旋风分离器通过离心力实现对气体与固体颗粒的分离，在化工、天然气开采等工程中的回收颗粒、 终止反应、 净化气体从而保护下游设备方面发挥重要作用[1]。目前，旋风分离器基本上能除净粒径大于10 μm的颗粒[2-3]，但对于粒径为5～10 μm的小颗粒的分离效率仍有待提升。
在旋风分离器排尘口附近， 颗粒会被气流挟带而进入中心上行流区域， 并在上行流洁净气流的裹挟下逃出分离器， 降低了分离效率[4-5]。 增设圆锥或圆柱杆型稳涡器可以有效抑制涡核偏离几何中心[6-8]， 而且稳涡设备可以起到减少因旋进涡核而返混的颗粒数量， 提高分离效率[9-10]。 然而， 只有当稳涡器处于适当的位置时才会发挥积极作用。 Yoshida等[11-13]实验研究发现， 圆锥形稳涡器的轴向安装位置会改变排尘结构的实际通流面积。高助威等[14]认为稳涡器应位于排尘口之上的锥形分离空间，而 Kosaki等[15-17]则认为稳涡器位于排尘口之下更有益处。可见，在稳涡器的排布位置研究方面并没有统一答案，而且前人的研究多侧重于测试稳涡器在不同位置时的性能表现，并未对分离器内的气流流动机制进行充分分析，再加上所研究的旋风分离器的基本构型各具特色、尺寸不尽相同，研究结论囿于经验数据，难以保证在新的结构型式和尺寸中普遍适用。
本文中采用实验测试与计算流体动力学(CFD)方法相结合的研究方法，以旋风分离器为研究对象，进行旋风分离器性能测试实验，并利用数值模拟软件FLUENT 19.0对实验结果进行验证。通过测试圆锥型稳涡器处于不同位置时的分离性能，分析气流和颗粒的运动状态，探寻稳涡器位置与性能关系背后的流场机制，最终找到最有利于分离性能提高的稳涡器设置位置。
1 实验
1.1 材料
实验材料为硅微粉， 颗粒密度为2 650 kg/m3， 颗粒的中位粒径为8.36 μm， 粉尘质量浓度为10 g/m3。 采用定量加尘、 收尘及称量的方法测定旋风分离器的分离效率， 每次加料500 g。
1.2 实验装置
旋风分离器性能测试装置示意图如图1所示。主要由气体入口、 旋风分离器、 稳涡器、 测速毕托管、 鼓风机和洁净气体出口管组成。 采用负压吸风式操作， 气体与测试粉尘在装置末端的鼓风机的作用下被吸入实验系统。 常温常压气体从旋风分离器入口进入系统， 测试粉尘从气体入口后的料斗进入系统。 大部分颗粒从气体中被分离出来， 收集在底部料腿中。 气量通过风机阀门调节， 气体体积流量稳定在356 m3/h附近。
1—气体入口；2—稳涡器；3—旋风分离器；4—毕托管；5—鼓风机；6—气体出口管。
图1 旋风分离器性能测试装置示意图
Fig.1 Schematic diagram of cyclone separator performance test device
图2为旋风分离器结构示意图， 图中H代表稳涡器底部至排尘口的距离， H分别设为0、 18、 36 mm。 图3为稳涡器的实物图和结构示意图。 4种稳涡器排布方案分别命名为A(不加稳涡器)、B1(H=0)、 B2(H=18 mm)、 B3(H=36 mm)。
2 CFD数值模拟试验
2.1 边界条件设置
基于旋风分离器强旋流内流场的非稳态湍流特性，模拟试验采用FLUENT 19.0中RSM雷诺应力模型。为了得到更精确的计算结果，求解控制方程时，压力速度耦合项采用SIMPLEC算法，压力梯度项采用PRESTO，各对流项采用QUICK差分格式。非稳态模拟时间步长选择2×10-4 s。
入口气体为常温空气，入口边界条件为速度入口，入口速度设为20 m/s。出口边界条件设置为充分发展出口，采用无滑移边界条件。颗粒粒径为1 μm，颗粒密度设置为2 700 kg/m3，颗粒的入口速度与气相入口速度相同，入口颗粒的质量浓度为10 g/m3。
图2 旋风分离器的结构示意图Fig.2 Structure diagram of cyclone separatora)实物b)结构示意图图3 稳涡器的实物与结构示意图Fig.3 Physical object and structure diagram of vortex stabilizer
