差異旋風(fēng)分離器并聯(lián)性能測(cè)量及流場(chǎng)分析

陳建義，高銳，劉秀林，李真發(fā)

（1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 102200；2過程流體過濾與分離技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102200）

差異旋風(fēng)分離器并聯(lián)性能測(cè)量及流場(chǎng)分析

陳建義1，2，高銳1，劉秀林1，李真發(fā)1

（1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 102200；2過程流體過濾與分離技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102200）

通過改變旋向和芯管直徑，設(shè)計(jì)了3種差異旋風(fēng)分離器，并按中心對(duì)稱方式組成了3種并聯(lián)方案：相同分離器、旋向差異分離器和芯管差異分離器并聯(lián)。在冷態(tài)實(shí)驗(yàn)裝置上，測(cè)量了單分離器和并聯(lián)分離器的性能，并利用 FLUENT軟件分析了并聯(lián)分離器的流場(chǎng)。結(jié)果表明，并聯(lián)分離器的效率均高于單分離器，且效率-氣速曲線未出現(xiàn)“駝峰”；與相同分離器并聯(lián)相比，旋向交替變化時(shí)并聯(lián)總壓降較小，分離效率也更低，但各分離器流量分配均勻，未發(fā)現(xiàn)“竄流”現(xiàn)象；當(dāng)芯管有差異時(shí)，并聯(lián)總壓降增大，各分離器進(jìn)口流量分配不均勻，且進(jìn)、出口流量平均相差 6.0%，公共灰斗中存在“竄流”，旋流穩(wěn)定性變差，效率降低。為了保證并聯(lián)分離器的性能，應(yīng)采用相同分離器對(duì)稱并聯(lián)的方式。

旋風(fēng)分離器；并聯(lián)；測(cè)量；流場(chǎng)；數(shù)值分析

引　言

旋風(fēng)分離器是常見的氣固分離設(shè)備。當(dāng)含塵氣體流量較大時(shí)，單臺(tái)大直徑的分離器難以保證分離效率，此時(shí)常將多臺(tái)小直徑的分離器并聯(lián)工作，稱為并聯(lián)分離器。催化裂化煙氣余熱回收系統(tǒng)中的第三級(jí)分離器就采用多個(gè)旋風(fēng)分離器并聯(lián)的形式，簡(jiǎn)稱“三旋”。三旋的結(jié)構(gòu)有一個(gè)特點(diǎn)，即各分離器均從同一個(gè)進(jìn)氣室（管）進(jìn)氣，向同一個(gè)集氣室排氣，且共用一個(gè)排塵室（公共灰斗）。這樣的結(jié)構(gòu)容易導(dǎo)致公共灰斗中產(chǎn)生竄流返混［1-2］，從而影響并聯(lián)分離器的整體性能［3-4］，甚至使其失效。

并聯(lián)分離器的結(jié)構(gòu)、排布方式比單分離器更復(fù)雜，性能影響因素也更多，例如氣體分配［5-8］、旋流穩(wěn)定性［9-10］等。前人雖對(duì)并聯(lián)分離器的流場(chǎng)和分離效率開展了研究，但無論是針對(duì)軸流式分離器并聯(lián)［11-14］，還是切流式分離器并聯(lián)［6-10］，這些研究都假設(shè)各分離器是完全相同的。然而，在實(shí)際應(yīng)用中分離器的并聯(lián)方式不盡相同。例如，有的將結(jié)構(gòu)尺寸相同但旋向不同的分離器交替排列，有的由于制造誤差以及顆粒沖刷磨損，并聯(lián)分離器的尺寸或壓降會(huì)存在差異。但迄今對(duì)旋向或尺寸有差異的分離器并聯(lián)后，其性能變化規(guī)律還缺乏研究，特別是對(duì)并聯(lián)后旋進(jìn)渦核（PVC）［15-18］變化的研究更加欠缺。

