导流板对旋风分离器内非轴对称流动的影响*

孔祥功 梁家豪 孔祥领 刘美丽

(1. 北京石油化工学院机械工程学院；2. 中国石油技术开发公司)

导流板对旋风分离器内非轴对称流动的影响*

孔祥功**1梁家豪1孔祥领2刘美丽1

(1. 北京石油化工学院机械工程学院；2. 中国石油技术开发公司)

采用雷诺应力模型(Reynolds Stress Model，RSM)对环形空间设有导流板的旋风分离器内的气相流场进行模拟研究，分别考察了导流板径向、周向位置和导流板半径、数目对旋风分离器内气相流动的影响。结果表明：导流板半径和导流板数目对气相流动的影响最大；导流板数目为2时，可有效抑制非轴对称流动，但导流板数目进一步增多会使流场的轴对称性变差；导流板半径越大，流场的轴对称性越好；外旋流区的切向速度越大，越有利于提高分离器的性能。

旋风分离器 导流板结构参数 数值模拟 非轴对称流动

旋风分离器是一种广泛用于动力、化工及炼油等行业的颗粒除尘设备，它具有结构简单、操作维护方便、分离效率高及耐高温、高压等优点[1]。正是由于旋风分离器的普遍应用，国内外学者对其进行了大量研究，在考察结构尺寸和结构形式对分离效率和阻力影响的基础上提出了各种结构改进措施和尺寸优化方案[2～7]。随着对旋风分离器结构研究的不断深入，由单入口引起的流场不对称及偏心气流等问题越来越被重视[8～10]。为了克服单入口引起的非轴对称流动对旋风分离器性能的不利影响，众多研究者提出了双入口的布置方案，主要包括180°对称入口结构和单入口双进气道结构两种形式。Winfield D等研究发现180°对称入口能够改善旋风分离器内流场的不对称性，提高其分离效率[11]。但这种结构存在加工复杂及工业实用性差等缺点，因此，部分学者在保留单入口结构的基础上进行了结构改进。其中，Zhao B T等研究了具有多个切向进口回转通道的入口结构，实验数据和数值模拟均发现该进口旋风分离器相比传统切向单入口的旋风分离器具有更高的收集效率和更低的阻力损失[12～18]。王江云等对比分析了新型单入口多进道旋风分离器，研究表明该结构能削弱旋风分离器的涡核摆动，在提高分离效率的同时也大幅地降低了能耗[19]。Lim K S等通过实验也发现在直管段设置分流板可以提高小颗粒的捕集效率[20]。因此，笔者所在课题组提出了一种在环形空间设置L型导流板的入口结构[21]。

研究结果表明，导流板在径向和轴向对流体的整流作用可以抑制单入口进气导致的非轴对称流动，得到较对称和稳定的流场，大幅提高了对小颗粒的捕集效率。在此基础上，笔者通过数值模拟考察了导流板的位置和结构参数对旋风分离器流动特性的影响，为优化导流板结构提供依据。

1 数值模拟方法

1.1几何模型和网格划分

笔者选用切向进口的标准Swift型旋风分离器作为研究对象(图1)，其结构尺寸见表1。L型导流板的结构如图2所示，通过改变导流板的进口宽度d(7.80、9.75、11.70mm)、旋转角θ(0、45、90、135°)、半径R(42.900、48.750、53.625、58.500、63.375mm)和个数n(2、3、4块)调整其径向位置、周向位置、大小和数目。计算时取蜗壳上顶板为标高起点，竖直方向为z轴正向。采用分块结构化网格对计算区域进行离散。划分网格的同时考虑网格的形状和疏密分布，尽量保证长宽比为1，以提高计算精度、加快收敛速度。标准旋风分离器和加导流板旋风分离器的网格划分基本保持一致，经过网格无关性验证[21]，两种结构的网格数目均在10万左右。旋风分离器网格划分如图3所示。

