穩(wěn)渦器提升旋風(fēng)分離器性能的流場(chǎng)分析

王佳音, 徐 國(guó), 趙澤華, 張榮華, 楊景軒, 郝曉剛

(1. 太原理工大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院， 山西太原 030024； 2. 營(yíng)口慶營(yíng)石油化工設(shè)備有限公司， 遼寧營(yíng)口 115004)

旋風(fēng)分離器通過離心力實(shí)現(xiàn)對(duì)氣體與固體顆粒的分離，在化工、天然氣開采等工程中的回收顆粒、 終止反應(yīng)、 凈化氣體從而保護(hù)下游設(shè)備方面發(fā)揮重要作用[1]。目前，旋風(fēng)分離器基本上能除凈粒徑大于10 μm的顆粒[2-3]，但對(duì)于粒徑為5～10 μm的小顆粒的分離效率仍有待提升。

在旋風(fēng)分離器排塵口附近， 顆粒會(huì)被氣流挾帶而進(jìn)入中心上行流區(qū)域， 并在上行流潔凈氣流的裹挾下逃出分離器， 降低了分離效率[4-5]。 增設(shè)圓錐或圓柱桿型穩(wěn)渦器可以有效抑制渦核偏離幾何中心[6-8]， 而且穩(wěn)渦設(shè)備可以起到減少因旋進(jìn)渦核而返混的顆粒數(shù)量， 提高分離效率[9-10]。 然而， 只有當(dāng)穩(wěn)渦器處于適當(dāng)?shù)奈恢脮r(shí)才會(huì)發(fā)揮積極作用。 Yoshida等[11-13]實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)， 圓錐形穩(wěn)渦器的軸向安裝位置會(huì)改變排塵結(jié)構(gòu)的實(shí)際通流面積。高助威等[14]認(rèn)為穩(wěn)渦器應(yīng)位于排塵口之上的錐形分離空間，而 Kosaki等[15-17]則認(rèn)為穩(wěn)渦器位于排塵口之下更有益處?？梢?，在穩(wěn)渦器的排布位置研究方面并沒有統(tǒng)一答案，而且前人的研究多側(cè)重于測(cè)試穩(wěn)渦器在不同位置時(shí)的性能表現(xiàn)，并未對(duì)分離器內(nèi)的氣流流動(dòng)機(jī)制進(jìn)行充分分析，再加上所研究的旋風(fēng)分離器的基本構(gòu)型各具特色、尺寸不盡相同，研究結(jié)論囿于經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)，難以保證在新的結(jié)構(gòu)型式和尺寸中普遍適用。

本文中采用實(shí)驗(yàn)測(cè)試與計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)(CFD)方法相結(jié)合的研究方法，以旋風(fēng)分離器為研究對(duì)象，進(jìn)行旋風(fēng)分離器性能測(cè)試實(shí)驗(yàn)，并利用數(shù)值模擬軟件FLUENT 19.0對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。通過測(cè)試圓錐型穩(wěn)渦器處于不同位置時(shí)的分離性能，分析氣流和顆粒的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)，探尋穩(wěn)渦器位置與性能關(guān)系背后的流場(chǎng)機(jī)制，最終找到最有利于分離性能提高的穩(wěn)渦器設(shè)置位置。

1 實(shí)驗(yàn)

1.1 材料

實(shí)驗(yàn)材料為硅微粉， 顆粒密度為2 650 kg/m3， 顆粒的中位粒徑為8.36 μm， 粉塵質(zhì)量濃度為10 g/m3。 采用定量加塵、 收塵及稱量的方法測(cè)定旋風(fēng)分離器的分離效率， 每次加料500 g。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

旋風(fēng)分離器性能測(cè)試裝置示意圖如圖1所示。主要由氣體入口、 旋風(fēng)分離器、 穩(wěn)渦器、 測(cè)速畢托管、 鼓風(fēng)機(jī)和潔凈氣體出口管組成。 采用負(fù)壓吸風(fēng)式操作， 氣體與測(cè)試粉塵在裝置末端的鼓風(fēng)機(jī)的作用下被吸入實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)。 常溫常壓氣體從旋風(fēng)分離器入口進(jìn)入系統(tǒng)， 測(cè)試粉塵從氣體入口后的料斗進(jìn)入系統(tǒng)。 大部分顆粒從氣體中被分離出來， 收集在底部料腿中。 氣量通過風(fēng)機(jī)閥門調(diào)節(jié)， 氣體體積流量穩(wěn)定在356 m3/h附近。

