提升管出口SVQS自然旋風長度的數值模擬

程兆龍，鄂承林，盧春喜

（中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249）

提升管出口SVQS自然旋風長度的數值模擬

程兆龍，鄂承林，盧春喜

（中國石油大學（北京）重質油國家重點實驗室，北京 102249）

采用RNG k-ε湍流模型對一套?600 mm×4150 mm的SVQS旋流快分裝置的氣相流場及自然旋風長度進行了模擬研究。結果表明，SVQS旋風尾渦的截面位置與隔流筒下端面最大切向速度衰減達88%時的截面位置相吻合，并據此定義了SVQS的自然旋風長度。基于SVQS旋流快分切向速度的分布規律發現，SVQS的自然旋風長度隨噴口氣速的增加和汽提氣速的減小而逐漸增大。參照旋風分離器自然旋風長度的計算方法，基于SVQS旋流快分的結構特點及模擬計算結果，提出了提升管出口SVQS旋流快分自然旋風長度的計算關系式。

提升管；分離；計算流體力學

引　言

催化裂化提升管出口旋流快分是實現油劑高效分離及油氣快速引出的重要設備，其原理是利用提升管出口油氣的高速旋轉流動所產生的離心力場進行氣固分離的。針對現有旋流快分噴口處存在部分上行短路流而使分離效率降低的問題，盧春喜等［1］開發了一種帶隔流筒和隔流蓋板的提升管出口旋流快分系統（super vortex quick separation system，SVQS）。孫鳳俠等［2-4］通過研究發現，隔流筒的直徑存在著一個最佳適中值，同時隔流筒的長度應以稍大為宜。胡艷華等［5］則將原有的圓筒狀隔流筒改為折邊隔流筒和圓錐形隔流筒，發現圓錐形隔流筒的氣固分離效果更佳。除了隔流筒的結構和尺寸外，SVQS旋流快分的自然旋風長度也是影響其氣固分離效率及油氣停留時間分布的重要參數。在旋流快分分離效率模型建立的過程中，其高度采用的是自然旋風長度而不是物理高度。不僅如此，如果在工業設計SVQS旋流快分時能夠知曉SVQS的自然旋風長度，這對確定SVQS封閉罩的安裝高度以降低整套工業裝置的高度和設備投資費用都將大有裨益。因此，自然旋風長度的確定對SVQS旋流快分的優化設計具有重要意義。

目前關于自然旋風長度的研究還主要集中在旋風分離器上，而對提升管出口旋流快分自然旋風長度的研究卻還未見報道。在旋風分離器自然旋風長度的研究方面，Alexander［6］提出旋風分離器自然旋風長度的概念，并通過實驗發現長筒型旋風分離器內的氣相流場存在著一個穩定的旋轉流動轉折點，此轉折點（尾渦位置）與升氣管下口截面之間的軸向高度即為旋風分離器的自然旋風長度。在Leith等［7］以及 Dietz［8］的計算旋風分離器分離效率的公式中，也都應用了Alexander提出的自然旋風長度的計算公式。Hoffmann等［9］根據實驗，分析了入口顆粒速度和顆粒濃度對旋風分離器自然旋風長度的影響規律。Bryant等［10］認為影響旋風分離器自然旋風長度的重要因素為旋風分離器的入口截面比和升氣管的下口直徑比。姬忠禮等［11］通過實驗發現，在旋風分離器的尾渦處存在著一個灰環，灰環截面處的切向速度分布較為平坦，其所在截面的最大切向速度約為升氣管下口截面的12%，并將這一截面與升氣管下口截面之間的軸向高度定義為旋風分離器的自然旋風長度。杜德喜等［12］通過數值計算發現，旋風分離器的自然旋風長度是多個自然轉折旋風串聯的結果。高翠芝等［13］認為當旋風分離器內外旋流之間的能量傳遞達到穩定狀態時，旋轉氣流才到達漩渦的尾端位置，并據此推導出了旋風長度的計算公式。魏耀東等［14］采用激光多普勒測速技術對旋風分離器內的氣相流場進行了測定，并基于測量結果定義了升氣管下口到準自由渦消失位置處的距離為旋風分離器的自然旋風長度。錢付平等［15］則基于曲面響應法分析了旋風分離器自然旋風長度的影響因素，并得到了旋風長度的預測模型。