图1 Swift型旋风分离器结构表1 旋风分离器几何尺寸

mm

图2 L型导流板的结构

图3 旋风分离器网格划分

1.2数学模型

针对旋风分离器内具有强烈各向异性的三维强旋转流动，文献[22～25]研究表明雷诺应力模型(Reynolds Stress Model，RSM)考虑了流场的各向异性，计算精度较高，故采用RSM计算旋风分离器内的气相流场。压力梯度项采用PRESTO方法处理，各方程对流项均采用QUICK差分格式进行离散，通过SIMPLE方法计算压力和速度的耦合。

采用常温、常压空气作为气体介质，根据旋风分离器的工作原理和流场特点，气相进口设为速度进口边界，给定入口速度为15m/s；排气管出口假设为充分发展的流动，设为压力出口边界，给定大气压力；其余边界设置为固壁，采用无滑移固体壁面条件，通过标准壁面函数法求解固壁附近的湍流特性参数。

2 导流板对气相流场的影响

图4为加入导流板前后旋风分离器典型截面上的速度分布。从图4a可明显看出，常规旋风分离器的流场具有很大的非轴对称性，且在筒体空间、锥体部分、排气管和排尘管区域内的特点各不相同，使旋风分离器中心低速区沿轴向发生扭曲，从而诱发涡核摆动，这与文献[26～30]中的报导一致；加入导流板后，旋风分离器内气相流场的非轴对称特性大幅改善，从排尘管到排气管的整个轴向位置上速度不再摆动，流场的对称轴与旋风分离器的中心线基本重合(图4b)。因此，设置导流板极大地改善了分离器内的非轴对称旋转流动，使流场的旋转中心和分离器的几何中心保持一致，从而抑制由非轴对称流动引起的涡核摆动和颗粒返混。另外，从速度分布可以看出，设置导流板后旋风分离器分离空间内切向速度增大，这都将有利于提高小颗粒的捕集效率。

图4 加入导流板前后旋风分离器内的速度分布

2.1导流板径向位置对气相流场的影响

图5、6是保持其他参数不变，只改变导流板径向位置(进口宽度d)时，旋风分离器典型截面上的切向速度和压力的分布。其中，r为旋风分离器的径向位置，z=-0.2m截面处于旋风分离器的筒体区域，z=-0.4m截面处于旋风分离器的锥体区域，而z=-0.6m截面在旋风分离器的排尘口附近。

图5 导流板径向位置对切向速度分布的影响

图6 导流板径向位置对静压分布的影响

从图5来看，导流板径向位置不同时旋风分离器内的切向速度都呈典型的双涡分布，并且保持了较好的轴对称性。尽管当导流板进口宽度d为7.80、11.70mm时，筒内和锥体部位切向速度的对称轴与旋风分离器的几何轴线有些偏离，但偏离程度非常小；导流板进口宽度d为9.75mm时，对单进口旋风分离器内非轴对称旋转流动的抑制作用最强，各轴向高度位置处旋转中心均与几何中心一致。另外，随着进口宽度d的增大，外旋流区域内的切向速度逐渐减小。从图6可以看出，导流板径向位置不同时旋风分离器内的静压整体也呈轴对称分布。与速度分布相对应，当导流板进口宽度d为7.80、11.70mm时，z=-0.2m和z=-0.6m处的压力中心与旋风分离器的几何中心发生偏离。

2.2导流板周向位置对气相流场的影响

图7、8是保持其他参数不变，只改变导流板周向位置(旋转角θ)时，旋风分离器内的切向速度分布和静压分布。从图中切向速度和静压的对比情况可以看出，改变导流板的周向位置，对分离器内整体流场影响不大，只是θ=0°时，外旋流区域的切向速度略高。

图7 导流板周向位置对切向速度分布的影响

图8 导流板周向位置对静压分布的影响

2.3导流板半径对气相流场的影响

图9、10是保持其他参数不变，只改变导流板半径时，旋风分离器内的切向速度和静压分布。可以看出，导流板半径不同时，旋风分离器内的流场分布形态基本一致，均以几何轴为对称中心呈较好的双涡旋流分布。但随着导流板半径的增大，环形空间内的过流面积减小，使流动速度逐渐增大，旋转强度增大，所以外旋流区域的切向速度随着导流板半径的增大逐渐增大，内部刚性涡的影响范围也略微增大(图9)。旋转强度增强会引起径向压力梯度增大，导致旋风分离器内的静压分布如图10所示，即随着导流板半径的增大，周围壁面处的压力逐渐增大而中心位置处压力逐渐减小，径向压力梯度升高。另外，通过不同轴向位置处切向速度的对比发现，当导流板半径R为48.750、53.625mm时，在旋风分离器筒体的局部位置会发生速度偏移，出现负半轴速度大于正半轴速度或者旋转中心偏离几何轴的现象；当R为58.500、63.375mm时，旋风分离器不同轴向高度位置处的流场均呈现很好的对称性。