1—?dú)怏w入口；2—穩(wěn)渦器；3—旋風(fēng)分離器；4—畢托管；5—鼓風(fēng)機(jī)；6—?dú)怏w出口管。圖1 旋風(fēng)分離器性能測(cè)試裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of cyclone separator performance test device

圖2為旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)示意圖， 圖中H代表穩(wěn)渦器底部至排塵口的距離，H分別設(shè)為0、 18、 36 mm。 圖3為穩(wěn)渦器的實(shí)物圖和結(jié)構(gòu)示意圖。 4種穩(wěn)渦器排布方案分別命名為A(不加穩(wěn)渦器)、B1(H=0)、 B2(H=18 mm)、 B3(H=36 mm)。

2 CFD數(shù)值模擬試驗(yàn)

2.1 邊界條件設(shè)置

基于旋風(fēng)分離器強(qiáng)旋流內(nèi)流場(chǎng)的非穩(wěn)態(tài)湍流特性，模擬試驗(yàn)采用FLUENT 19.0中RSM雷諾應(yīng)力模型。為了得到更精確的計(jì)算結(jié)果，求解控制方程時(shí)，壓力速度耦合項(xiàng)采用SIMPLEC算法，壓力梯度項(xiàng)采用PRESTO，各對(duì)流項(xiàng)采用QUICK差分格式。非穩(wěn)態(tài)模擬時(shí)間步長(zhǎng)選擇2×10-4s。

入口氣體為常溫空氣，入口邊界條件為速度入口，入口速度設(shè)為20 m/s。出口邊界條件設(shè)置為充分發(fā)展出口，采用無滑移邊界條件。顆粒粒徑為1 μm，顆粒密度設(shè)置為2 700 kg/m3，顆粒的入口速度與氣相入口速度相同，入口顆粒的質(zhì)量濃度為10 g/m3。

圖2 旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of cyclone separatora)實(shí)物b)結(jié)構(gòu)示意圖圖3 穩(wěn)渦器的實(shí)物與結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Physical object and structure diagram of vortex stabilizer

2.2 模型網(wǎng)格數(shù)量與驗(yàn)證

采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分方式，網(wǎng)格數(shù)量分別設(shè)為1.0×105、 1.3×105、 1.7×105、 2.1×105，在相同條件下分別將數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分及數(shù)量無關(guān)性驗(yàn)證如圖4所示。由圖4可知，網(wǎng)格數(shù)量并未影響軸向位置Z=100 mm時(shí)切向速度沿徑向的分布曲線，CFD模型網(wǎng)格數(shù)量對(duì)模擬結(jié)果沒有影響；綜合考慮計(jì)算精度與負(fù)荷的平衡，最終選取網(wǎng)格數(shù)目為1.7×105。

a)結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格b)網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果圖4 旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分及數(shù)量無關(guān)性驗(yàn)證Fig.4 Meshing and quantity-independent verification of cyclone separators

旋進(jìn)渦核頻率的確定如圖5所示。確定旋進(jìn)渦核頻率的方法如下：連續(xù)監(jiān)測(cè)流場(chǎng)變化敏感位置即排塵口橫截面的最小靜壓，取最小靜壓點(diǎn)為旋進(jìn)渦核中心，得到排塵口截面最小靜壓變化與時(shí)間的變化關(guān)系，進(jìn)行傅里葉變換之后得到旋進(jìn)渦核頻率為162 Hz，與文獻(xiàn)[18]測(cè)得的旋進(jìn)渦核頻率為150 Hz非常接近。

圖5 旋進(jìn)渦核頻率的確定Fig.5 Determination of precession vortex core frequency

3 結(jié)果與討論

3.1 穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)分離性能的影響

根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，不同氣體入口速度條件下穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)旋風(fēng)分離器分離性能的影響如圖6所示。由圖6 a)可知，氣體入口速度分別為45、 50、 55 m/s時(shí)，壓降消耗的變化均小于4%；由圖6 b)可知，增設(shè)穩(wěn)渦器后，分離效率提升了1.5%～3.0%，總逃逸顆粒數(shù)量減少了25%～50%；穩(wěn)渦器所處軸向位置不同，分離性能增強(qiáng)的程度有所差異，穩(wěn)渦器頂部與排塵口平齊時(shí)(H=0)分離效率最高，即穩(wěn)渦器A位置最佳 ，穩(wěn)渦器的最佳位置并不會(huì)隨入口氣速而變化。

a)壓降b)分離效率圖6 不同氣體入口速度條件下穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)旋風(fēng)分離器分離性能的影響Fig.6 Influence of axial position of vortex stabilizer on separation performance of cyclone separator under different gas inlet velocities