本文通過改變旋向和芯管直徑，設(shè)計(jì)了3種差異旋風(fēng)分離器，并按中心對(duì)稱方式組成了3種并聯(lián)方案：相同分離器并聯(lián)，旋向差異分離器并聯(lián)和芯管差異分離器并聯(lián)。然后，通過冷態(tài)對(duì)比實(shí)驗(yàn)，測(cè)量了單分離器和并聯(lián)分離器的壓降和分離效率；同時(shí)利用FLUENT軟件，分析了并聯(lián)分離器的壓降、流量分配以及排塵室的流場(chǎng)和旋流穩(wěn)定性。本研究揭示了差異分離器并聯(lián)的特性和特殊流動(dòng)現(xiàn)象，豐富了對(duì)并聯(lián)分離器的認(rèn)識(shí)，并可為并聯(lián)旋風(fēng)分離器尤其是FCC三旋的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供指導(dǎo)。

為示區(qū)別，下文將分離器單獨(dú)工作時(shí)稱為“單分離器”；并聯(lián)時(shí)的各分離器稱為“分離元件”。

1　并聯(lián)方案設(shè)計(jì)與實(shí)驗(yàn)裝置

1.1單分離器和分離元件的設(shè)計(jì)

實(shí)驗(yàn)和模擬采用直徑300 mm的PV型旋風(fēng)分離器，其結(jié)構(gòu)型式和尺寸見圖 1。圖中尺寸單位是mm；氣流旋向?yàn)槟鏁r(shí)針（也稱為左旋），且芯管直徑是96 mm，暫命名PV-1。為了對(duì)比，本文還設(shè)計(jì)了右旋的PV型分離器，其尺寸與左旋完全相同，簡(jiǎn)稱PV-2。為了反映芯管差異，又設(shè)計(jì)了芯管直徑90 mm的左旋分離器，簡(jiǎn)稱PV-3。以下就由這3種分離器組成不同的并聯(lián)方案。

圖1　PV型旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Geometry of a model PV cyclone separator

1.2并聯(lián)方案設(shè)計(jì)

本文按中心對(duì)稱排列方式，設(shè)計(jì)了3種并聯(lián)分離器，每種均由4個(gè)分離元件構(gòu)成。第1種是完全相同分離器并聯(lián)，即由4臺(tái)PV-1分離器組成，記為方案Ⅰ。第2種是旋向差異分離器并聯(lián)，由PV-1 和PV-2交替排列組成，記為方案Ⅱ。第3種是芯管差異分離器并聯(lián)，由PV-1和PV-3交替排列組成，記為方案Ⅲ。3種并聯(lián)方式的排布詳見圖2。

圖2　3種并聯(lián)方案示意圖Fig.2　Parallel arrangements of four cell cyclones

1.3實(shí)驗(yàn)裝置、內(nèi)容與方法

實(shí)驗(yàn)裝置如圖3所示。直徑200 mm的公共進(jìn)氣管1的水平段與大氣連通，沿流向依次設(shè)有流量計(jì)2（距大氣進(jìn)口1800 mm）和加料器3（豪泰雙螺桿加料器HT-LH300，距流量計(jì)1000 mm、距進(jìn)氣管水平彎頭1600 mm）。含塵氣流自公共進(jìn)氣管1的豎直段（直徑 300 mm，兼做分配器）分配到各分離元件6。凈化后的氣流從各分離元件的排氣管5匯聚到集氣室4，然后通過出口管9（直徑300 mm）進(jìn)入風(fēng)機(jī)11和過濾器12，最后排入大氣。被捕集的顆粒經(jīng)各分離元件的料腿7排入公共灰斗8，逃逸顆粒由等動(dòng)采樣裝置10收集樣品。

圖3　并聯(lián)旋風(fēng)分離器冷態(tài)性能實(shí)驗(yàn)裝置Fig.3　Diagram of test facility of parallel cyclones

實(shí)驗(yàn)氣體為大氣，流量由皮托管測(cè)定；各分離元件壓降及總壓降由U形壓力計(jì)測(cè)量；分離效率采用加塵稱重法測(cè)定，粉料質(zhì)量由TSCALE電子秤稱量，量程0～30.0 kg，精度1.0 g。粉料選用硅微粉，顆粒密度2600 kg·m-3，粒度服從對(duì)數(shù)正態(tài)概率分布，中位粒徑14.0 μm，均方差0.32。

