排气管直径对旋分器非轴对称旋转流场的影响

孟 文, 王江云, 毛 羽, 张 果, 王 娟

(1. 中国石油大学 重质油国家重点实验室, 北京 102249; 2. 海工英派尔工程有限公司, 青岛 266101)

排气管直径对旋分器非轴对称旋转流场的影响

孟 文1,2, 王江云1, 毛 羽1, 张 果1, 王 娟1

(1. 中国石油大学 重质油国家重点实验室, 北京 102249; 2. 海工英派尔工程有限公司, 青岛 266101)

采用相位多普勒分析仪研究了4种不同排气管直径的旋风分离器气相非轴对称旋转流场。结果表明,实验测得的切向速度、轴向速度、湍流度分布与旋风分离器典型流场分布特点一致;随着排气管直径的减小,旋转中心与旋风分离器几何结构中心之间的偏心距也明显减小,其内部流场分布的非轴对称性减弱,有利于提高旋风分离器的分离效率,并降低因涡核摆动造成的摩擦阻力。说明合理地设置排气管直径是抑制单入口旋风分离器非轴对称旋转流动、提高旋风分离器性能的有效手段。

旋风分离器; 相位多普勒分析仪; 排气管; 非轴对称旋转流场; 湍流度

旋风分离器是一种利用离心力作用实现气-固分离的设备。旋风分离器内的非轴对称旋流流动将引发涡核摆动、颗粒返混,进而导致分离效率下降、压降增加等问题[1]。众多学者研究了旋风分离器各结构参数对非轴对称旋转流场的影响,发现除入口结构参数外,排气管的结构参数也是重要影响因素。随着排气管直径的增加,在旋风分离器分离空间内中心位置上行流区将产生向下的回流,从而引发返混[2-3],进而影响分离效率,同时湍流度内、外区分界面外移[4];随着排气管插入深度的增加,切向速度减小,且排气管直径较大时,效率变化较为明显[5-6]。但是,通过对旋风分离器内非轴对称强旋流流场测量来获悉其产生机理,找出其抑制方法方面的研究还较少。笔者采用相位多普勒分析仪(PDA)测量不同排气管直径旋风分离器内的非轴对称强旋流流场,获得全部流场基础信息,并考察排气管直径对旋风分离器内部流场非轴对称性的影响规律,以期为抑制旋风分离器内非轴对称强旋流的结构改进和优化提供理论指导。

1 实验装置及测量方法

旋风分离器流场测量装置由实验系统和测量系统组成,如图1所示。负压吸风实验系统的风量由毕托管和出口管路上的闸板阀测量和控制。测量对象为直径150 mm、偏心距16 mm的直筒型蜗壳式旋风分离器,排气管直径与旋风分离器筒体直径之比(dr/D,简称排气管直径比)分别为0.21、0.36、0.46、0.57,入口气速为15 m/s。在旋风分离器各测点上开有测试窗,并安装1 mm厚的光学玻璃,以减少有机玻璃筒体对光路的干扰。旋风分离器结构及流场测量点布置示于图2。测量系统采用丹麦Dantec公司研制的激光三维相位多普勒动态分析仪,示踪粒子为卫生香烟雾。每个测点取3000个样本,根据测点处采集到的示踪颗粒有效样本点来确定测量时限。

图1 旋风分离器流场测量装置示意图

图2 旋风分离器结构及流场测量点布置示意图

2 结果与讨论

2.1 旋风分离器内气流速度非轴对称性分析

单入口旋风分离器内气流切向速度和轴向速度分布均有一定的非轴对称性。切向速度的非轴对称性主要体现在对称轴两侧速度峰值的位置及数值的差别程度,轴向速度的非轴对称性主要体现在上行流速度峰值与旋风分离器轴线偏离程度及对称轴两侧上下行流分界点位置的差别[7]。

