筒體直徑對旋風分離器性能的影響

袁 怡， 孫國剛， 周發戚， 孫占朋

(中國石油大學 化學工程學院 過程流體過濾與分離北京市重點實驗室， 北京 102249)

筒體直徑對旋風分離器性能的影響

袁 怡， 孫國剛， 周發戚， 孫占朋

(中國石油大學 化學工程學院 過程流體過濾與分離北京市重點實驗室， 北京 102249)

筒體直徑是影響旋風分離器效率和壓降的重要結構參數。以硅微粉為原料，在保證幾何結構相似的基礎上，對筒體直徑分別為200、300、400 mm的Stairmand型旋風分離器進行冷態對比實驗，考察了不同情形下筒徑對旋風分離器分離性能的影響。結果表明，旋風分離器按幾何相似放大，筒徑增大，在同一入口氣速下，分離效率下降而壓降升高；在同一處理氣量下，分離效率和壓降都下降。如將入口尺寸與處理氣量固定，其它尺寸按幾何相似放大，筒徑增大則旋風分離器的分離效率增加、壓降降低。進而又用幾個較新的分離模型對實驗進行了計算比較，發現模型計算結果與實驗結果的趨勢大體一致，基本上能預測筒徑變化對旋風分離器分離效率與壓降的影響趨勢，但都不能定量計算筒徑對其分離性能的影響。

旋風分離器；筒體直徑；效率；壓降；模型計算

旋風分離器是氣-固分離過程中一種常用的設備，因其結構簡單，無運轉部件，適用于高溫高壓等條件，目前在石油、化工、冶金、能源、環境等諸多領域得到廣泛應用。要將在小模型實驗研究中開發出的高效旋風分離器應用到工業中去，必須經過放大設計和工業設計，但小型實驗設計經過放大后其性能如何變化，迄今并無成熟的計算方法[1]。在保證幾何相似的基礎上，對旋風分離器尺寸放大可通過增大筒體直徑來實現。一般認為：隨著筒體直徑的增大，旋風分離器的分離效率降低，壓降升高[2]。然而，筒體直徑對旋風分離器性能的影響取決于多種因素。

金有海等[3]對蝸殼式旋風分離器進行相似放大的試驗研究，認為筒體直徑越小，離心力場越強，從而粒子被分離的效率越高。Jin等[4]采用CFD數值模擬的方法，發現當質量流率和入口截面一定，增大筒體直徑，旋風分離器的總分離效率提高，壓降幾乎不變，流場更穩定。袁惠新等[5]、方麒先[6]認為在入口速度一定的條件下，旋風分離器的壓降隨著筒徑的增大而增大。劉書賢等[7]對催化裂化裝置沉降器粗旋在尺寸放大后的壓降進行數值模擬研究，認為尺寸放大后粗旋的壓降減小。宋健斐等[8]對旋風分離器直徑尺寸變化時的氣相流場進行數值模擬研究，認為隨著筒體直徑的增大，流場流態保持相似性。迄今為止，前人雖然做了不少關于筒徑對旋風分離器性能影響的研究工作，但大多集中于采用數值模擬的研究手段，且其得出的結論并不全面，很難對工程實踐形成有效指導。因此，尋找筒體直徑對旋風分離器性能的影響規律，就成為迫切需要解決的課題。

在本研究中，以Stairmand型旋風分離器[9]為基準模型，選擇結構參數和入口氣速作為變量，分別以理論模型計算及實驗測量的手段考察旋風分離器幾何放大后性能的變化規律，以期獲得更為全面的認識，從而為旋風分離器的優化設計及工業應用提供有益參考。

1 試驗裝置與方法

采用Stairmand型旋風分離器為基準模型，筒徑(D)分別為200 mm、300 mm、400 mm，下接料腿(L)為1500 mm，用有機玻璃制造，試驗所用旋風分離器尺寸結構如圖1所示。圖1(a)中入口截面系數KA是1個與筒徑及入口高寬有關的無量綱數[10]，KA=7.85，各部分尺寸隨筒徑等比例變化；圖1(b)中入口高×寬為144 mm×58 mm，排氣管插入深度為144 mm，其他各部分尺寸隨筒徑等比例變化。