為了反映芯管直徑不同的兩個(gè)分離器即 PV-1 和 PV-3性能的差別，本文還先測(cè)定了它們的效率和壓降，然后再對(duì)3種并聯(lián)方案的壓降和效率進(jìn)行測(cè)量和比較。單分離器實(shí)驗(yàn)時(shí)，最大進(jìn)口流量1400 m3·h-1，最大進(jìn)口氣速Vin約30 m·s-1；并聯(lián)實(shí)驗(yàn)時(shí)，各分離元件的進(jìn)口流量Qin=650～1200 m3·h-1，進(jìn)口氣速Vin=15～26 m·s-1；含塵濃度5 g·m-3。

1.4數(shù)值分析方法

數(shù)值分析的目的是進(jìn)一步從流動(dòng)角度，厘清不同并聯(lián)方式影響分離性能的機(jī)理。并聯(lián)分離器計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分如圖4所示（僅示出方案Ⅰ，方案Ⅱ和Ⅲ與之類似）。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，幾何模型中的集氣室和公共灰斗就用圓柱形區(qū)域，省去了實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ椭械膱A錐段。4臺(tái)分離元件均以豎直的公共進(jìn)氣管為進(jìn)氣面，氣流經(jīng)公共進(jìn)氣管后再分配至各分離元件。數(shù)值計(jì)算的坐標(biāo)原點(diǎn)設(shè)在公共進(jìn)氣管中心線與公共進(jìn)氣管頂板的交點(diǎn)。在幾何突變處或邊壁區(qū)域，網(wǎng)格加密。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證［9-10］，單分離器網(wǎng)格數(shù)量為23萬，并聯(lián)分離器總網(wǎng)格數(shù)約153萬。

圖4　數(shù)值模擬的幾何模型示意圖Fig.4　Schematic diagrams of numerical models

旋風(fēng)分離器內(nèi)是三維強(qiáng)旋流場(chǎng)，本文采用各向異性的雷諾應(yīng)力（RSM）湍流模型，壓力梯度項(xiàng)采用PRESTO！（Pressure Staggering Option）方法處理，各對(duì)流項(xiàng)均采用QUICK差分格式。壓力速度耦合用SIMPLEC算法。排氣出口假設(shè)為充分發(fā)展的流動(dòng)，壁面用無滑移條件及標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理。

2　實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1單分離器效率與壓降（阻力系數(shù)）

壓降是旋風(fēng)分離器的重要性能，且可表示為

式中，Δp是壓降；ξ是阻力系數(shù)；ρg是氣體密度；Vin是進(jìn)口截面的平均氣速?？梢姡枇ο禂?shù)能更好地反映不同分離器的阻力特性。圖5給出了實(shí)測(cè)的PV-1、PV-2和PV-3的阻力系數(shù)ξ的變化規(guī)律。可見，ξ會(huì)隨進(jìn)口氣速增大而有所升高，但增幅逐漸越小。對(duì)PV-1和PV-2，因只有旋向差別，不會(huì)影響其壓降，故相同條件下阻力系數(shù)相等。對(duì)PV-3，其芯管直徑較小，故阻力系數(shù)較大。例如當(dāng)Vin=22 m·s-1時(shí)，PV-3的阻力系數(shù)ξ=23.2，而PV-1和PV-2的阻力系數(shù)ξ=20.2。在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，PV-3的阻力系數(shù)平均要比PV-1和PV-2高約15%，這與ESD壓降模型［19］預(yù)測(cè)是一致的。

圖5　單分離器阻力系數(shù)與進(jìn)口氣速的關(guān)系Fig.5　Coefficient of pressure drops of two single cyclones

PV-1、PV-2和PV-3的分離效率結(jié)果見圖6?？梢?，效率-進(jìn)口氣速曲線形狀相似，都呈典型的“駝峰”形，即效率隨氣速先升高后降低，超過各單分離器的最佳進(jìn)口氣速Vopt后，效率會(huì)快速下降。PV-3的最高效率約96.8%，PV-1或PV-2的最高效率約96.2%。在最高效率點(diǎn)左側(cè)，PV-3的效率比PV-1或PV-2平均高出約0.5%，折算成帶出率則要低12%。實(shí)驗(yàn)還表明：芯管直徑越小，效率越高，最佳進(jìn)口氣速Vopt也稍小一些。