图3为旋风分离器内气流切向速度和轴向速度非轴对称性沿周向的分布,其中左、右半部分分别为各轴向速度和切向速度在周向4个方向上的分布。分析发现,各旋风分离器的流场分布均具有非轴对称性,其中在排气管入口处轴对称性最差,这是由于不对称的入口结构造成旋转中心和几何中心的不重合,进而使得气流进入环形空间后形成不对称的旋转运动,排气管入口附近处受环形空间非轴对称流动的影响最大,故非轴对称性明显;随着气流向下流动,轴对称的圆柱型约束空间减弱了非轴对称的旋转运动,因而流场的轴对称性增强。对比图3各分图可以看出,随着排气管直径的增加,各截面4个周向方向的速度曲线重合度降低,流场的非轴对称性增强;同时,准刚性涡范围扩大,旋流稳定性降低,且从排气管入口至旋风分离器底端旋流衰减速度加快。

图4和图5分别为不同排气管直径比旋风分离器内气流在z=-10 mm及z=-300 mm截面的切向速度和轴向速度非轴对称性分布。由图4可知,当dr/D在0.21～0.46范围,随着排气管直径的减小,气流切向速度内、外旋流分界点,即切向速度最大值点内移,切向速度值增加,而边壁附近的切向速度大小变化不大。但是,排气管直径过小会导致旋风分离器内部气速急剧增加,分离过程中过高的气速将加重二次夹带,而且会使旋风分离器压降增大。对于dr/D=0.57的直筒型旋风分离器,由于排气管直径较大,环形空间相对较小,因此在排气管入口附近气流切向速度值比较大;同时,较大的排气管直径导致内旋流流道面积变大,气流因旋转而产生的能量耗损变大,所以速度衰减迅速。当dr/D=0.46时,切向速度曲线的轴对称性最差,在z=-10 mm截面,180°的切向速度明显大于0°的,在z=-300 mm截面切向速度曲线的偏移量最大。随着排气管直径比的减小,切向速度曲线的轴对称性变好。

图3 旋风分离器内气流的切向速度与轴向速度非轴对称性沿周向的分布

图4 不同排气管直径比旋风分离器内气流的切向速度非轴对称性分布(0°～180°)

图5 不同排气管直径比旋风分离器内气流的轴向速度非轴对称性分布(0°～180°)

由图5可知,随着排气管直径的减小,气流轴向速度上、下行流分界点内移,上行流速度峰值增加。当排气管直径在一定范围内时,气流轴向速度分布曲线呈单峰结构;当排气管直径过大时,在排气管入口附近的轴线位置处,轴向速度分布曲线出现双峰结构,形成滞留和回流现象。这是由于在排气管入口中心附近,气体强烈的旋转在该处产生了相对较大的负压,从而形成逆向压力梯度,在中心部位产生回流,从而造成反混,不利于分离[3]。当dr/D为0.46和0.57时,轴向速度上行流峰值偏离了中心轴线,并且在不同轴向截面的偏离方向不同。随着排气管直径比的减小,上行流峰值越来越靠近轴线,分布曲线的轴对称性增强。

2.2 旋风分离器湍流度及相对湍流度分析

PDA测量可以直接得到测点上瞬时湍流脉动速度的均方根值uRMS,i,可用式(1)计算。此值反映该点上湍流的瞬时速度偏离时均速度的程度,定义为该点湍流运动的湍流度σi,即σi=uRMS,i。气流在空间某一点的湍流度σi与气流在该点的时均速度ūi之比值即为气流在该点的相对湍流度δi,如式(2)所示。湍流度的大小表示气流脉动速度的大小,而相对湍流度则表示脉动速度占时均速度的比例。

(1)

(2)

