提升管出口SVQS自然旋风长度的数值模拟

程兆龙，鄂承林，卢春喜

（中国石油大学（北京）重质油国家重点实验室，北京 102249）

提升管出口SVQS自然旋风长度的数值模拟

程兆龙，鄂承林，卢春喜

（中国石油大学（北京）重质油国家重点实验室，北京 102249）

采用RNG k-ε湍流模型对一套ϕ600 mm×4150 mm的SVQS旋流快分装置的气相流场及自然旋风长度进行了模拟研究。结果表明，SVQS旋风尾涡的截面位置与隔流筒下端面最大切向速度衰减达88%时的截面位置相吻合，并据此定义了SVQS的自然旋风长度。基于SVQS旋流快分切向速度的分布规律发现，SVQS的自然旋风长度随喷口气速的增加和汽提气速的减小而逐渐增大。参照旋风分离器自然旋风长度的计算方法，基于SVQS旋流快分的结构特点及模拟计算结果，提出了提升管出口SVQS旋流快分自然旋风长度的计算关系式。

提升管；分离；计算流体力学

引　言

催化裂化提升管出口旋流快分是实现油剂高效分离及油气快速引出的重要设备，其原理是利用提升管出口油气的高速旋转流动所产生的离心力场进行气固分离的。针对现有旋流快分喷口处存在部分上行短路流而使分离效率降低的问题，卢春喜等［1］开发了一种带隔流筒和隔流盖板的提升管出口旋流快分系统（super vortex quick separation system，SVQS）。孙凤侠等［2-4］通过研究发现，隔流筒的直径存在着一个最佳适中值，同时隔流筒的长度应以稍大为宜。胡艳华等［5］则将原有的圆筒状隔流筒改为折边隔流筒和圆锥形隔流筒，发现圆锥形隔流筒的气固分离效果更佳。除了隔流筒的结构和尺寸外，SVQS旋流快分的自然旋风长度也是影响其气固分离效率及油气停留时间分布的重要参数。在旋流快分分离效率模型建立的过程中，其高度采用的是自然旋风长度而不是物理高度。不仅如此，如果在工业设计SVQS旋流快分时能够知晓SVQS的自然旋风长度，这对确定SVQS封闭罩的安装高度以降低整套工业装置的高度和设备投资费用都将大有裨益。因此，自然旋风长度的确定对SVQS旋流快分的优化设计具有重要意义。

目前关于自然旋风长度的研究还主要集中在旋风分离器上，而对提升管出口旋流快分自然旋风长度的研究却还未见报道。在旋风分离器自然旋风长度的研究方面，Alexander［6］提出旋风分离器自然旋风长度的概念，并通过实验发现长筒型旋风分离器内的气相流场存在着一个稳定的旋转流动转折点，此转折点（尾涡位置）与升气管下口截面之间的轴向高度即为旋风分离器的自然旋风长度。在Leith等［7］以及 Dietz［8］的计算旋风分离器分离效率的公式中，也都应用了Alexander提出的自然旋风长度的计算公式。Hoffmann等［9］根据实验，分析了入口颗粒速度和颗粒浓度对旋风分离器自然旋风长度的影响规律。Bryant等［10］认为影响旋风分离器自然旋风长度的重要因素为旋风分离器的入口截面比和升气管的下口直径比。姬忠礼等［11］通过实验发现，在旋风分离器的尾涡处存在着一个灰环，灰环截面处的切向速度分布较为平坦，其所在截面的最大切向速度约为升气管下口截面的12%，并将这一截面与升气管下口截面之间的轴向高度定义为旋风分离器的自然旋风长度。杜德喜等［12］通过数值计算发现，旋风分离器的自然旋风长度是多个自然转折旋风串联的结果。高翠芝等［13］认为当旋风分离器内外旋流之间的能量传递达到稳定状态时，旋转气流才到达漩涡的尾端位置，并据此推导出了旋风长度的计算公式。魏耀东等［14］采用激光多普勒测速技术对旋风分离器内的气相流场进行了测定，并基于测量结果定义了升气管下口到准自由涡消失位置处的距离为旋风分离器的自然旋风长度。钱付平等［15］则基于曲面响应法分析了旋风分离器自然旋风长度的影响因素，并得到了旋风长度的预测模型。