圖6　單分離器的分離效率與進(jìn)口氣速關(guān)系Fig.6　Separation efficiency of two single cyclones

2.2并聯(lián)分離器的性能

并聯(lián)分離器的性能是本文的重點(diǎn)。3種并聯(lián)方案的總阻力系數(shù)ξt的測(cè)量結(jié)果見表1。表中Vin是各分離元件進(jìn)口截面的平均氣速；ξt是用集氣室出口管與分離器入口間的壓差計(jì)算的，故與分離器自身的阻力系數(shù)ξ不同，它還包括了分離器出口管至集氣室、集氣室至總出口管間的阻力系數(shù)。顯然ξt的差別不僅與分離元件自身有關(guān)，也與不同并聯(lián)方案中集氣室段的阻力差異有關(guān)。表1說明，方案Ⅲ的ξt最高，方案Ⅱ的最低，方案Ⅰ的居中。

表1　各并聯(lián)方案的總阻力系數(shù)對(duì)比Table 1　Comparison between total coefficients of pressuredrop of three parallel cyclones

對(duì)照方案Ⅰ和方案Ⅱ，各分離元件只是旋向不同，結(jié)構(gòu)尺寸是完全一樣的，故可推知：各分離元件的阻力系數(shù)應(yīng)當(dāng)相同，表1給出的分離元件的阻力系數(shù)也說明了這一點(diǎn)?？梢姡斐煞桨涪窈头桨涪虻摩蝨不同的原因就在于集氣室段的阻力不同。

對(duì)方案Ⅰ和Ⅲ，各分離元件雖旋向相同，但芯管尺寸不同，這屬兩個(gè)阻力不同的流動(dòng)元件并聯(lián)。由于并聯(lián)流動(dòng)要求各支路的壓降相同，所以流過阻力大的元件流量較少。此時(shí)，為了流過相同的總流量，各支路的壓降必然要增大，所以基于進(jìn)口氣速折算的阻力系數(shù)必然增大。方案Ⅲ中分離元件的阻力系數(shù)ξ比方案Ⅰ中增大約12%，其原因正在于此。進(jìn)一步對(duì)照發(fā)現(xiàn)，這也是導(dǎo)致方案Ⅲ的ξt大于方案Ⅰ的主要原因，且由于兩者分離元件旋向一致，集氣室段的阻力基本相同。

3種并聯(lián)方案的總效率Et如圖7所示。為便于比較，圖7還給出了單分離器（PV-1或PV-2）的效率曲線。令人感興趣的是，并聯(lián)的效率都比單分離器的高，并且不同于單分離器，在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)它們的效率曲線是單調(diào)升高的，并沒有出現(xiàn)駝峰。比較而言，方案Ⅰ的效率最高，方案Ⅱ的效率最低。

對(duì)于方案Ⅰ與單分離器效率的差異，文獻(xiàn)［9］認(rèn)為原因有三，一是并聯(lián)后分離元件內(nèi)部旋流增強(qiáng)，二是旋流的穩(wěn)定性得到很大提高，另外公共灰斗內(nèi)不存在“竄流”現(xiàn)象。以下借鑒這一思路，重點(diǎn)分析各并聯(lián)方案之間效率的差異。

圖7　各并聯(lián)方案分離效率的對(duì)比Fig.7　Comparison between separation efficiencies of three parallel cyclones

對(duì)方案Ⅰ和Ⅱ，首先對(duì)照各分離元件的切向速度分布，見圖 8?？梢姡m然方案Ⅰ和Ⅱ中各分離元件的旋向不同，但量綱1切向速度分布幾乎重合，且比單分離器的略高。這說明旋向?qū)λ俣确植蓟緹o影響，且可推測(cè)：在相同氣速下，各分離元件的效率相同，且方案Ⅰ和Ⅱ的總效率也應(yīng)相同，但方案Ⅱ?qū)崪y(cè)的總效率比方案Ⅰ的低。以進(jìn)口氣速 22 m·s-1為例，方案Ⅰ的總效率Et=97.4%，方案Ⅱ的Et= 97.0%，按帶出率計(jì)，方案Ⅱ比方案Ⅰ高出15%。再結(jié)合切向速度對(duì)比結(jié)果，可推測(cè)效率降低的原因可能在于集氣室和公共灰斗內(nèi)流場(chǎng)的變化。

