計算結(jié)果進行對比分析，獲得葉片結(jié)構(gòu)對分離器性能的影響規(guī)律。

5.1 葉片高度的影響

圖11示出軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的分離效率隨葉片高度變化的曲線。由圖可知，葉片高度增加，旋風(fēng)分離器的分離效率呈下降趨勢。這是由于其它參數(shù)不變，葉片高度的增加使得葉片的螺旋角減小，受葉片導(dǎo)流的旋轉(zhuǎn)氣流的軸向速度將增加，切向速度減小，因而氣流中的液滴的離心力減小，更容易通過分離空間，經(jīng)排氣管逃逸。圖12示出旋風(fēng)分離器的壓降隨葉片高度變化的曲線，由圖可知，葉片高度增加，壓降隨之降低。這是由于葉片高度越小，受葉片導(dǎo)流的氣流在分離空間內(nèi)旋轉(zhuǎn)流動的時間則越短，氣流的速度提升速率更快，氣流與導(dǎo)流葉片的作用力也更大，排氣口的壓力增量卻較小，所以壓降值變大。

圖12 壓降隨葉片高度變化曲線

綜合以上葉片高度對旋風(fēng)分離器性能的影響情況，為保證較高的分離效率，且盡量減小壓降，葉片高度應(yīng)在40～45 mm范圍內(nèi)選擇。

5.2 葉片圈數(shù)的影響

圖13示出軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的分離效率隨葉片圈數(shù)變化的曲線。

圖13 分離效率隨葉片圈數(shù)變化曲線

由圖可知，隨著葉片圈數(shù)的增加，分離效率先增大后減小。這是由于葉片圈數(shù)增加，葉片的其它結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，則葉片的螺旋角將增大，對氣流的導(dǎo)流作用將增強，氣流中的液滴的旋轉(zhuǎn)角度也將增大，更多的液滴將受離心力作用被分離出來，分離效率增大。然而，當(dāng)葉片圈數(shù)過大，氣流在分離空間的行程增加，運動氣流對攜帶液滴的作用力也將增加，液滴更易于被氣流攜帶經(jīng)排氣管逃逸，將不利于液滴的分離。

圖14示出旋風(fēng)分離器的壓降隨葉片圈數(shù)變化的曲線。由圖可以看出，分離器的壓降隨著葉片圈數(shù)的增加逐漸升高。因為葉片圈數(shù)增加，葉片對氣流的旋流作用增大，葉片的壁面對氣流的作用力也增加，通過分離空間的氣流的壓降即增大。另外，進氣速度增大，氣流的動能增加，葉片壁面對氣流的作用力也增大，壓降也隨之增大。

圖14 壓降隨葉片圈數(shù)變化曲線

葉片圈數(shù)對旋風(fēng)分離器性能的影響情況，為保證較高的分離效率，且較低的壓降，葉片圈數(shù)應(yīng)選擇在0.25～0.30范圍內(nèi)。

6 結(jié)論

（1）分離器內(nèi)柱筒和錐筒接合區(qū)段的外旋流具有很高的切向速度，是分離器的高壓區(qū)，排氣管入口前后切向速度很低，形成一個低壓區(qū)，是壓降產(chǎn)生的主要區(qū)段。軸流導(dǎo)葉式分離器的分離效率的提高往往伴隨著壓降的增大，應(yīng)用中需要權(quán)衡利弊。

（2）隨著葉片高度增大，軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的分離效率逐漸降低，壓降平穩(wěn)減小。軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的葉片高度建議在40～45 mm內(nèi)選擇。

（3）隨著葉片圈數(shù)增大，軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的分離效率先增大后略有減小，壓降一直持續(xù)增大。軸流導(dǎo)葉式旋風(fēng)分離器的葉片圈數(shù)選擇范圍為 0.25～0.30。