鉴于目前还没有对提升管出口旋流快分自然旋风长度方面的相关研究，本文通过数值计算的方法，在旋风分离器自然旋风长度研究的基础上，对一套ϕ600 mm×4150 mm的提升管出口SVQS旋流快分在不同喷口气速及汽提气速下的自然旋风长度进行了模拟研究，以期为SVQS旋流快分的优化设计提供基础数据。

1　数值计算方法及其验证

本文采用可以良好处理流线弯曲程度较大流动情况的RNG k-ε湍流模型来模拟SVQS旋流快分系统内的气相流场，其通式见式（1），控制方程见表1［16-17］。

所有方程均采用有限体积法进行建立，压力-速度耦合方程采用压力耦合方程半隐法（sem i-implicit method for pressure linked equations，SIMPLE）进行求解。动量方程、湍动能方程及湍流扩散率方程均采用对流项二次迎风差值格式（quadratic upw ind interpolation of convective Kinematics，QUICK）进行离散。本文基于文献［2］的实验结果对RNG k-ε湍流模型进行了验证，模拟值与测量值的验证结果及网格无关性检验详见文献［18］。

表1　控制方程Table 1　Control equation

图1　SVQS实验装置结构及尺寸示意图Fig.1　Diagram of experimental apparatus and size

2　SVQS旋流快分网格划分及边界条件

2.1网格划分

图1（a）、（b）分别为本文模拟计算的提升管出口SVQS旋流快分实验装置的3D和2D简图。实验装置主要由旋流头、隔流筒、隔流盖板、封闭罩及提升管等组成。装置总高约5360 mm，封闭罩直径为ϕ600 mm、高度为 4150 mm，提升管直径为 ϕ100 mm，隔流筒直径为ϕ380 mm、高度为475 mm。旋流快分头为 3旋臂型SVQS旋流快分装置，其喷口截面尺寸为88 mm×29 mm。由于顶部旋风分离器对SVQS旋流快分自然旋风长度的影响很小，所以在计算过程中忽略了旋风分离器区域，取计算区域如图1（c）所示。图2为3旋臂SVQS旋流快分的网格结构示意图，SVQS旋流快分均采用六面体结构化网格进行划分，整个SVQS旋流快分实验装置共划分了4886046个网格。

2.2边界条件

图2　SVQS实验装置网格结构示意图Fig.2　Mesh of SVQS experimental apparatus

表2　提升管入口边界条件Table 2　Boundary conditions of riser inlet

（2）实验装置的出口设定为压力出口，出口压力为标准大气压，水力学直径Dh为ϕ100 mm，出口面积Ao为0.00786 m2。

（3）实验装置内的所有壁面均采用标准壁面函数进行处理。

3　结果分析与讨论

3.1自然旋风长度的确定

为了对提升管出口SVQS旋流快分的自然旋风长度进行预测，沿图1（b）中的封闭罩轴向自下而上取8个截面作为计算截面，其距封闭罩下部锥形挡板上端的轴向距离分别为：0.97、1.0、1.1、1.5、1.9、2.3、2.7及3.1 m，8个计算截面的具体位置如图3所示。