圖8　不同分離元件的切向速度Fig.8　Tangential velocity of different cell cyclones

對(duì)方案Ⅰ和Ⅲ，由于方案Ⅲ中并聯(lián)了兩個(gè)單獨(dú)工作時(shí)效率更高的分離元件PV-3，似乎其總效率也應(yīng)更高，但實(shí)際并非如此。參照?qǐng)D6，PV-1和PV-3的最佳氣速均在 18 m·s-1左右，所以當(dāng) Vin≤18 m·s-1時(shí)，隨Vin增大，PV-1和PV-3依次進(jìn)入各自的最高效率點(diǎn)，并且在此區(qū)段旋流擺動(dòng)和竄流影響不明顯，加上PV-3的效率高于PV-1，結(jié)果使方案Ⅲ的總效率高于方案Ⅰ。

圖9　各并聯(lián)方案公共灰斗流場(chǎng)俯視圖Fig.9　Flow field in common dust bin of parallel cyclones/m·s-1

當(dāng)Vin≥18 m·s-1后，雖然PV-1和PV-3依次越過各自的最高效率點(diǎn)，單分離器的效率隨 Vin增大均開始下降，但因PV-3的效率始終高于PV-1，故若仍按上述推理，則方案Ⅲ的總效率應(yīng)高于方案Ⅰ，但結(jié)果是方案Ⅲ的總效率反而低于方案Ⅰ。

對(duì)上述現(xiàn)象，傳統(tǒng)理論無法給出合理解釋。本文認(rèn)為：雖然各方案所用的集氣室和公共灰斗完全相同，但各分離元件之間可能存在相互影響，特別是差異分離器并聯(lián)時(shí)，獨(dú)特的并聯(lián)方式會(huì)影響到整個(gè)系統(tǒng)的流場(chǎng)，并通過流場(chǎng)的變化起作用，而這需要通過流場(chǎng)模擬分析來加以驗(yàn)證。以下重點(diǎn)分析公共灰斗內(nèi)的流場(chǎng)、竄流現(xiàn)象和旋流穩(wěn)定性。

3　流場(chǎng)分析與討論

3.1公共灰斗流場(chǎng)比較

圖9是并聯(lián)分離器公共灰斗流場(chǎng)的俯視圖，截取位置z = -2480 mm?？傮w上看，除正對(duì)排塵口下方的區(qū)域外，公共灰斗其他區(qū)域流速不快，且分布的對(duì)稱性較好。與方案Ⅰ和Ⅲ相比，方案Ⅱ中因分離元件的旋向是交替排列的，各分離元件旋流感生的速度存在相互抵消的作用，所以就不像方案Ⅰ和Ⅲ那樣可在近壁區(qū)形成規(guī)則的環(huán)形流動(dòng)。這可能是導(dǎo)致其分離效率不如方案Ⅰ的一個(gè)原因。

圖10給出了3種并聯(lián)方案公共灰斗流場(chǎng)的側(cè)視圖。對(duì)方案Ⅰ和Ⅱ，氣流沿軸向和徑向的流動(dòng)都較弱，特別是徑向方向，未發(fā)現(xiàn)有穩(wěn)定的從一個(gè)分離元件流向另一個(gè)分離元件的定向流動(dòng)。但在方案Ⅲ中，結(jié)合圖9可清晰地看出有更多的氣流沿周向從PV-3流向PV-1，即所謂的竄流。這應(yīng)該是導(dǎo)致方案Ⅲ效率總體不如方案Ⅰ的重要原因。

表2　各并聯(lián)方案分離元件進(jìn)口、出口流量Table 2　Inlet flow rate and outlet flow rate of each cell cyclone in three parallel cyclones

3.2公共灰斗竄流現(xiàn)象比較分析

事實(shí)上，如果發(fā)生竄流，則各分離元件進(jìn)口流量Qin和出口流量Qout必然不同，所以，還可通過監(jiān)測(cè)各分離元件的凈流量ΔQ（進(jìn)、出口流量差異）來判斷公共灰斗內(nèi)是否有竄流。表2給出了各方案分離元件進(jìn)口、出口流量的比較。

可見，對(duì)方案Ⅰ，各分離元件的進(jìn)口流量幾乎相同，出口流量也是如此，相互間最大偏差不超過0.33%。這說明各分離元件流量分配均勻，分離元件之間不存在竄流。方案Ⅱ與方案Ⅰ類似，說明旋向差異不會(huì)改變氣流分配的均勻性，也不會(huì)造成竄流。由此推知：若并聯(lián)排布方式控制適宜，并聯(lián)后就不會(huì)發(fā)生竄流，這有利于顆粒分離。