實驗介質為常溫空氣，粉料為硅微粉，顆粒密度約為2600 kg/m3，采用BT-9300S 型激光粒度分布儀進行粒度分析，中位粒徑為10.94 μm，粒徑分布dp如圖2所示。試驗在吸風負壓狀態下操作，試驗流程如圖3所示，入口氣速由標準畢托管測量；風量通過閥門調節；粉料從分離器入口處的加料斗人工加料，加料質量濃度為10 g/m3，通過加料時間來控制加料濃度；分離器壓降用U型管測量，分離效率采用加料、收料稱重法計算。分離器入口段有一定長度，使粉料和氣體在分離器入口段充分混合，混合后的攜塵氣體經過旋風分離器的分離后由排氣管排出到風機外排系統。

圖1 旋風分離器結構尺寸Fig.1 Critical dimensions of cyclone separator(a) Stairmand cyclone separator with inlet cross-section coefficient KA=7.85;(b) Stairmand cyclone separator with inlet size 144 mm×58 mm

圖2 實驗用硅微粉粒徑分布Fig.2 Experimental silica powder size distribution

圖3 實驗裝置示意圖Fig.3 Schematic drawing of the experimental setup

2 試驗結果及分析

2.1 筒體直徑對旋風分離器效率的影響

采用圖1(a)Stairmand型分離器，入口截面系數相同(KA=7.85)，筒體直徑D分別為200、300、400 mm。(1)選取10、15、20、25 m/s 4個氣速，由試驗得到該組旋風分離器在不同氣速下的分離效率如圖4所示。從圖4可以看出，入口氣速相同，筒徑等幾何尺寸等比例放大，旋風分離器分離效率降低；還可以發現，隨著入口速度的增加，旋風分離器效率會出現轉折點，存在1個最大效率速度，且筒徑的變化對該最大效率入口速度的大小幾乎沒有影響。這是因為入口氣速增大，離心力場增強，效率增加；當氣速增大到一定值后，湍流及顆粒碰撞彈跳等導致沉積在器壁處的一些顆粒重新被卷揚起來，加上灰斗夾帶增多等不利因素的綜合影響，導致旋風分離器效率有所降低。(2)選取處理氣量0.167 m3/s，由試驗得到此時該組旋風分離器在不同筒徑下的效率如圖5所示。從圖5可以看出，同一入口氣量時，幾何尺寸按同一比例放大，隨著筒徑增大，入口截面尺寸增大，入口氣速下降，旋風分離器內離心力場減弱，從而導致分離器的分離效率降低。

圖4 分離效率(η)-入口氣速(Vin)曲線(KA=7.85)Fig.4 Efficiency(η)-gas velocity(Vin) curve (KA=7.85)

圖5 不同筒徑(D)下的旋風分離器分離效率(η)Fig.5 The efficiency(η) of cyclone under varied cylinder diameters(D)

2.2 筒體直徑對旋風分離器壓降的影響

筒體直徑對旋風分離器壓降的影響如圖6所示。從圖6可以看出，當旋風分離器幾何尺寸按比例放大，同一入口氣速下，隨著筒體直徑的增加壓降增大；同一處理氣量下，隨著筒體直徑的增加壓降降低；當固定入口截面尺寸大小，旋風分離器其他尺寸按比例放大，則入口氣速及處理氣量均相同，旋風分離器的壓降隨著筒徑的增大而減小。

圖6 不同筒徑(D)下旋風分離器的總壓降(Δp)Fig.6 The pressure drop(Δp) of the cyclone under varied cylinder diameters(D) (a) The same inlet velocity; (b) The same consumption flow

3 模型預測結果與分析

3.1 旋風分離器分離模型的預測結果分析

作為旋風分離器分離效率的預測模型即分離模型，從20世紀50年代以后在國內外取得廣泛的研究。各研究者基于不同假設，從不同的角度闡述了各自理論，歸納起來主要有“平衡軌道”模型、“停留時間”模型以及介于兩者間的混合模型。表1列出了幾種近年來較具代表性的旋風分離器分離模型具體效率計算方法。