图4　SVQS旋流头喷口中心处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）

图5　SVQS气体迹线（Vs=22 m·s-1）Fig.5　Stream line of SVQS （Vs=22 m·s-1）

图4为SVQS旋流快分喷出口中心处横截面上的速度分布。由图4可见，旋流快分喷出口中心处的速度分布呈中心对称分布，气体从旋流臂喷口喷出后，在隔流筒和隔流盖板的约束下紧贴封闭罩内壁向下做强旋流动。图5为在旋流快分喷口气速为22 m·s-1时，喷口气体在封闭罩内的旋流迹线图。由图5可见，进入3旋臂型SVQS旋流快分的提升管气体，在旋流臂的约束下，从旋流臂出口沿封闭罩内壁切向喷出，同时沿封闭罩轴向向下做旋转流动。向下旋转流动的气体并没有在到达封闭罩下部锥形挡板后才向上折返，而是在距封闭罩下部锥形挡板上端约0.97 m时便开始向上折返流动。隔流筒下端面距该折返截面（旋涡尾端）的轴向高度2.18 m即为SVQS旋流快分在喷口气速为22 m·s-1时的自然旋风长度。旋风分离器的有效分离空间为旋涡尾端的上部空间，而在旋涡尾端的下部，颗粒沿壁面到出口的传递是低效的。如果直筒体的高度过小使旋风尾涡进入到底部的锥形挡板中，则急速旋转的气流就会把已经沉降到锥体段内表面的颗粒重新卷起，并被旋转向上的内旋流带出，而使SVQS旋流快分的分离效率大为降低，同时锥形挡板上随气流一起旋转的颗粒由于受到离心力的作用会被强烈地挤压到锥形挡板上而对汽提挡板的内表面产生磨蚀。

图6为在喷出口气速为22 m·s-1时，量纲1切向速度Vt/Vo在封闭罩8个轴向截面上的径向分布曲线，图中Vo为封闭罩与提升管环形截面上的表观气速。由图6可见，切向速度沿径向向外不断增大并在靠近封闭罩壁面处达到最大值。在轴向方向上，随着轴向高度的降低，最大切向速度不断减小，当轴向高度由z=3.1 m下降至z=1.1 m时，最大切向速度下降得较为缓慢，共下降了60%左右；继续降低轴向高度，其值迅速减小，在下降至 z=0.97 m截面处，最大切向速度减小至不足隔流筒下口截面（z=3.1 m）处最大切向速度的12%。通过与图5中相同喷口气速条件下的旋流迹线图进行对比可以发现，最大切向速度衰减达88%时的轴向位置恰好位于自然旋风长度的尾部，这与文献［11］在旋风分离器中的测量结果一致。为此，本文取隔流筒下端面最大切向速度衰减达88%时的截面与隔流筒下端面间的轴向高度为SVQS旋流快分的自然旋风长度。

图6　SVQS量纲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喷口气速对SVQS自然旋风长度的影响

图7为不同喷口气速下SVQS旋流快分系统内量纲1切向速度在不同轴向截面上的分布曲线。由图7可知，随着旋流头喷出口气速的增加，同一截面高度上的切向速度也逐渐增大，并且随着轴向位置的降低，切向速度的径向梯度也在逐渐减小且分布更加平缓。当截面的轴向高度一定时，随着径向位置的增大，切向速度在r/R＜0.5的区域内变化较小，在r/R＞0.5的径向区域则呈现先增加后降低的变化趋势，并在边壁附近处达到最大值。随着喷口气速的增加，最大切向速度衰减达88%时的截面位置逐渐降低，当喷口气速由 8 m·s-1增加到 22 m·s-1时，最大切向速度衰减达88%时的截面位置逐渐由z=2.36 m降低至z=0.97 m，自然旋风长度则由0.79 m逐渐增加到2.18 m。由此可知，SVQS旋流快分的自然旋风长度随喷口气速的增大而明显增加。

图7　喷出口气速对SVQS切向速度的影响Fig.7　Dimensionless tangential velocity w ith various SVQS spout velocities

3.3汽提气速对SVQS自然旋风长度的影响

在SVQS旋流快分系统的下部设有汽提段，以回收催化剂夹带的油气。为了考察汽提气速对SVQS旋流快分自然旋风长度的影响规律，本文在喷口气速Vs=22 m·s-1，不同汽提气速下模拟计算了SVQS系统量纲1切向速度沿轴向高度的变化规律，如图8所示。

由图8可知，汽提气的引入对SVQS旋流快分系统上部空间气相流场的影响较小，而对下部空间气相流场的影响较大，在汽提气速Vq由0.15 m·s-1增加到0.90 m·s-1的过程中，最大切向速度衰减达88%时的截面位置从截面z=0.905 m不断上升至截面z=1.36 m处，自然旋风长度由2.245 m缩短为1.790 m。由此可知，汽提气的引入缩短了SVQS旋流快分的自然旋风长度。