鑒于目前還沒有對提升管出口旋流快分自然旋風長度方面的相關研究，本文通過數值計算的方法，在旋風分離器自然旋風長度研究的基礎上，對一套?600 mm×4150 mm的提升管出口SVQS旋流快分在不同噴口氣速及汽提氣速下的自然旋風長度進行了模擬研究，以期為SVQS旋流快分的優化設計提供基礎數據。

1　數值計算方法及其驗證

本文采用可以良好處理流線彎曲程度較大流動情況的RNG k-ε湍流模型來模擬SVQS旋流快分系統內的氣相流場，其通式見式（1），控制方程見表1［16-17］。

所有方程均采用有限體積法進行建立，壓力-速度耦合方程采用壓力耦合方程半隱法（sem i-implicit method for pressure linked equations，SIMPLE）進行求解。動量方程、湍動能方程及湍流擴散率方程均采用對流項二次迎風差值格式（quadratic upw ind interpolation of convective Kinematics，QUICK）進行離散。本文基于文獻［2］的實驗結果對RNG k-ε湍流模型進行了驗證，模擬值與測量值的驗證結果及網格無關性檢驗詳見文獻［18］。

表1　控制方程Table 1　Control equation

圖1　SVQS實驗裝置結構及尺寸示意圖Fig.1　Diagram of experimental apparatus and size

2　SVQS旋流快分網格劃分及邊界條件

2.1網格劃分

圖1（a）、（b）分別為本文模擬計算的提升管出口SVQS旋流快分實驗裝置的3D和2D簡圖。實驗裝置主要由旋流頭、隔流筒、隔流蓋板、封閉罩及提升管等組成。裝置總高約5360 mm，封閉罩直徑為?600 mm、高度為 4150 mm，提升管直徑為 ?100 mm，隔流筒直徑為?380 mm、高度為475 mm。旋流快分頭為 3旋臂型SVQS旋流快分裝置，其噴口截面尺寸為88 mm×29 mm。由于頂部旋風分離器對SVQS旋流快分自然旋風長度的影響很小，所以在計算過程中忽略了旋風分離器區域，取計算區域如圖1（c）所示。圖2為3旋臂SVQS旋流快分的網格結構示意圖，SVQS旋流快分均采用六面體結構化網格進行劃分，整個SVQS旋流快分實驗裝置共劃分了4886046個網格。

2.2邊界條件

圖2　SVQS實驗裝置網格結構示意圖Fig.2　Mesh of SVQS experimental apparatus

表2　提升管入口邊界條件Table 2　Boundary conditions of riser inlet

（2）實驗裝置的出口設定為壓力出口，出口壓力為標準大氣壓，水力學直徑Dh為?100 mm，出口面積Ao為0.00786 m2。

（3）實驗裝置內的所有壁面均采用標準壁面函數進行處理。

3　結果分析與討論

3.1自然旋風長度的確定

為了對提升管出口SVQS旋流快分的自然旋風長度進行預測，沿圖1（b）中的封閉罩軸向自下而上取8個截面作為計算截面，其距封閉罩下部錐形擋板上端的軸向距離分別為：0.97、1.0、1.1、1.5、1.9、2.3、2.7及3.1 m，8個計算截面的具體位置如圖3所示。