图6为不同排气管直径比旋风分离器内气流切向湍流度在z=-10 mm及z=-300 mm截面沿0°～180°方向的分布。由图6可见,气流切向湍流度分布被其切向速度内外双涡结构的分界面分为2个区域。在中心区域,切向湍流度出现峰值,沿径向向外迅速减小,在r/R=0.8附近为最小值,在器壁附近出现突然增大的情况,说明在分离过程中,浓集在边壁的颗粒容易被二次扬起,从而影响分离效率;在内旋流区,切向湍流度最大值随着排气管直径的增大而减小,排气管直径过大,旋流稳定性变弱,切向湍流度沿径向分布紊乱。此处较高的切向湍流度加上短路流的存在,将会极大地削弱旋风分离器分离能力,使粉尘未经分离由排气管逸出。

切向相对湍流度对旋风分离器的分离性能有很大影响,气流切向速度的脉动将引起离心力的脉动,因此切向速度的脉动越大,形成的离心力场越不稳定,分离效果也越差[4]。图7为不同排气管直径比旋风分离器内气流切向相对湍流度在z=-10 mm及z=-300 mm截面沿0°～180°方向的分布。由图7可见,切向相对湍流度沿径向的分布曲线形态与切向湍流度的分布曲线较相似。由于轴线处气流的切向速度极小,因此该处切向相对湍流度为无穷大。排气管直径比在0.21～0.46范围时,内旋流区域的气流切向相对湍流度相差不大,外旋流区域的气流切向相对湍流度几乎相同;排气管直径过大时,切向相对湍流度沿径向分布紊乱,说明此时气流脉动非常剧烈,离心力不稳定。

图8为不同排气管直径比旋风分离器内气流轴向湍流度在z=-10 mm及z=-300 mm截面沿0°～180°方向的分布。图9为不同排气管直径比旋风分离器内气流轴向相对湍流度在z=-10 mm及z=-300 mm截面沿0°～180°的分布。由图8、9可见,气流轴向湍流度沿径向分布较为平缓,仅在排气管入口处相对旋风分离器中、下部有较大的波动,中心区域与边壁处稍大;排气管直径过大时,气流轴向湍流度沿径向分布紊乱。与轴向湍流度相比,气流轴向相对湍流度沿径向的分布曲线形态差异较大,其沿径向变化很大,在轴向速度零点处急剧增大,湍流脉动非常剧烈,湍动能消耗较大;并且,在上、下行流分界点附近,由于旋流的不稳定性导致了交界点的波动,从而扩大了脉动范围。

图6 不同排气管直径比旋风分离器内气流的切向湍流度沿0°～180°方向的分布

图7 不同排气管直径比旋风分离器内气流的切向相对湍流度沿0°～180°方向的分布

图8 不同排气管直径比旋风分离器内气流的轴向湍流度沿0°～180°方向的分布

图9 不同排气管直径比旋风分离器内气流的轴向相对湍流度沿0°～180°方向的分布

从以上分析可知,随着排气管直径的增大,旋风分离器内旋流稳定性减弱,双旋流结构的流场形式中,沿几何中心的上下扭摆造成中心处的气流的切向湍流度和切向相对湍流度的增大,以及轴向相对湍流度在上、下流分界点处剧增。此种现象表明,整个旋流结构都在发生着非轴对称性的摆动,并随着排气管直径的增大而加剧。

2.3 旋风分离器旋转中心偏离性分析

将旋风分离器某一轴向位置上气流旋转中心偏离几何结构中心的距离(Δr)定义为气流在该轴向位置上的偏心距,如图10所示。图11为不同排气管直径比旋风分离器12个轴向位置的气流旋转中心位置。由图11可见,排气管直径比越小,各测点的气流旋转中心越集中在旋风分离器几何中心附近。将不同轴向方向的相应点连线,得到了旋风分离器内气流旋转的无量纲偏心距Δr/R的轴向分布,如图12所示。由图12可见,在排气管附近及筒体底部,气流旋转中心严重偏离几何结构中心;随着旋风分离器排气管直径比的减小,气流旋转中心与几何结构中心不重合的现象大为缓解,dr/D=0.21时Δr最小,随着dr/D的增大,Δr增大。表1为不同排气管直径比旋风分离器12个测量截面的平均偏心距。由表1可见,相对于dr/D=0.21,dr/D为0.36、0.46、0.57时的平均偏心距增加。这是由于排气管直径过大,旋流稳定性减弱,筒体上部气流速度分布的非轴对称性变强,但是流场能量的迅速耗散导致筒体下部旋流特征基本消失,偏心现象不明显,因而整体平均后的偏心距有所减小。