2.2 模型网格数量与验证
采用结构化网格划分方式，网格数量分别设为1.0×105、 1.3×105、 1.7×105、 2.1×105，在相同条件下分别将数值模拟结果与实验结果进行对比。旋风分离器网格划分及数量无关性验证如图4所示。由图4可知，网格数量并未影响轴向位置Z=100 mm时切向速度沿径向的分布曲线，CFD模型网格数量对模拟结果没有影响；综合考虑计算精度与负荷的平衡，最终选取网格数目为1.7×105。
a)结构化网格b)网格数量无关性验证结果图4 旋风分离器网格划分及数量无关性验证Fig.4 Meshing and quantity-independent verification of cyclone separators
旋进涡核频率的确定如图5所示。确定旋进涡核频率的方法如下：连续监测流场变化敏感位置即排尘口横截面的最小静压，取最小静压点为旋进涡核中心，得到排尘口截面最小静压变化与时间的变化关系，进行傅里叶变换之后得到旋进涡核频率为162 Hz，与文献[18]测得的旋进涡核频率为150 Hz非常接近。
图5 旋进涡核频率的确定
Fig.5 Determination of precession vortex core frequency
3 结果与讨论
3.1 稳涡器轴向位置对分离性能的影响
根据实验结果，不同气体入口速度条件下稳涡器轴向位置对旋风分离器分离性能的影响如图6所示。由图6 a)可知，气体入口速度分别为45、 50、 55 m/s时，压降消耗的变化均小于4%；由图6 b)可知，增设稳涡器后，分离效率提升了1.5%～3.0%，总逃逸颗粒数量减少了25%～50%；稳涡器所处轴向位置不同，分离性能增强的程度有所差异，稳涡器顶部与排尘口平齐时(H=0)分离效率最高，即稳涡器A位置最佳 ，稳涡器的最佳位置并不会随入口气速而变化。
a)压降b)分离效率图6 不同气体入口速度条件下稳涡器轴向位置对旋风分离器分离性能的影响Fig.6 Influence of axial position of vortex stabilizer on separation performance of cyclone separator under different gas inlet velocities
含尘气体进入旋风分离器后，一部分气流不会螺旋下行而是直接从排气管流出，这种现象称为短路流[19]。部分颗粒被短路流裹挟，导致未经离心分离过程而直接逃逸。采用CFD进行数值模拟试验可以统计短路流逃逸的颗粒数量。根据守恒原理，返混逃逸颗粒与短路逃逸颗粒的数量之和就是从旋风分离器逃逸的全部颗粒。颗粒逃逸和分离效率的数值模拟试验结果如图7所示。
图7 颗粒逃逸和分离效率的数值模拟试验结果
Fig.7 Numerical simulation test results of particle escape and separation efficiency
通过对比分析实验结果与模拟结果发现：增设稳涡器后分离效率提升1.5%～3.0%；稳涡器顶部与排尘口平齐时(即B1型稳涡器位置)分离效率最佳，且此最佳位置并不会随入口气速而变化；稳涡器对颗粒返混逃逸有明显的抑制作用，返混逃逸率越低，分离效率越高；而短路逃逸率与稳涡器存在的相关性则并不突出，因此主要分析稳涡器抑制颗粒返混逃逸机制即可。
3.2 稳涡器抑制颗粒返混逃逸机制
B1和A这2种有、无稳涡器时旋风分离器内的速度云图如图8所示。由图8 a)可见，在分离空间中，2种稳涡器位置的切向速度分布差别不大，外旋流的一次分离不是稳涡器抑制颗粒返混逃逸的主要原因；这是由于，上行气流具备很强的切向旋转，会将颗粒推出上行流区域并进入外旋流区，形成颗粒的二次分离，未被二次分离的颗粒最终从排气管逃逸。由图8 b)可知，有、无稳涡器时上行流区的轴向速度分布明显不同，无稳涡器时气流快速上行区在几何中心，对应切向速度较小，不利于二次分离；增设稳涡器后气流快速上行区与高切向速度区重合更明显，有利于二次分离的发生。