圖10　各并聯(lián)方案公共灰斗流場(chǎng)側(cè)視圖Fig.10　Flow field in common dust bin of parallel cyclones/m·s-1

但方案Ⅲ就大不相同，無論是進(jìn)口流量還是出口流量，分離元件之間差異明顯大于方案Ⅰ和Ⅱ，并且對(duì)同一分離元件，進(jìn)口流量和出口流量不再相等。對(duì)壓降較小的分離元件PV-1，其出口流量比進(jìn)口流量增加了約5.5%～6.0%；反之，對(duì)壓降較大的分離元件 PV-3，出口流量則比進(jìn)口流量減少了約6.0%。這說明必然有部分氣體經(jīng)底部排塵口自分離元件PV-3流向PV-1。另外，若將PV-3替換成壓降比 PV-1低的分離元件，則可推知竄流仍然存在，只不過 PV-1不再接納竄流，而是有氣流從其排塵口流出，進(jìn)入壓降比它更低的分離元件。

3.3排塵段旋流穩(wěn)定性比較分析

除竄流外，PVC也是降低效率的重要因素。對(duì)單分離器，由于結(jié)構(gòu)的不對(duì)稱性以及渦核旋進(jìn)，導(dǎo)致渦核周期性的擺動(dòng)，進(jìn)而導(dǎo)致內(nèi)旋流與邊壁接觸，這樣邊壁上已分離的顆粒被重新卷入快速上行的內(nèi)旋流，從而降低分離效率。PVC主要發(fā)生在旋風(fēng)分離器下部顆粒濃度較高的排塵段［15-18］，故以下重點(diǎn)關(guān)注各分離元件排塵段旋流的穩(wěn)定性。

旋流的穩(wěn)定性可用分離器內(nèi)的靜壓分布直觀表示。圖11給出了單分離器和各并聯(lián)方案中分離元件排塵段的靜壓分布?？梢?，靜壓分布整體都呈現(xiàn)中心低、邊壁高的特點(diǎn)。不同并聯(lián)方案時(shí)，其進(jìn)氣面的靜壓差別較大，故圖中靜壓數(shù)值存在差別是正常的，更有意義的是靜壓的分布規(guī)律。

圖11　各并聯(lián)方案分離元件排塵區(qū)靜壓分布對(duì)比Fig.11　Distribution of static pressure near exit of dust bin and in dipleg of three parallel cyclones/Pa

由圖可見，對(duì)方案Ⅰ，各分離元件中心區(qū)靜壓分布比單分離器更加規(guī)整，這說明旋流中心更加穩(wěn)定。其主要原因是由相同分離器按中心對(duì)稱排列方式組成的并聯(lián)系統(tǒng)，具有一種自穩(wěn)定性，使得旋流穩(wěn)定性顯著增強(qiáng)［9-10］。方案Ⅱ的情形與方案Ⅰ類似，其排塵段的旋流也比單分離器穩(wěn)定。旋流的穩(wěn)定性對(duì)于高氣速時(shí)的旋風(fēng)分離是極為有利的，因?yàn)樗捎行У匾种茰u核擺動(dòng)，極大地減少邊壁顆粒被擺動(dòng)的渦核卷吸回內(nèi)旋流并進(jìn)而逃逸的可能，這也是 3種并聯(lián)方案在高氣速時(shí)效率沒有降低的主因。但對(duì)方案Ⅲ，由于存在自PV-3向PV-1的竄流，這股竄流又會(huì)破壞 PV-1排塵段旋流的穩(wěn)定性，并且縮短了旋流渦核向下延伸的長(zhǎng)度，所以對(duì)氣固分離帶來不利影響。需要再次強(qiáng)調(diào)的是，數(shù)值模擬時(shí)各方案所用的集氣室和公共灰斗結(jié)構(gòu)尺寸都是完全一致的，故可排除它們產(chǎn)生影響的可能性。

為了定量反映旋流穩(wěn)定性，引入旋流穩(wěn)定性指數(shù)Sv這一概念［9-10］，它指的是靜壓最低點(diǎn)偏離分離器幾何中心的相對(duì)距離，Sv越小旋流穩(wěn)定性越好。