表1 旋風分離器分離效率的計算模型Table 1 Calculation model of separation efficiency for cyclones

筆者以實驗測量的方法對不同筒徑下的Stairmand型旋風分離器的分離效率進行了研究，分離模型也可以預測分離器的效率。在工業過程中，總分離效率通常是1個最常用的評價指標，將表1中模型預測的切割粒徑或粒級效率換算成總效率，總效率是通過這樣方式計算的：首先按照顆粒粒徑分布劃分為N個粒度級的質量組分，每個質量組分之和構成了全部顆粒質量；然后，用每個質量分數乘以該組分平均粒徑下的粒級效率，所以N個粒度級組分的總和就得到總效率。數學表達式為：

(1)

式中，ηi為第i個組分的粒級效率，wi為第i個組分的質量分數。

圖7為旋風分離器總效率的實驗值與模型計算值對比。圖7(a)、(b)分別為入口氣速15 m/s及20 m/s 下，幾何尺寸相似放大的旋風分離器分離效率隨筒徑的變化關系；圖7(c)為同一處理氣量下，幾何尺寸相似放大的旋風分離器分離效率隨筒徑的變化關系；圖7(d)同一處理氣量下，保持入口截面尺寸大小不變，其它尺寸相似放大的旋風分離器分離效率隨筒徑的變化關系。將不同模型計算結果與實驗結果對比，可以看出模型預測結果和實驗結果隨筒徑變化的趨勢大體上一致，但二者之間還存在一定的差距。這是因為旋風分離器內部三維強旋湍流運動的復雜性，各理論模型均為研究者們基于各自的假設，通過對其工作過程的簡化而得，雖具有一定的準確性，但與實際分離過程相比，仍存在一定的局限性。

圖7 旋風分離器總效率(η)的試驗值與模型計算值對比Fig.7 Comparison of overall efficiency(η) between experiments and model prediction(a) Overall efficiency with inlet violet 15 m/s (KA=7.85); (b) Overall efficiency with inlet violet 20 m/s (KA=7.85);(c) Overall efficiency with consumption flow 0.167 m3/s(KA=7.85);(d) Overall efficiency with consumption flow 0.167 m3/s (a×b=144×58 mm2)

3.2 旋風分離器壓降模型的預測結果分析

目前的旋風分離器壓降計算公式很多是經驗關聯式，且多用阻力系數ξ來表達。表2列出了幾種旋風分離器阻力系數的具體計算方法。

在本研究中，選擇了7個經驗模型來預測旋風分離器的壓力損失，圖8為本實驗條件下不同筒體直徑的旋風分離器實驗壓降結果與模型壓降計算值的對比。從圖8(a)中可知，當KA=7.85且入口氣速相同時，袁怡等[21]模型計算值與試驗值有相同的變化趨勢且偏差較小，其余模型均忽視了筒徑對旋風分離器壓降的影響，總是保持一定值；從圖8(b)中可知，當KA=7.85且處理氣量相同時，各個模型計算值與試驗值隨筒徑變化的趨勢一致，即隨著筒體直徑的增加，旋風分離器壓降降低；從圖8(c)中可知，當入口高寬保持一定值時，除Barth等[18]模型外，其余模型預測結果與實驗結果變化趨勢一致，即隨著筒體直徑的增加，旋風分離器壓降降低。

表2 旋風分離器阻力系數的計算模型Table 2 Calculation model of pressure drop coefficient for cyclones

4 結 論

以Stairmand型旋風分離器為基準模型，通過實驗測量和理論模型計算研究了筒體直徑對旋風分離器性能的影響。

(1)分離器結構尺寸按幾何相似放大，入口氣速相同時，隨著筒體直徑的增大分離效率降低，壓降升高；處理氣量一定時，隨著筒體直徑的增大分離效率降低，壓降降低。

(2)固定入口截面尺寸，其它結構尺寸按幾何相似放大，即處理氣量及入口氣速都相同時，隨著筒體直徑的增大分離效率升高，旋風分離器壓降降低。

(3)模型計算與實驗值對比發現，近年文獻中的幾個較新的分離模型基本上能夠預測旋風分離器分離效率和壓降隨筒徑的變化趨勢，但模型預測值都和實驗結果有一定差距。

圖8 旋風分離器壓降(Δp)的試驗值與模型計算值對比Fig.8 Comparison of pressure drop(Δp) between experimental value and model prediction(a) Pressure drop with inlet violet 20 m/s (KA=7.85); (b) Pressure drop with consumption flow 0.167 m3/s (KA=7.85);(c) Pressure drop with consumption flow 0.167 m3/s (a×b=144×58 mm2)