a)切向速度b)轴向速度图8 旋风分离器内的速度云图Fig.8 Velocity clouds in cyclone separators
3.2.1 稳涡器对二次粉源的影响
边壁附近的大量颗粒会发生横向掺混，进入上行流区，形成二次粉源[20]。稳涡器顶部颗粒质量浓度沿径向位置的分布如图9所示。图9中阴影部分为上行流区域，在此区域内结构B1的颗粒质量浓度并未明显低于结构A，说明稳涡器的存在并未明显削弱二次粉源。
图9 稳涡器顶部颗粒质量浓度沿径向位置的分布
Fig.9 Distribution of particle mass concentration along radial position at top of vortex stabilizer
靠近旋风分离器边壁内的气流在下行过程中会不断折返上行， 下行流量不断减少， 直至某一位置实现全部气流的折返， 这一气流折返终点称为旋涡尾端。 不同轴向位置截面的下行流量的分布如图10所示， 展示了下行气流的折返状态。 由图10可见， 在结构A中， 气流在距顶部800 mm的轴向位置几乎全部折返， 此处即为旋涡尾端， 稳涡器的存在减缓了分离器底部的气流折返， 将更多的下行气流引入料腿空间； 此时， 距顶部800 mm的轴向位置并非结构B1的旋涡尾端， 下行流在此位置以下继续发生自然折返。
靠近旋涡尾端，流场呈现非稳态特性，旋进涡核现象较为强烈，颗粒因此剧烈返混。流场非稳态特性的强弱可由湍动能标定。湍动能表示单位质量的流体因湍流脉动而产生的动能，湍动能增大时，流场稳定性降低。2种稳涡器下方气流湍动能沿径向位置的分布如图11所示，B1稳涡器以下气流的非稳态性仍然较强，虽然湍动能的径向分布与稳涡器A有所不同；但均值很相近，因此形成的二次粉源的质量浓度接近。
图10 不同轴向位置截面的下行流量的分布Fig.10 Distribution of downflow at different axial position sections图11 稳涡器下方气流湍动能沿径向位置的分布Fig.11 Distribution of turbulent kinetic energy along radial position under vortex stabilizer
3.2.2 上行气体滞流对返混颗粒的二次分离的强化作用
一般情况下，上行气流在几何中心处流速最大，沿径向逐渐减小，但在某些情况下，如排气管直径较大时，轴向速度呈M型[21]。Z= 500 mm处气流速度沿径向的分布如图12所示。
a)轴向速度b)切向速度图12 Z=500 mm处气流速度沿径向的分布Fig.12 Radial distribution of airflow velocity at Z=500 mm
由图12 a)可知，几何中心处气流上行速度明显低于直径最大处上行轴向速度，出现轴向速度滞流现象，上行气体的中心轴向速度滞流能够促使内旋流的二次分离作用得到更充分的发挥。由图12 b)可知，2种结构的切向速度分布几乎重叠，内旋流的二次分离作用强度基本相同，由此推测二次分离作用效果的不同是源自于中心轴向速度滞流程度的不同。
轴向位置对上行颗粒质量浓度和滞流速度的影响如图13所示。由图13可知，稳涡器的存在加剧了上行气体中心轴向速度的滞流程度，在内旋流的二次分离作用下，颗粒质量浓度从分离器底部向上逐渐降低；A和B1这2种结构中颗粒质量浓度的降低程度差异明显，在距离顶部300～500 mm的区域中，结构B1出现了较大程度的中心轴向速度滞流，上行流的颗粒浓度降低了约79%；结构A轴向速度滞流轻微，其颗粒浓度只降低了约65%。
图13 轴向位置对上行颗粒质量浓度和滞流速度的影响
Fig.13 Influence of axial position on upflow particle mass concentration and stagnation velocity