3.4SVQS自然旋风长度的计算关系式

SVQS旋流快分旋风尾涡的轴向位置在不同操作条件下具有较大的变化范围，因此采用实验的方法较难测量出不同条件下SVQS旋流尾涡的轴向位置，而采用模拟计算的方法却可以相对容易地预测不同操作条件下SVQS旋流尾涡的截面位置，进而获得SVQS旋流快分的自然旋风长度。本文通过参照旋风分离器自然旋风长度的计算方法，基于SVQS旋流快分的结构特点及计算模拟结果，确定了提升管出口SVQS旋流快分自然旋风长度的计算关系式。

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

图9　SVQS旋流快分的自然旋风长度Fig.9　Natural vortex length of SVQS

图10　优化高度后的SVQS量纲1切向速度分布及流线图（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，在确定的流量条件下，SVQS的自然旋风长度随隔流筒直径的减小而增大，这与魏耀东等［14］所测实验结果相一致；同时自然旋风长度随封闭罩筒体直径的增加而增大，这与Alexander［6］所测实验结果相一致。因此，本文给出的SVQS自然旋风长度的计算公式能够较准确地描述SVQS旋流快分系统的旋转流动特性，对工程设计有一定的指导意义。

3.5SVQS旋流快分的结构优化

通过上述分析可知，SVQS旋流快分的自然旋风长度随旋流头喷出口气速的增加而增大，随汽提气速的增加而减小。当喷口气速Vs为22 m·s-1、汽提气速Vq分别为0和0.90 m·s-1时，旋风尾涡距锥形挡板上沿的轴向高度分别为 970和 1360 mm。因此，模拟过程中设定的 SVQS旋流快分系统的封闭罩筒体有相当一部分区域处于无旋流区域。为此，本文在封闭罩直筒段高度降低 800 mm（隔流筒下端面距锥形挡板上沿的高度为 2350mm）、旋流头喷口气速为24 m·s-1的条件下，模拟计算了SVQS旋流快分的气相流场，其流动轨迹如图10（b）所示。由图10可知，当喷出口气速Vs=24 m·s-1时，最大切向速度衰减达88%时的截面为锥形挡板上沿以下40 mm的截面位置处，此时的封闭罩直筒段全部处于旋流稳定区，SVQS的自然旋风长度约为 2390 mm。在该条件下根据式（2）计算得到的自然旋风长度为2474 mm，其与模拟计算值间的相对偏差约为3.50%，说明采用式（2）能够相对简单、准确地计算提升管出口SVQS旋流快分的自然旋风长度。

4　结　论

本文采用RNG k-ε湍流模型模拟了SVQS旋流快分系统内的气相流场并得到了SVQS旋流快分自然旋风长度的影响因素，结论如下。

（1）通过模拟发现，隔流筒下端面最大切向速度衰减达88%时的截面与SVQS旋风尾涡截面相吻合，这与实验测量结果一致，说明采用RNG k-ε湍流模型对 SVQS旋流快分系统进行模拟是有效的，并据此定义了提升管出口SVQS的自然旋风长度。

（2）通过考察不同旋流头喷口气速及不同汽提线速条件下SVQS不同轴向高度截面上轴切向速度径向分布的规律发现，SVQS旋流快分的自然旋风长度随旋流头喷出口气速的增加和汽提线速的减小而增加。