符號說明：

a——矩形入口高度，m；

ad——入口寬度修正系數；

a0r——平均流量寬度，m；

b——矩形入口寬度，m；

B——排塵口直徑，m；

Cc——坎寧修正系數；

CD——曳力系數；

Cin——入口濃度，kg/m3；

D——分離器筒體直徑，m；

De——排氣管直徑，m；

dp——顆粒直徑，m；

Ds——摩擦面的無量綱平均直徑；

d50——切割粒徑，m；

D0——筒徑修正系數，D0=0.3 m；

f——含塵氣流與壁面摩擦系數；

f0——純凈氣流與壁面摩擦系數；

Fs——旋風分離器器壁的總面積，m2；

g——重力加速度，m/s2；

h——旋風分離器筒體高度，m；

hc——旋風分離器錐體高度，m；

H——旋風分離器總高度，m；

KA——入口截面系數，KA=πD2/4ab；

Ks——絕對粗糙度，m；

LVS——自然旋風長，m；

n——旋流的旋渦指數；

Qin——入口氣體流量，m3/s；

R——分離器筒體半徑，m；

Re——排氣管半徑，m；

Rin——入口半徑，m；

Re——氣體雷諾數；

r0r——顆粒軌跡的平均半徑，m；

Rw——分離器筒體半徑，m；

rt——內外旋流分界半徑，m；

S——排氣管插入深度，m；

tres——總氣體停留時間，s；

Uθw——分離器器壁顆粒切向速度分量，m/s；

Ve——排氣管平均軸向氣速，m/s；

Vin——入口氣體速度，m/s；

V0——入口平均速度，m/s；

Vθe——排氣管壁面氣體切向速度，m/s；

Vθw——分離器器壁氣體切向速度，m/s；

wi——第i個組分的質量分數

希臘字母：

ηi——粒級效率；

η——總分離效率；

φ——慣性碰撞系數；

ζ——進口損失；

ζe——器內旋流損失；

ρg——氣體密度，kg/m3；

ρp——顆粒密度，kg/m3；

ρstr——灰帶密度，kg/m3；

δ——顆粒軌道半徑與出口半徑之比；

v——氣體運動黏度，m2/s；

μg——氣體動力黏度，Pa·s；

ξ——純氣流阻力系數；

ξst——純氣流阻力系數(Stairmand模型)。

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Effects of the Cylinder Diameter on Cyclone Performance

YUAN Yi， SUN Guogang， ZHOU Faqi， SUN Zhanpeng

(BeijingKeyLaboratoryofProcessFluidFiltrationandSeparation,CollegeofChemicalEngineering,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China)

Cylinder diameter was an important structural parameter of the cyclone. In this paper, a series of laboratory cyclone model experiments were carried out to investigate the effect of the cylinder diameter on Stairmand cyclone performances.The cylinder diameter was 200 mm, 300 mm and 400 mm, and the powder was microsilica. The results showed that, according to the geometric similarity to enlarge cyclone, if the inlet velocity was the same, with the increase of the cylinder diameters, the collection efficiency of the cyclone decreased and the pressure drop increased. Moreover, if gas flow rate was the same, with the increase of the cylinder diameters, the collection efficiency of the cyclone decreased and the pressure drop decreased. As the inlet size was fixed, if enlarging other dimensions with geometric similarity, namely inlet velocity and gas flow rate remained unchanged, with the increase of the cylinder diameters, the collection efficiency of the cyclone increased and the pressure drop decreased. In addition, under the experimental conditions, the comparison between the computations of several recent performance prediction models and the experimental date, showed that the theoretical models could predict the tendency of cylinder diameter effects on cyclone performances.

cyclone; cylinder diameter; collection efficiency; pressure drop; model calculations

2016-08-02

國家自然科學基金(21276274)和國家重點基礎研究發展計劃“973”項目(2014CB744304)資助

袁怡，女，碩士，從事氣-固分離的數值模擬及實驗研究；Tel：010-89734820；E-mail：m15201106422@163.com

孫國剛，男，教授，博士，從事氣-固分離及流態化工程研究；Tel：010-89734820；E-mail：ggsunbj@163.com

1001-8719(2017)04-0738-08

TQ021.1

A

10.3969/j.issn.1001-8719.2017.04.019