圖4　SVQS旋流頭噴口中心處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）

圖5　SVQS氣體跡線（Vs=22 m·s-1）Fig.5　Stream line of SVQS （Vs=22 m·s-1）

圖4為SVQS旋流快分噴出口中心處橫截面上的速度分布。由圖4可見，旋流快分噴出口中心處的速度分布呈中心對稱分布，氣體從旋流臂噴口噴出后，在隔流筒和隔流蓋板的約束下緊貼封閉罩內壁向下做強旋流動。圖5為在旋流快分噴口氣速為22 m·s-1時，噴口氣體在封閉罩內的旋流跡線圖。由圖5可見，進入3旋臂型SVQS旋流快分的提升管氣體，在旋流臂的約束下，從旋流臂出口沿封閉罩內壁切向噴出，同時沿封閉罩軸向向下做旋轉流動。向下旋轉流動的氣體并沒有在到達封閉罩下部錐形擋板后才向上折返，而是在距封閉罩下部錐形擋板上端約0.97 m時便開始向上折返流動。隔流筒下端面距該折返截面（旋渦尾端）的軸向高度2.18 m即為SVQS旋流快分在噴口氣速為22 m·s-1時的自然旋風長度。旋風分離器的有效分離空間為旋渦尾端的上部空間，而在旋渦尾端的下部，顆粒沿壁面到出口的傳遞是低效的。如果直筒體的高度過小使旋風尾渦進入到底部的錐形擋板中，則急速旋轉的氣流就會把已經沉降到錐體段內表面的顆粒重新卷起，并被旋轉向上的內旋流帶出，而使SVQS旋流快分的分離效率大為降低，同時錐形擋板上隨氣流一起旋轉的顆粒由于受到離心力的作用會被強烈地擠壓到錐形擋板上而對汽提擋板的內表面產生磨蝕。

圖6為在噴出口氣速為22 m·s-1時，量綱1切向速度Vt/Vo在封閉罩8個軸向截面上的徑向分布曲線，圖中Vo為封閉罩與提升管環形截面上的表觀氣速。由圖6可見，切向速度沿徑向向外不斷增大并在靠近封閉罩壁面處達到最大值。在軸向方向上，隨著軸向高度的降低，最大切向速度不斷減小，當軸向高度由z=3.1 m下降至z=1.1 m時，最大切向速度下降得較為緩慢，共下降了60%左右；繼續降低軸向高度，其值迅速減小，在下降至 z=0.97 m截面處，最大切向速度減小至不足隔流筒下口截面（z=3.1 m）處最大切向速度的12%。通過與圖5中相同噴口氣速條件下的旋流跡線圖進行對比可以發現，最大切向速度衰減達88%時的軸向位置恰好位于自然旋風長度的尾部，這與文獻［11］在旋風分離器中的測量結果一致。為此，本文取隔流筒下端面最大切向速度衰減達88%時的截面與隔流筒下端面間的軸向高度為SVQS旋流快分的自然旋風長度。

圖6　SVQS量綱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噴口氣速對SVQS自然旋風長度的影響

圖7為不同噴口氣速下SVQS旋流快分系統內量綱1切向速度在不同軸向截面上的分布曲線。由圖7可知，隨著旋流頭噴出口氣速的增加，同一截面高度上的切向速度也逐漸增大，并且隨著軸向位置的降低，切向速度的徑向梯度也在逐漸減小且分布更加平緩。當截面的軸向高度一定時，隨著徑向位置的增大，切向速度在r/R＜0.5的區域內變化較小，在r/R＞0.5的徑向區域則呈現先增加后降低的變化趨勢，并在邊壁附近處達到最大值。隨著噴口氣速的增加，最大切向速度衰減達88%時的截面位置逐漸降低，當噴口氣速由 8 m·s-1增加到 22 m·s-1時，最大切向速度衰減達88%時的截面位置逐漸由z=2.36 m降低至z=0.97 m，自然旋風長度則由0.79 m逐漸增加到2.18 m。由此可知，SVQS旋流快分的自然旋風長度隨噴口氣速的增大而明顯增加。

圖7　噴出口氣速對SVQS切向速度的影響Fig.7　Dimensionless tangential velocity w ith various SVQS spout velocities