3.3 稳涡器轴向位置对气固两相流动特性的影响
3.3.1 稳涡器轴向位置对压降的影响
稳涡器的存在改变了排尘口截面的通流面积，其轴向位置不同会导致流通面积差异明显，流通截面示意图如图14所示。结构B1排尘口截面变化很小，通流面积的变化较为平缓，相应的阻力系数也较小；结构B2和B3在排尘口处通流面积即有明显收窄，相应的阻力系数较大。
3种稳涡器在不同轴向位置截面的下行流量的分布如图15所示。由图15可以看出，3种稳涡器结构进入料腿的气体流量相差不大，由于B2和B3的阻力系数增加，绕过稳涡器所产生能量损失随之增加，因此结构B2和B3的压降大于结构B1的。
图14 流通截面示意图Fig.14 Schematic diagram of circulation section图15 3种稳涡器在不同轴向位置截面的下行流量的分布Fig.15 Downflow distribution of three vortex stabilizers at different axial sections
3.3.2 稳涡器轴向位置对颗粒返混的影响
稳涡器位置变化带来的气流下行阻力的增加不仅仅增大了分离器的总压降，还加剧了颗粒返混。不同稳涡器的区域流场特征图如图16所示。由图16 a)可见，在稳涡器顶部，结构B3中的颗粒浓度明显高于B1和B2中的，边壁处尤其明显。其原因在于排尘口处通流面积过小，削弱了下行气流携带颗粒进入料腿的能力。聚集的颗粒受折返气流裹挟汇入上行流，提高了二次粉源的颗粒浓度，最终增加了颗粒返混逃逸率。这是结构B3效率低于结构B1和B2的主要原因。结构B2在上行流区的颗粒浓度略高于结构B1的。其原因同样在于稳涡器位置变化改变了气流的下行阻力。气流下行阻力不同，越过稳涡器后，下行流保留的能量不同，流场的非稳态特性不同。由图16 b)可知，以湍动能为指标对比料腿内气流场非稳态特性的强弱，B1的湍动能较低，气流运动更加平稳，因湍流产生的颗粒横向掺混也随之减弱，降低了上行流域内的颗粒浓度，有利于减少颗粒返混逃逸率。
a)稳涡器顶部颗粒质量浓度沿径向的分布b) 稳涡器下方气流湍动能沿径向的分布图16 不同稳涡器的区域流场特征图Fig.16 Characteristics of regional flow field with different vortex stabilizers
3.3.3 稳涡器轴向位置对轴向滞流的影响
稳涡器轴向位置对上行颗粒质量浓度和滞流度的影响如图17所示。由图17可知，在分离器内的大部分区域中，结构B1的中心轴向速度滞流程度强于结构B2的；在分离器下部，2种结构的上行流颗粒质量浓度相差不大；但由于中心轴向速度滞流对颗粒二次分离的增效作用，结构B1内上行气流颗粒质量浓度的下降幅度比结构B2的更加明显，因此，因中心轴向速度滞流程度不同而产生的颗粒二次分离效果的差异是结构B2的返混逃逸率高于结构 B1的原因之一。
图17 稳涡器轴向位置对上行颗粒质量浓度和滞流度的影响
Fig.17 Influence of axial position of vortex stabilizer on particle mass concentration and hysteresis
4 结论
稳涡器的安装降低了轴线附近气流的轴向速度，加深了气流的滞流程度，气流运行更加平稳，颗粒横向掺混减弱，抑制了颗粒的返混和逃逸，强化了返混颗粒的二次分离作用，提高了颗粒的分离效率。主要结论如下：
1)稳涡器的轴向位置影响排尘口截面的通流面积和分离器的运行压降；稳涡器轴向位置越高，排尘口截面的通流面积越小，下行气流阻力越大，运行压降越大。
2)当稳涡器顶部与排尘口等高时(即B1型稳涡器位置)，轴线附近的轴向速度降幅最大，流场非稳态程度最低，颗粒返混逃逸率降低，返混逃逸颗粒数量减少25%～50%，分离效率最高。
[1]彭丽, 柳冠青, 董方, 等. 基于CFD-DPM的旋风分离器结构设计优化[J]. 中国粉体技术, 2021, 27(2): 63-73.