圖12　各并聯(lián)方案分離元件Sv沿軸向的變化Fig. 12　Change of Svalong w ith axial position for cell cyclones in Parallel-Ⅱ and Parallel-Ⅲ

式中，dPVC為某橫截面PVC中心與該截面幾何中心的徑向距離，Rlocal為當(dāng)?shù)氐臋M截面半徑。

圖12為模擬監(jiān)測(cè)的單分離器與分離元件的排塵段（z=-1600～-1860 mm）Sv的變化情況?？梢姡瑢?duì)方案Ⅱ，由于分離元件排列的對(duì)稱性，總體上并聯(lián)后Sv減小，與單分離器相比Sv減小了50%以上。方案Ⅰ的情況［10］與方案Ⅱ類似，不再單獨(dú)列出。

不過方案Ⅲ中分離元件Sv的變化有所不同。如前所述，由于分離元件 PV-3的阻力系數(shù)大，不僅其入口流量更小，而且其中約有 6%的氣量會(huì)從它自身的排塵口流出，再經(jīng)公共灰斗后從相鄰的分離元件PV-1的排塵口流入PV-1內(nèi)部。這樣PV-3相當(dāng)于一個(gè)下部抽氣的分離器，而 PV-1則類似一個(gè)底部存在漏氣的分離器。下部抽氣有利于提高旋流穩(wěn)定性和分離［20］，故PV-3的Sv值仍小于單分離器；反之，底部漏氣會(huì)破壞流動(dòng)結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致旋流穩(wěn)定性變差，所以PV-1的Sv值遠(yuǎn)大于單分離器，且越靠近排塵口Sv值越大，旋流穩(wěn)定性越差。這是導(dǎo)致方案Ⅲ效率不如方案Ⅰ的另一重要原因。

4　結(jié)　論

通過冷態(tài)性能實(shí)驗(yàn)，獲得了差異分離器并聯(lián)性能的變化規(guī)律，并利用FLUENT軟件模擬了3種并聯(lián)分離器的氣相流場(chǎng)，重點(diǎn)分析了流量分配、公共灰斗內(nèi)的竄流和旋流穩(wěn)定性，所得結(jié)論如下。

（1）實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，所有并聯(lián)方案的總效率都高于單分離器；并聯(lián)總效率隨進(jìn)口氣速增大而單調(diào)升高，沒有出現(xiàn)單分離器中的“駝峰”曲線。這對(duì)并聯(lián)操作是非常有利的，也說明并聯(lián)時(shí)可適當(dāng)增大各分離元件的處理量，進(jìn)口氣速也可更高一些。

（2）與完全相同分離器并聯(lián)相比，旋向差異分離器并聯(lián)時(shí)，其總壓降有所降低，且并聯(lián)總效率也會(huì)下降。主要原因在于旋向交替排列時(shí)，各分離元件旋轉(zhuǎn)氣流在公共灰斗和集氣室中感生的速度相互抵消，這雖有利于減小流動(dòng)損失，但也在一定程度上影響了公共灰斗內(nèi)氣固有效分離。另外，旋向交替對(duì)稱排列不會(huì)影響分離元件間氣量的均勻分配，也不會(huì)削弱旋流的穩(wěn)定性。

（3）芯管差異分離器并聯(lián)的實(shí)質(zhì)是壓降不同的分離元件并聯(lián)。并聯(lián)后各分離元件進(jìn)口流量分配并不均勻，而且進(jìn)口流量和出口流量不再相等，公共灰斗中氣流定向運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)較明顯，分離元件之間存在竄流。竄流不僅會(huì)導(dǎo)致灰斗內(nèi)已經(jīng)分離的顆粒返混進(jìn)入漏入氣體的分離元件，更不利的是會(huì)使該分離元件排塵段的旋流穩(wěn)定性變差，最終使得并聯(lián)總效率下降。另外，如果并入的分離元件壓降較高，則并聯(lián)的總壓降以及其余分離元件的壓降都將升高。反之，若并入的分離元件壓降較低，則總壓降和其余分離元件的壓降都會(huì)降低。