含塵氣體進(jìn)入旋風(fēng)分離器后，一部分氣流不會(huì)螺旋下行而是直接從排氣管流出，這種現(xiàn)象稱為短路流[19]。部分顆粒被短路流裹挾，導(dǎo)致未經(jīng)離心分離過程而直接逃逸。采用CFD進(jìn)行數(shù)值模擬試驗(yàn)可以統(tǒng)計(jì)短路流逃逸的顆粒數(shù)量。根據(jù)守恒原理，返混逃逸顆粒與短路逃逸顆粒的數(shù)量之和就是從旋風(fēng)分離器逃逸的全部顆粒。顆粒逃逸和分離效率的數(shù)值模擬試驗(yàn)結(jié)果如圖7所示。

圖7 顆粒逃逸和分離效率的數(shù)值模擬試驗(yàn)結(jié)果Fig.7 Numerical simulation test results of particle escape and separation efficiency

通過對(duì)比分析實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)：增設(shè)穩(wěn)渦器后分離效率提升1.5%～3.0%；穩(wěn)渦器頂部與排塵口平齊時(shí)(即B1型穩(wěn)渦器位置)分離效率最佳，且此最佳位置并不會(huì)隨入口氣速而變化；穩(wěn)渦器對(duì)顆粒返混逃逸有明顯的抑制作用，返混逃逸率越低，分離效率越高；而短路逃逸率與穩(wěn)渦器存在的相關(guān)性則并不突出，因此主要分析穩(wěn)渦器抑制顆粒返混逃逸機(jī)制即可。

3.2 穩(wěn)渦器抑制顆粒返混逃逸機(jī)制

B1和A這2種有、無穩(wěn)渦器時(shí)旋風(fēng)分離器內(nèi)的速度云圖如圖8所示。由圖8 a)可見，在分離空間中，2種穩(wěn)渦器位置的切向速度分布差別不大，外旋流的一次分離不是穩(wěn)渦器抑制顆粒返混逃逸的主要原因；這是由于，上行氣流具備很強(qiáng)的切向旋轉(zhuǎn)，會(huì)將顆粒推出上行流區(qū)域并進(jìn)入外旋流區(qū)，形成顆粒的二次分離，未被二次分離的顆粒最終從排氣管逃逸。由圖8 b)可知，有、無穩(wěn)渦器時(shí)上行流區(qū)的軸向速度分布明顯不同，無穩(wěn)渦器時(shí)氣流快速上行區(qū)在幾何中心，對(duì)應(yīng)切向速度較小，不利于二次分離；增設(shè)穩(wěn)渦器后氣流快速上行區(qū)與高切向速度區(qū)重合更明顯，有利于二次分離的發(fā)生。

a)切向速度b)軸向速度圖8 旋風(fēng)分離器內(nèi)的速度云圖Fig.8 Velocity clouds in cyclone separators

3.2.1 穩(wěn)渦器對(duì)二次粉源的影響

邊壁附近的大量顆粒會(huì)發(fā)生橫向摻混，進(jìn)入上行流區(qū)，形成二次粉源[20]。穩(wěn)渦器頂部顆粒質(zhì)量濃度沿徑向位置的分布如圖9所示。圖9中陰影部分為上行流區(qū)域，在此區(qū)域內(nèi)結(jié)構(gòu)B1的顆粒質(zhì)量濃度并未明顯低于結(jié)構(gòu)A，說明穩(wěn)渦器的存在并未明顯削弱二次粉源。

圖9 穩(wěn)渦器頂部顆粒質(zhì)量濃度沿徑向位置的分布Fig.9 Distribution of particle mass concentration along radial position at top of vortex stabilizer

靠近旋風(fēng)分離器邊壁內(nèi)的氣流在下行過程中會(huì)不斷折返上行， 下行流量不斷減少， 直至某一位置實(shí)現(xiàn)全部氣流的折返， 這一氣流折返終點(diǎn)稱為旋渦尾端。 不同軸向位置截面的下行流量的分布如圖10所示， 展示了下行氣流的折返狀態(tài)。 由圖10可見， 在結(jié)構(gòu)A中， 氣流在距頂部800 mm的軸向位置幾乎全部折返， 此處即為旋渦尾端， 穩(wěn)渦器的存在減緩了分離器底部的氣流折返， 將更多的下行氣流引入料腿空間； 此時(shí)， 距頂部800 mm的軸向位置并非結(jié)構(gòu)B1的旋渦尾端， 下行流在此位置以下繼續(xù)發(fā)生自然折返。