综上分析可见,旋风分离器排气管直径越大,器内气流旋转中心连线的扭摆越剧烈,各轴向截面旋转中心的投影越分散,非轴对称性越显著;在排气管底端附近截面及筒体底端截面旋转中心偏离几何结构中心严重,在筒体中部偏心距变化较小,非轴对称性减弱。过大的排气管直径会加大旋风分离器内非轴对称性,且易导致旋风分离器远离入口部位旋流减弱,不利于气-固分离。

图10 偏心距方向示意图

图11 不同排气管直径比旋风分离器内12个轴向位置的气流旋转中心位置

图12 不同排气管直径比旋风分离器气流旋转中心的

表1 不同排气管直径比旋风分离器12个测量截面气流旋转中心的平均偏心距(Er)

Table 1 The average eccentricity(Er) of airflow vortex center at 12 measured sections in cyclone separators with different vortex finder diameter

dr/DEr/mmΔEr/Er10 211 8700 362 910 5560 464 921 6310 574 181 235

3 结 论

(1)采用相位多普勒分析仪测量了4种不同排气管直径的直筒型旋风分离器内气相流场,得到了旋风分离器内部气流速度和湍流度等流场分布细节。实测结果均表现出了旋风分离器内典型双层旋流结构(内刚性涡和外准自由涡)的基本流动特征。

(2)随着旋风分离器排气管直径的增大,气流切向相对湍流度沿径向分布紊乱,旋流稳定性变弱,增加了粉尘进入内旋流的几率,降低了分离效率。且排气管直径过大时,在排气管下方的轴线附近,气流会出现轴向速度小于两侧,甚至出现负值的双峰式分布,造成滞留和回流现象,不利于旋风分离器的气-固分离。

(3)4种不同排气管直径旋风分离器均存在气流旋转中心与其几何结构中心不重合的现象,随着排气管直径的减小,其内部流场分布的非轴对称性明显减弱,两中心之间的偏心距也明显减小。因此,在压降升高的合理范围内,适当地减小排气管直径有利于提高旋风分离器的分离性能。

符号说明：

dr——旋风分离器排气管直径,mm;

D——旋风分离器筒体直径,mm;

N——测量采样数;

r——径向位置,mm;

R——旋风分离器筒体半径,mm;

ū——测量样本的时均速度,m/s;

u——测量样本的瞬时速度,m/s;

u′——测量样本的脉动速度,m/s;

vt,vz——分别为切向、轴向的测量速度,m/s;

vin——入口气速,m/s;

uRMS——湍流脉动速度的均方根值,m/s;

Δx,Δy——旋转中心在x、y坐标上离原点的距离,mm;

Δr——某一轴向位置上旋转中心偏离几何结构中心的距离,mm;

z——轴向坐标,mm;

σ,σt,σz——分别为湍流度和切向、轴向湍流度,m/s;

δ,δt,δz——分别为相对湍流度和切向、轴向相对湍流度;

i——测量样本点;

Er——12个测量截面的平均偏心距,mm;Er=[Δr1+Δr2+……+Δr12]/12

Er1——排气管直径比为0.21时流场的平均偏心距,mm;

ΔEr——偏心距增量,mm;ΔEr=Er-Er1

ΔEr/Er1——偏心距相对增量。

[1] 吴小林, 熊至宜, 姬忠礼, 等. 旋风分离器旋进涡核的数值模拟[J]. 化工学报,2007,58(2):383-390. (WU Xiaolin,XIONG Zhiyi,JI Zhongli,et al. Numerical simulation of precessing vortex core in cyclone separator[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering (China),2007,58(2):383-390.)