（4）工程應(yīng)用中，建議優(yōu)先采用完全相同的分離器進(jìn)行并聯(lián)；從便于排布考慮，也可以采用結(jié)構(gòu)尺寸相同、旋向不同的分離器并聯(lián)，但不應(yīng)使用旋向和壓降均不同的分離元件組成并聯(lián)分離器。另外，在分離元件的制造和安裝環(huán)節(jié)，應(yīng)控制偏差，盡量確保結(jié)構(gòu)和尺寸的一致，特別是應(yīng)盡量減小各分離元件壓降的偏差。

符號(hào)說明

E，Et——分別為單分離器的效率、并聯(lián)分離器的總效率，%

dPVC——PVC中心與分離器幾何中心的徑向距離，m

Δp——旋風(fēng)分離器的壓降，Pa

Qin， Qout——分別為進(jìn)口、出口氣體流量，m3·h-1

ΔQ——旋風(fēng)分離器進(jìn)、出口流量之差，m3·h-1

Rlocal——PVC中心所在橫截面的半徑，m

Sv——旋流穩(wěn)定性指數(shù)

Vin——旋風(fēng)分離器進(jìn)口氣速，m·s-1

Vopt——旋風(fēng)分離器最佳進(jìn)口氣速，m·s-1

x， y， z——坐標(biāo)，m

ξ， ξt——分別為單分離器、并聯(lián)分離器的阻力系數(shù)

ρg——?dú)怏w密度，kg·m-3

下角標(biāo)

in——分離器進(jìn)口

out——分離器出口

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M easurement of separation performance and numerical analysis on flow field of different cyclone separators in parallel

CHEN Jianyi1，2， GAO Rui1， LIU Xiulin1， LI Zhenfa1
（1State Key Laboratory of Heavy Oil Processing， China University of Petroleum， Beijing 102200， China；2Beijing Key Laboratory of Process Fluid Filtration and Separation， Beijing 102200， China）

Three different cyclone separators w ith diameter of 300 mm， PV-1， PV-2 and PV-3， were designed by changing either the direction of rotation or the diameter of vortex finder. PV-1 differed from PV-2 in the direction of rotation， while PV-3 differed from PV-1 in the diameter of vortex finder. These cyclone separators were assembled center-symmetrically in three paralleled arrangements as assembly of same cyclones （Parallel-Ⅰ），assembly of various rotation （Parallel-Ⅱ） and assembly of various vortex finder （Parallel-Ⅲ）. Parallel-Ⅰ was consisted of four PV-1 cell cyclones； Parallel-Ⅱ was consisted of two PV-1 cyclones and two PV-2 cyclones；Parallel-Ⅲ was consisted of two PV-1 cyclones and two PV-3 cyclones. Separation performances of single cyclone and cyclone assemblies were studied in a cold state experimental setup under a condition of solid loading at 5 g·m-3and inlet velocities ranging from 14—26 m·s-1. The flow fields in these paralleled cyclones were simulated w ith FLUENT software. The results show that paralleled cyclones had higher efficiency than single one w ith no hump in the curve of efficiency versus inlet velocity. Compared to Parallel-Ⅰ， Parallel-Ⅱ was lower in both total pressure drop and efficiency due to weaker sw irl flow. Gas throughput was evenly distributed among each cell cyclone and no cross flow was observed in the common dust bin of either Parallel-I or Parallel-Ⅱ. However， Parallel-Ⅲ had higher total pressure drop than Parallel-Ⅰ. Because Parallel-Ⅲ was composed of cellcyclones w ith different vortex finder， gas throughput in Parallel-Ⅲ was no longer evenly distributed and an average deviation of about 6.0% was observed between the inlet and outlet of each cell cyclone. A cross flow in the common dust bin was also happened from PV-3 to PV-1， which forced some collected particles back to the inner flow， weakened the stability of vortex flow and decreased separation efficiency. Therefore， the same type of cyclone separators should be assembled center-symmetrically in parallel in order to ensure high separation efficiency of paralleled cyclones.

cyclone separator； in parallel； measurement； flow field； numerical analysis

date: 2016-03-31.

Prof. CHEN Jianyi， jychen@cup.edu.cn； jychen. cup@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China （21176249） and the National Basic Research Program of China （2012CB215000）.

TQ 028.2

A

0438—1157（2016）08—3287—10

10.11949/j.issn.0438-1157.20160399

2016-03-31收到初稿，2016-07-19收到修改稿。

聯(lián)系人及第一作者：陳建義（1965—），男，教授。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21176249）；國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2012CB215000）。