符号说明

Ao——出口面积，m2

Ar——提升管入口截面积，m2

a ——SVQS旋流头喷出口高度，mm

b ——SVQS旋流头喷出口宽度，mm

C1ε，C2ε，Cμ——常数

D ——封闭罩直径，m

De——隔流筒直径，m

Dh——水力学直径，m

d ——平衡管截面边长，mm

Eij——应变率张量

Gk——平均速度梯度引起的产生项，J

I ——湍动强度

k——湍动动能，m2·s-2

L——自然旋风长度，m

n——旋流臂总数

Po——出口压力，Pa

Pt——气体总压，Pa

p——流体压力，Pa

Q——入口气量，m3·s-1

R——封闭罩半径，mm

r——测点距中心轴线半径，mm

S——源项

u——x方向速度，m·s-1

Ve——隔流筒与提升管环形空间表观气速，m·s-1

Vo——提升管与封闭罩环形空间表观气速，m·s-1

Vq——汽提气速，m·s-1

Vr——提升管入口气速，m·s-1

Vs——旋流头喷出口气速，m·s-1

Vt——切向速度，m·s-1

V

z——轴向速度，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——常数

Γ——扩散系数

ε——湍流耗散率，m2·s-3

η0——常数

μ——动力黏度，Pa·s

μeff——有效黏度，Pa·s

μt——湍动黏度，Pa·s

ρ——密度，kg·m-3

References

［1］ 卢春喜， 徐文清， 魏耀东， 等. 新型紧凑式催化裂化沉降系统的实验研究 ［J］. 石油学报（石油加工）， 2007， 23 （6）: 6-12. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2007.06.002.

LU C X， XUN W Q， WEI Y D， et al. Experimental studies of a novel compact FCC disengage ［J］. Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section）， 2007， 23 （6）: 6-12. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2007.06.002.

［2］孙凤侠， 卢春喜， 时铭显. 旋流快分器内气相流场的实验与数值模拟研究 ［J］. 石油大学学报（自然科学版）， 2005， 29 （3）: 106-111. DOI: 10.3321/j.issn:1000-5870.2005.03.024.

SUN F X， LU C X， SHI M X. Experiment and numerical simulation of gas flow field in new vortex quick separation system ［J］. Journal of the University of Petroleum， 2005， 29 （3）: 106-111. DOI: 10.3321/j.issn:1000-5870.2005.03.024.

［3］孙凤侠， 卢春喜， 时铭显. 催化裂化沉降器新型高效旋流快分器内气固两相流动 ［J］. 化工学报， 2005， 56 （12）: 2280-2287.

SUN F X， LU C X， SHI M X. Numerical simulation of gas particles flow field in new vortex quick separation system of FCC disengage ［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering （China）， 2005， 56 （12）: 2280-2287.

［4］孙凤侠， 卢春喜， 时铭显. 催化裂化沉降器新型高效旋流快分器的结构优化与分析 ［J］. 中国石油大学学报（自然科学版）， 2007， 31 （5）: 109-113. DOI: 10.3321/j.issn:1000-5870.2007.05.024.

SUN F X， LU C X， SHI M X. Configuration optimization and analysis of new ly developed vortex quick separator for FCC disengage ［J］. Journal of China University of Petroleum （Natural Science Edition）， 2007， 31 （5）: 109-113. DOI: 10.3321/j.issn:1000-5870.2007.05.024.

［5］胡艳华， 汪洋， 卢春喜， 等. 催化裂化提升管出口旋流快分系统内隔流筒结构的优化改进 ［J］. 石油学报（石油加工）， 2008， 24 （2）: 177-183. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2008.02.010.

HU Y H， WANG Y， LU C X， et al. Improvement of the isolate cylinder in vortex quick separation system at FCCU riser outlet ［J］. Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section）， 2008， 24 （2）: 177-183. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2008.02.010.

［6］ALEXANDER R M. Fundamentals of cyclone design and operation ［J］. Proceedings of the Australia Institute of Minerals and Metals （New Series）， 1949， 152 （3）: 203-228.

［7］LEITH D， LICTH W. The collection efficiency of cyclone type particle collectors: a new theoretical approach ［J］. AIChE Symp. Series， 1972， 68 （126）: 196-206.

［8］DIETZ P W. Collection efficiency of cyclone separators ［J］. AIChE Journal， 1981， 27 （27）: 888-892.

［9］HOFFMANN A C， JONEGE R D， ARENDS H， et al. Evidence of the natural vortex length and its effect on the separation efficiency of gas cyclones ［J］. Filtration & Separation， 1995， 32 （8）: 799-804.