[2] 吴彩金,马正飞, 韩虹. 排气管尺寸对旋风分离器流场影响的数值模拟[J]. 南京工业大学学报(自然科学版),2010,32(4): 11-17. (WU Caijin,MA Zhengfei,HAN Hong.Numerical simulation of exhaust pipe dimension in the flow field of cyclone separator[J]. Journal of Nanjing University of Technology (Natural Science Edition),2010,32(4): 11-17.)

[3] 高翠芝,孙国刚, 董瑞倩. 排气管对旋风分离器轴向速度分布形态影响的数值模拟[J]. 化工学报,2010,61(9): 2409-2416.(GAO Cuizhi,SUN Guogang,DONG Ruiqian. Effect of vortex finder on axial velocity distribution patterns in cyclones[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering,2010,61(9): 2409-2416.)

[4] 胡瓅元,时铭显. 蜗壳式旋风分离器内的湍流特性(I)分离空间[J]. 化工学报,2004,55(3):345-350. (HU Liyuan,SHI Mingxian. Turbulence properties in cyclone seperator with volute inlet (I) Separation space[J]. Journal of Chemical Industry and Engineering,2004,55(3):345-350.)

[5] 谷瑞青,陶华东. 升气管插入深度对旋风分离器流场影响的数值模拟[J]. 化工时刊,2013,27(4):6-8. (GU Ruiqing,TAO Huadong. Numerical simulation on performance of cyclone separator influence by figure of vortex finder[J]. Chemical Industry Times,2013,27(4):6-8.)

[6] 杨景轩,马强, 孙国刚. 旋风分离器排气管最佳插入深度的实验与分析[J]. 环境工程学报,2013,7(7):2673-2677. (YANG Jingxuan,MA Qiang,SUN Guogang. Experiment and analysis of vortex finder optimum length in cyclone separator[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering,2013,7(7):2673-2677.)

[7] 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. (WANG Jiangyun,MAO Yu,WANG Juan. Flow characteristic in a single inlet cyclone separator with double passage[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2011,27(5):780-786.)

Effect of Vortex Finder Diameter on Non-axisymmetric Rotating Flow Field in Cyclone Separator

MENG Wen1，2, WANG Jiangyun1, MAO Yu1, ZHANG Guo1, WANG Juan1

(1.StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China;2.COOEC-ENPALEngineeringCo.,Ltd.,Qingdao266101)

The non-axisymmetric rotating flow field in cyclones with four different vortex finder diameters was studied by phase doppler analyzer. The results showed that the measured tangential velocity, axial velocity and turbulent intensity distributions were in agreement with the typical cyclone flow field distribution. The asymmetry of the internal flow field was obviously weakened as the vortex finder diameter decreased, meanwhile, the eccentric distance between the vortex centre and the geometric centre reduced, which is in favor of improving the collection efficiency and reducing the frictional resistance induced by vortex core oscillating. Therefore, setting vortex finder diameter reasonably is one effective method to restrain the non-axisymmetric rotating flow in the single inlet cyclone separator and to improve the performance of the cyclone separator.

cyclone separator; phase doppleranalyzer; vortex finder; non-axisymmetric rotating flow field; turbulent intensity

2014-07-07

国家自然科学基金 (21106181)、中国石油大学(北京)科研基金项目(KYJJ2012-03-15)资助

孟文，女，硕士，从事多相流动与分离过程的数值模拟与实验研究；E-mail：mengwen2@cnooc.com.cn

王江云，男，助理研究员，博士，从事多相流动与分离、腐蚀及燃烧过程的数值模拟与实验研究；Tel： 010-89733293； E-mail：wangjy@cup.edu.cn

1001-8719(2015)06-1309-08

TE624

A

10.3969/j.issn.1001-8719.2015.06.009