3.3汽提氣速對SVQS自然旋風長度的影響

在SVQS旋流快分系統的下部設有汽提段，以回收催化劑夾帶的油氣。為了考察汽提氣速對SVQS旋流快分自然旋風長度的影響規律，本文在噴口氣速Vs=22 m·s-1，不同汽提氣速下模擬計算了SVQS系統量綱1切向速度沿軸向高度的變化規律，如圖8所示。

由圖8可知，汽提氣的引入對SVQS旋流快分系統上部空間氣相流場的影響較小，而對下部空間氣相流場的影響較大，在汽提氣速Vq由0.15 m·s-1增加到0.90 m·s-1的過程中，最大切向速度衰減達88%時的截面位置從截面z=0.905 m不斷上升至截面z=1.36 m處，自然旋風長度由2.245 m縮短為1.790 m。由此可知，汽提氣的引入縮短了SVQS旋流快分的自然旋風長度。

3.4SVQS自然旋風長度的計算關系式

SVQS旋流快分旋風尾渦的軸向位置在不同操作條件下具有較大的變化范圍，因此采用實驗的方法較難測量出不同條件下SVQS旋流尾渦的軸向位置，而采用模擬計算的方法卻可以相對容易地預測不同操作條件下SVQS旋流尾渦的截面位置，進而獲得SVQS旋流快分的自然旋風長度。本文通過參照旋風分離器自然旋風長度的計算方法，基于SVQS旋流快分的結構特點及計算模擬結果，確定了提升管出口SVQS旋流快分自然旋風長度的計算關系式。

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

圖9　SVQS旋流快分的自然旋風長度Fig.9　Natural vortex length of SVQS

圖10　優化高度后的SVQS量綱1切向速度分布及流線圖（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，在確定的流量條件下，SVQS的自然旋風長度隨隔流筒直徑的減小而增大，這與魏耀東等［14］所測實驗結果相一致；同時自然旋風長度隨封閉罩筒體直徑的增加而增大，這與Alexander［6］所測實驗結果相一致。因此，本文給出的SVQS自然旋風長度的計算公式能夠較準確地描述SVQS旋流快分系統的旋轉流動特性，對工程設計有一定的指導意義。

3.5SVQS旋流快分的結構優化

通過上述分析可知，SVQS旋流快分的自然旋風長度隨旋流頭噴出口氣速的增加而增大，隨汽提氣速的增加而減小。當噴口氣速Vs為22 m·s-1、汽提氣速Vq分別為0和0.90 m·s-1時，旋風尾渦距錐形擋板上沿的軸向高度分別為 970和 1360 mm。因此，模擬過程中設定的 SVQS旋流快分系統的封閉罩筒體有相當一部分區域處于無旋流區域。為此，本文在封閉罩直筒段高度降低 800 mm（隔流筒下端面距錐形擋板上沿的高度為 2350mm）、旋流頭噴口氣速為24 m·s-1的條件下，模擬計算了SVQS旋流快分的氣相流場，其流動軌跡如圖10（b）所示。由圖10可知，當噴出口氣速Vs=24 m·s-1時，最大切向速度衰減達88%時的截面為錐形擋板上沿以下40 mm的截面位置處，此時的封閉罩直筒段全部處于旋流穩定區，SVQS的自然旋風長度約為 2390 mm。在該條件下根據式（2）計算得到的自然旋風長度為2474 mm，其與模擬計算值間的相對偏差約為3.50%，說明采用式（2）能夠相對簡單、準確地計算提升管出口SVQS旋流快分的自然旋風長度。

4　結　論

本文采用RNG k-ε湍流模型模擬了SVQS旋流快分系統內的氣相流場并得到了SVQS旋流快分自然旋風長度的影響因素，結論如下。

（1）通過模擬發現，隔流筒下端面最大切向速度衰減達88%時的截面與SVQS旋風尾渦截面相吻合，這與實驗測量結果一致，說明采用RNG k-ε湍流模型對 SVQS旋流快分系統進行模擬是有效的，并據此定義了提升管出口SVQS的自然旋風長度。