［10］BRYANT H S， SILVERMAN R M， ZENE F A. How dust in gas affects cyclone pressure drop ［J］. HydrocarbonProcessing， 1983， 62 （6）: 87-90.

［11］姬忠礼， 吴小林， 时铭显. 旋风分离器自然旋风长的实验研究 ［J］.石油学报（石油加工）， 1993， 9 （4）: 86-91.

JI Z L， WU X L， SHI M X. Experimental research on the natural turning length in the cyclone ［J］. Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section）， 1993， 9 （4）: 86-91.

［12］杜德喜， 朱丽娟， 董秀奇. CFD模拟旋风分离器自然旋风长 ［J］.矿山机械， 2007， 35 （4）: 94-96.

DU D X， ZHU L J， DONG X Q. Simulation to the length of the natural vortex in cyclone separator with CFD ［J］. M ining & Processing Equipment， 2007， 35 （4）: 94-96.

［13］高翠芝， 孙国刚， 董瑞倩. 旋风分离器旋风长度的分析计算 ［J］.石油学报（石油加工）， 2012， 28 （1）: 94-98. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2012.01.017.

GAO C Z， SUN G G， DONG R Q. Analysis calculation of the vortex length in a gas cyclone ［J］. Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section）， 2012， 28 （1）: 94-98. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2012.01.017.

［14］魏耀东， 张静， 宋健斐， 等. 旋风分离器自然旋风长的实验研究［J］. 热能动力工程， 2010， 25 （2）: 206-210.

WEI Y D， ZHANG J， SONG J F， et al. Experimental study of the natural cyclone length of a cyclone separator ［J］. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power， 2010， 25 （2）: 206-210.

［15］钱付平， 章名耀. 基于响应曲面法旋风分离器的自然旋风长 ［J］.东南大学学报（自然科学版）， 2006， 36 （2）: 247-251. DOI: 10.3321/j.issn:1001-0505.2006.02.014.

QIAN F P， ZHANG M Y. Natural vortex lengths of cyclone separators based on response surface methodology ［J］. Journal of Southeast University （Natural Science Edition）， 2006， 36 （2）: 247-251. DOI: 10.3321/j.issn:1001-0505.2006.02.014.

［16］王福军. 计算流体动力学分析——CFD软件原理与应用 ［M］. 北京：清华大学出版社， 2009: 122-125.

WANG F J. Computational Hydrodynamics Analysis—CFD Software Theory and Application ［M］. Beijing: Tsinghua University Press，2009: 122-125.

［17］王江云， 毛羽， 刘美丽， 等. 用改进的RNG k-ε模型模拟旋风分离器内的强旋流动 ［J］. 石油学报（石油加工）， 2010， 26 （1）: 8-13. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2010.01.002.

WANG J Y， MAO Y， LIU M L， et al. Numerical simulation of strongly sw irling flow in cyclone separator by using an advanced RNG k-ε model ［J］. Acta Petrolei Sinica （Petroleum Processing Section），2010， 26 （1）: 8-13. DOI: 10.3969/j.issn.1001-8719.2010.01.002.

［18］程兆龙， 姚秀颖， 鄂承林， 等. 带隔流筒旋流快分系统新型工业催化裂化沉降器内气相流场的数值模拟 ［J］. 过程工程学报， 2016，16 （1）: 86-95.

CHENG Z L， YAO X Y， E C L， et al. Numerical simulation of gas phase flow field in a novel FCC disengager w ith flow partition cylinder quick separation system ［J］. The Chinese Journal of Process Engineering， 2016， 16 （1）: 86-95.

［19］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.

SONG J F， WEI Y D， SHI M X. Analysis of asymmetry of gas phase flow field in volute cyclone ［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering （China）， 2007， 58 （5）: 1091-1096.

［20］WEI Y D， SONG J F， SHI M X， et al. Numerical simulation of the asymmetry of gas-phase flow field in a volute cyclone separator ［J］. Progress in Natural Science， 2005， 15: 98-104.

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 ϕ600 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。

联系人：卢春喜。第一作者：程兆龙（1990—），男，硕士研究生。

国家重点基础研究发展计划项目（2012CB215000）。