靠近旋渦尾端，流場(chǎng)呈現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)特性，旋進(jìn)渦核現(xiàn)象較為強(qiáng)烈，顆粒因此劇烈返混。流場(chǎng)非穩(wěn)態(tài)特性的強(qiáng)弱可由湍動(dòng)能標(biāo)定。湍動(dòng)能表示單位質(zhì)量的流體因湍流脈動(dòng)而產(chǎn)生的動(dòng)能，湍動(dòng)能增大時(shí)，流場(chǎng)穩(wěn)定性降低。2種穩(wěn)渦器下方氣流湍動(dòng)能沿徑向位置的分布如圖11所示，B1穩(wěn)渦器以下氣流的非穩(wěn)態(tài)性仍然較強(qiáng)，雖然湍動(dòng)能的徑向分布與穩(wěn)渦器A有所不同；但均值很相近，因此形成的二次粉源的質(zhì)量濃度接近。

圖10 不同軸向位置截面的下行流量的分布Fig.10 Distribution of downflow at different axial position sections圖11 穩(wěn)渦器下方氣流湍動(dòng)能沿徑向位置的分布Fig.11 Distribution of turbulent kinetic energy along radial position under vortex stabilizer

3.2.2 上行氣體滯流對(duì)返混顆粒的二次分離的強(qiáng)化作用

一般情況下，上行氣流在幾何中心處流速最大，沿徑向逐漸減小，但在某些情況下，如排氣管直徑較大時(shí)，軸向速度呈M型[21]。Z= 500 mm處氣流速度沿徑向的分布如圖12所示。

a)軸向速度b)切向速度圖12 Z=500 mm處氣流速度沿徑向的分布Fig.12 Radial distribution of airflow velocity at Z=500 mm

由圖12 a)可知，幾何中心處氣流上行速度明顯低于直徑最大處上行軸向速度，出現(xiàn)軸向速度滯流現(xiàn)象，上行氣體的中心軸向速度滯流能夠促使內(nèi)旋流的二次分離作用得到更充分的發(fā)揮。由圖12 b)可知，2種結(jié)構(gòu)的切向速度分布幾乎重疊，內(nèi)旋流的二次分離作用強(qiáng)度基本相同，由此推測(cè)二次分離作用效果的不同是源自于中心軸向速度滯流程度的不同。

軸向位置對(duì)上行顆粒質(zhì)量濃度和滯流速度的影響如圖13所示。由圖13可知，穩(wěn)渦器的存在加劇了上行氣體中心軸向速度的滯流程度，在內(nèi)旋流的二次分離作用下，顆粒質(zhì)量濃度從分離器底部向上逐漸降低；A和B1這2種結(jié)構(gòu)中顆粒質(zhì)量濃度的降低程度差異明顯，在距離頂部300～500 mm的區(qū)域中，結(jié)構(gòu)B1出現(xiàn)了較大程度的中心軸向速度滯流，上行流的顆粒濃度降低了約79%；結(jié)構(gòu)A軸向速度滯流輕微，其顆粒濃度只降低了約65%。

圖13 軸向位置對(duì)上行顆粒質(zhì)量濃度和滯流速度的影響Fig.13 Influence of axial position on upflow particle mass concentration and stagnation velocity

3.3 穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)氣固兩相流動(dòng)特性的影響

3.3.1 穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)壓降的影響

穩(wěn)渦器的存在改變了排塵口截面的通流面積，其軸向位置不同會(huì)導(dǎo)致流通面積差異明顯，流通截面示意圖如圖14所示。結(jié)構(gòu)B1排塵口截面變化很小，通流面積的變化較為平緩，相應(yīng)的阻力系數(shù)也較小；結(jié)構(gòu)B2和B3在排塵口處通流面積即有明顯收窄，相應(yīng)的阻力系數(shù)較大。

3種穩(wěn)渦器在不同軸向位置截面的下行流量的分布如圖15所示。由圖15可以看出，3種穩(wěn)渦器結(jié)構(gòu)進(jìn)入料腿的氣體流量相差不大，由于B2和B3的阻力系數(shù)增加，繞過穩(wěn)渦器所產(chǎn)生能量損失隨之增加，因此結(jié)構(gòu)B2和B3的壓降大于結(jié)構(gòu)B1的。