图9 导流板半径对切向速度分布的影响

图10 导流板半径对静压分布的影响

2.4导流板数目对气相流场的影响

图11、12是保持其他参数不变，只改变导流板数目时，旋风分离器内典型截面上的切向速度和压力分布。从图中可以明显看出：随着导流板数目的增加，切向速度逐渐减小，而且锥段和灰斗内的气旋流动越来越不稳定，当导流板数目n为3或4时，切向速度和静压分布都呈现出明显的非轴对称分布。经分析，这是由于导流板数目增加后，加剧了气流在环形空间的径向分离和混合，减弱了旋流的稳定性。另外，气流的径向分离和混合致使湍动程度增加，使湍动耗散率增大，能量耗散升高，从而使旋转强度减弱，切向速度减小。因此，旋风分离器内的切向速度随着导流板数目的增大而减小，并且涡核摆动现象随着导流板数目的增加逐渐增强。与速度分布相对应，静压呈中心低边壁高的对称分布，并且随着导流板数目的增多，径向压力梯度逐渐降低，压力中心开始偏离旋风分离器的几何中心。

图11 导流板数目对切向速度分布的影响

图12 导流板数目对静压分布的影响

3 结论

3.1在环形空间引入导流板可以消除普通单入口分离器内的非轴对称流场，在旋风分离器内形成稳定的轴对称流场，同时增大了外旋流区域的切向速度，有利于提高旋风分离器的分离效率。

3.2在导流板的位置和结构参数中，导流板半径和导流板数目对旋风分离器气相流动的影响最大，导流板径向位置的影响次之，而导流板周向位置对流场几乎没有影响。

3.3随着导流板半径的增大，外旋流区域的切向速度逐渐增大，旋转强度增大；导流板半径R=58.500mm和R=63.375mm时，流场的轴对称特性最好。

3.4随着导流板数目的增多，环形空间内气流的径向混合程度增强，流场的稳定性减弱，轴对称性越来越差；旋风分离器内的切向速度随着导流板数目的增多逐渐减小，这都不利于旋风分离器性能的提高，因此导流板以两块为宜。

[1] 谷新春，王伟文，王立新，等.环流式旋风除尘器内流场的数值模拟[J].高校化学工程学报，2007，21(3)：411～416.

[2] 王建军，杨风允，金有海.结构参数对双蜗壳型旋风分离器内流场分布的影响[J].流体机械，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] 吴彩金，马正飞，韩虹.直切双进口旋风分离器流场及分离效率的数值模拟[J].石油炼制与化工，2010，41(10)：70～75.

[5] Yoshida H，Yoshikawa S，Fukui 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，Fukui 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，魏耀东，时铭显.蜗壳式旋风分离器内气相流场非轴对称特性分析[J].化工学报，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，Fukui 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] 赵兵涛，沈恒根，张吉光.旋风器进口结构的优化及其性能的试验研究[J].化工机械，2003，30(4)：195～197，205.

[14] 赵兵涛，沈恒根.单双进口旋风器阻力特性的试验研究[J].东华大学学报(自然科学版)，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.单入口双进气道旋风分离器内流体的流动特性[J].石油学报(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，李阳，孔祥功，等.导流板对旋风分离器内气固两相分离性能的影响[J].过程工程学报，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，庞磊，王小伟，等.旋风分离器内三维紊流场的数值模拟[J].石油炼制与化工，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

*北京市属高等学校人才强教深化计划资助项目(PHR201107213)。

**孔祥功，男，1989年7月生，硕士研究生。北京市，102617。

TQ051.8

A

0254-6094(2015)02-0259-07

2014-06-06，

2015-03-10)