[2]孙国刚, 时铭显. 提高旋风分离器捕集细粉效率的技术研究进展[J]. 现代化工, 2008, 28(7): 64-69.
[3]WANG S Y, LI H L,WANG R C, et al. Effect of the inlet angle on the performance of a cyclone separator using CFD-DEM[J]. Advanced Powder Technology, 2018, 30(2): 227-239.
[4]高助威, 王娟, 王江云, 等. 基于DPM模型的旋风分离器内颗粒浓度场模拟分析[J]. 石油学报(石油加工), 2018, 34(3): 507-514.
[5]高助威, 王娟, 王江云, 等. 旋风分离器内涡核摆动的特性研究[J]. 工程热物理学报, 2017, 38(12): 2610-2618.
[6]龙薪羽, 刘根凡, 谢翔. 防返混锥对旋风分离器流场影响的大涡模拟[J]. 化工设备与管道, 2019, 56(1):20-25.
[7]王璐, 张兴芳, 董振洲, 等. 旋风分离器入口形式对内流场非稳态特性的影响[J]. 化工学报, 2018, 69(8): 3488-3501.
[8]袁惠新, 石斌磊, 付双成, 等. 旋风分离器矩形入口高宽比对流场及性能的影响研究[J]. 流体机械, 2019, 47(5): 39-43.
[9]沈聪, 董振洲, 王佳音, 等. 稳涡内构件对旋风分离器内流场和性能的影响[J]. 太原理工大学学报, 2020, 51(1): 66-72.
[10]董振洲. 出入口结构及入口气速对旋风分离器内旋流非稳态特性的影响[D]. 太原: 太原理工大学, 2019.
[11]YOSHIDA H, YANG K S, FUKUI K, et al. Effect of apex cone height on particle classifification performance of a cyclone separator[J]. Advanced Powder Technology, 2003, 14(3): 263-278.
[12]YOSHIDA H, NISHIMURA Y, FUKUI K, et al. Effect of apex cone shape on fine particle classification of gas-cyclone[J]. Powder Technology, 2010, 204(1): 54-62.
[13]YOSHIDA H. Effect of apex cone shape and local fluid flow control method on fine particle classifification of gas-cyclone[J]. Chemical Engineering Science, 2013, 85: 55-61.
[14]高助威, 王娟, 王江云, 等. 内构件技术在旋风分离器内的应用进展[J]. 石油学报(石油加工), 2019, 35(2): 393-402.
[15]KOSAKI Y, HIRAI T, YAMANKA Y, et al. Investigation on dust collection and particle classification performance of cyclones by airflow control for design of cyclones[J]. Powder Technology, 2015, 277: 22-35.
[16]WAILEWSKI M. Analysis of the effect of counter-cone location on cyclone separator efficiency[J]. Separation and Purification Technology, 2017, 179: 236-247.
[17]OBERMAIR S, WOISETSCHLGER J, STAUDINGER G. Investigation of the flow pattern in different dust outlet geometries of a gas cyclone by laser doppler anemometry[J]. Powder Technology, 2003, 138(2/3): 239-251.
[18]高翠芝, 孙国刚, 董瑞倩. 旋风分离器旋涡尾端位置的实验测量及其影响因素[J]. 石油学报(石油加工), 2011, 27(6): 952-958.
[19]付烜, 孙国刚, 刘佳, 等. 旋风分离器短路流的估算问题及其数值计算方法的讨论[J]. 化工学报, 2011, 62(9): 2535-2540.
[20]沈聪. 旋风分离器内颗粒返混及再分离的数值模拟研究[D]. 太原: 太原理工大学, 2020.
[21]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.