圖14 流通截面示意圖Fig.14 Schematic diagram of circulation section圖15 3種穩(wěn)渦器在不同軸向位置截面的下行流量的分布Fig.15 Downflow distribution of three vortex stabilizers at different axial sections

3.3.2 穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)顆粒返混的影響

穩(wěn)渦器位置變化帶來的氣流下行阻力的增加不僅僅增大了分離器的總壓降，還加劇了顆粒返混。不同穩(wěn)渦器的區(qū)域流場(chǎng)特征圖如圖16所示。由圖16 a)可見，在穩(wěn)渦器頂部，結(jié)構(gòu)B3中的顆粒濃度明顯高于B1和B2中的，邊壁處尤其明顯。其原因在于排塵口處通流面積過小，削弱了下行氣流攜帶顆粒進(jìn)入料腿的能力。聚集的顆粒受折返氣流裹挾匯入上行流，提高了二次粉源的顆粒濃度，最終增加了顆粒返混逃逸率。這是結(jié)構(gòu)B3效率低于結(jié)構(gòu)B1和B2的主要原因。結(jié)構(gòu)B2在上行流區(qū)的顆粒濃度略高于結(jié)構(gòu)B1的。其原因同樣在于穩(wěn)渦器位置變化改變了氣流的下行阻力。氣流下行阻力不同，越過穩(wěn)渦器后，下行流保留的能量不同，流場(chǎng)的非穩(wěn)態(tài)特性不同。由圖16 b)可知，以湍動(dòng)能為指標(biāo)對(duì)比料腿內(nèi)氣流場(chǎng)非穩(wěn)態(tài)特性的強(qiáng)弱，B1的湍動(dòng)能較低，氣流運(yùn)動(dòng)更加平穩(wěn)，因湍流產(chǎn)生的顆粒橫向摻混也隨之減弱，降低了上行流域內(nèi)的顆粒濃度，有利于減少顆粒返混逃逸率。

a)穩(wěn)渦器頂部顆粒質(zhì)量濃度沿徑向的分布b) 穩(wěn)渦器下方氣流湍動(dòng)能沿徑向的分布圖16 不同穩(wěn)渦器的區(qū)域流場(chǎng)特征圖Fig.16 Characteristics of regional flow field with different vortex stabilizers

3.3.3 穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)軸向滯流的影響

穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)上行顆粒質(zhì)量濃度和滯流度的影響如圖17所示。由圖17可知，在分離器內(nèi)的大部分區(qū)域中，結(jié)構(gòu)B1的中心軸向速度滯流程度強(qiáng)于結(jié)構(gòu)B2的；在分離器下部，2種結(jié)構(gòu)的上行流顆粒質(zhì)量濃度相差不大；但由于中心軸向速度滯流對(duì)顆粒二次分離的增效作用，結(jié)構(gòu)B1內(nèi)上行氣流顆粒質(zhì)量濃度的下降幅度比結(jié)構(gòu)B2的更加明顯，因此，因中心軸向速度滯流程度不同而產(chǎn)生的顆粒二次分離效果的差異是結(jié)構(gòu)B2的返混逃逸率高于結(jié)構(gòu) B1的原因之一。

圖17 穩(wěn)渦器軸向位置對(duì)上行顆粒質(zhì)量濃度和滯流度的影響Fig.17 Influence of axial position of vortex stabilizer on particle mass concentration and hysteresis

4 結(jié)論

穩(wěn)渦器的安裝降低了軸線附近氣流的軸向速度，加深了氣流的滯流程度，氣流運(yùn)行更加平穩(wěn)，顆粒橫向摻混減弱，抑制了顆粒的返混和逃逸，強(qiáng)化了返混顆粒的二次分離作用，提高了顆粒的分離效率。主要結(jié)論如下：

1)穩(wěn)渦器的軸向位置影響排塵口截面的通流面積和分離器的運(yùn)行壓降；穩(wěn)渦器軸向位置越高，排塵口截面的通流面積越小，下行氣流阻力越大，運(yùn)行壓降越大。

2)當(dāng)穩(wěn)渦器頂部與排塵口等高時(shí)(即B1型穩(wěn)渦器位置)，軸線附近的軸向速度降幅最大，流場(chǎng)非穩(wěn)態(tài)程度最低，顆粒返混逃逸率降低，返混逃逸顆粒數(shù)量減少25%～50%，分離效率最高。