（2）通過考察不同旋流頭噴口氣速及不同汽提線速條件下SVQS不同軸向高度截面上軸切向速度徑向分布的規律發現，SVQS旋流快分的自然旋風長度隨旋流頭噴出口氣速的增加和汽提線速的減小而增加。

符號說明

Ao——出口面積，m2

Ar——提升管入口截面積，m2

a ——SVQS旋流頭噴出口高度，mm

b ——SVQS旋流頭噴出口寬度，mm

C1ε，C2ε，Cμ——常數

D ——封閉罩直徑，m

De——隔流筒直徑，m

Dh——水力學直徑，m

d ——平衡管截面邊長，mm

Eij——應變率張量

Gk——平均速度梯度引起的產生項，J

I ——湍動強度

k——湍動動能，m2·s-2

L——自然旋風長度，m

n——旋流臂總數

Po——出口壓力，Pa

Pt——氣體總壓，Pa

p——流體壓力，Pa

Q——入口氣量，m3·s-1

R——封閉罩半徑，mm

r——測點距中心軸線半徑，mm

S——源項

u——x方向速度，m·s-1

Ve——隔流筒與提升管環形空間表觀氣速，m·s-1

Vo——提升管與封閉罩環形空間表觀氣速，m·s-1

Vq——汽提氣速，m·s-1

Vr——提升管入口氣速，m·s-1

Vs——旋流頭噴出口氣速，m·s-1

Vt——切向速度，m·s-1

V

z——軸向速度，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——常數

Γ——擴散系數

ε——湍流耗散率，m2·s-3

η0——常數

μ——動力黏度，Pa·s

μeff——有效黏度，Pa·s

μt——湍動黏度，Pa·s

ρ——密度，kg·m-3

References

［1］ 盧春喜， 徐文清， 魏耀東， 等. 新型緊湊式催化裂化沉降系統的實驗研究 ［J］. 石油學報（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］孫鳳俠， 盧春喜， 時銘顯. 旋流快分器內氣相流場的實驗與數值模擬研究 ［J］. 石油大學學報（自然科學版）， 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］孫鳳俠， 盧春喜， 時銘顯. 催化裂化沉降器新型高效旋流快分器內氣固兩相流動 ［J］. 化工學報， 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］孫鳳俠， 盧春喜， 時銘顯. 催化裂化沉降器新型高效旋流快分器的結構優化與分析 ［J］. 中國石油大學學報（自然科學版）， 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］胡艷華， 汪洋， 盧春喜， 等. 催化裂化提升管出口旋流快分系統內隔流筒結構的優化改進 ［J］. 石油學報（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］姬忠禮， 吳小林， 時銘顯. 旋風分離器自然旋風長的實驗研究 ［J］.石油學報（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， 朱麗娟， 董秀奇. CFD模擬旋風分離器自然旋風長 ［J］.礦山機械， 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， 孫國剛， 董瑞倩. 旋風分離器旋風長度的分析計算 ［J］.石油學報（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］魏耀東， 張靜， 宋健斐， 等. 旋風分離器自然旋風長的實驗研究［J］. 熱能動力工程， 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］錢付平， 章名耀. 基于響應曲面法旋風分離器的自然旋風長 ［J］.東南大學學報（自然科學版）， 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］王福軍. 計算流體動力學分析——CFD軟件原理與應用 ［M］. 北京：清華大學出版社， 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， 劉美麗， 等. 用改進的RNG k-ε模型模擬旋風分離器內的強旋流動 ［J］. 石油學報（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］程兆龍， 姚秀穎， 鄂承林， 等. 帶隔流筒旋流快分系統新型工業催化裂化沉降器內氣相流場的數值模擬 ［J］. 過程工程學報， 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， 魏耀東， 時銘顯. 蝸殼式旋風分離器內氣相流場非軸對稱特性分析 ［J］. 化工學報， 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 ?600 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。

聯系人：盧春喜。第一作者：程兆龍（1990—），男，碩士研究生。

國家重點基礎研究發展計劃項目（2012CB215000）。