外導(dǎo)流管對旋風(fēng)分離器流場的調(diào)控

解 凱， 王 娟， 鄒 槊， 王江云， 毛 羽

(1.中國石油大學(xué) 重質(zhì)油國家重點實驗室，北京 102249；2.過程流體過濾與分離技術(shù)北京市重點實驗室，北京 102249)

旋風(fēng)分離器是一種氣-固分離凈化設(shè)備，具有結(jié)構(gòu)簡單、分離效率較高、運行狀況穩(wěn)定等優(yōu)點，廣泛應(yīng)用于石油化工、工業(yè)除塵、煤炭等領(lǐng)域[1-3]。旋風(fēng)分離器內(nèi)除了內(nèi)旋流和外旋流兩個主要渦旋運動外，還存在著許多二次渦流[4]。這些渦旋運動對旋風(fēng)分離器性能有著重要影響，其中從灰斗折返的旋流以及其與錐體中的強旋流碰撞產(chǎn)生的偏心環(huán)流容易使灰斗內(nèi)和錐體壁面已經(jīng)分離的顆粒重新卷入內(nèi)旋流而逃逸[5-7]。對這些流場進行調(diào)控，從而達到提效減阻的目的，是旋風(fēng)分離器研究的重要主題[8-17]。吳小林等[18]在旋風(fēng)分離器中心設(shè)置不同長度和直徑的穩(wěn)渦桿，研究發(fā)現(xiàn)，合適的直徑和長度的穩(wěn)渦桿能有效降低尾渦擺動的頻率和幅值，提高分離效率。Duan等[19]研究表明，穩(wěn)渦桿不僅能減輕尾渦擺動，還能減小二次流的影響以及二次流的相干作用。Obermair等[20]針對灰斗二次揚塵現(xiàn)象，在灰斗內(nèi)添加防返混錐減少進入灰斗的氣流，抑制二次流對已收集顆粒的影響，可在一定程度上提高分離效率，但壓降也隨之大幅增加。孫國剛等[21]改進了防返混錐結(jié)構(gòu)，對渦核旋進有良好抑制效果，但總壓降仍有升高。張建等[22]和張雪[23]利用灰斗邊壁抽氣的方法，對常規(guī)旋風(fēng)分離器灰斗內(nèi)流場進行調(diào)控，認為當抽氣量為入口通氣量的7%～10%時，對旋風(fēng)分離器內(nèi)旋流控制較好，流場最為穩(wěn)定，同時可提高分離效率。霍夫曼等[24]提出“灰斗松動風(fēng)”方法，結(jié)合一種新型結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器，平衡旋風(fēng)分離器灰斗內(nèi)壓力，使顆粒不易堆積而順利從料腿排出，達到提高效率的目的。

雖然對旋風(fēng)分離器內(nèi)流場調(diào)控技術(shù)研究取得了一定的成果，但大多是在分離器內(nèi)部設(shè)置構(gòu)件或采用外力方法調(diào)控，內(nèi)置構(gòu)件不易安裝和固定，外力調(diào)控增加能量消耗。筆者參考霍夫曼提出的新型結(jié)構(gòu)，在標準Stairmand型旋風(fēng)分離器的基礎(chǔ)上增加了外導(dǎo)流管，并采用FLUENT軟件分析外導(dǎo)流管對旋風(fēng)分離器內(nèi)流場特性的影響，對比增加外導(dǎo)流管前后分離器內(nèi)的壓降、分離效率的變化規(guī)律，為進一步優(yōu)化外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)，并為其在工業(yè)中應(yīng)用提供理論參考。

1 計算模型

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

筆者選用標準Stairmand型旋風(fēng)分離器作為基準，其結(jié)構(gòu)示意與尺寸如圖1和表1所示。

圖1 標準Stairmand型旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Structure schematic of standard Stairmand type cyclone separator(a) 3D model diagram; (b) Structure diagram

表1 圖1中標準Stairmand型旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)尺寸Table 1 Structure parameters of standard Stairmand type cyclone separator in Fig.1 mm

在標準Stairmand型旋風(fēng)分離器基礎(chǔ)上，筆者設(shè)計了2種外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器，分別是在灰斗與排氣管間連接外導(dǎo)流管(簡稱H-O型結(jié)構(gòu))以及在灰斗與入口管間連接外導(dǎo)流管(簡稱H-E型結(jié)構(gòu))2種結(jié)構(gòu)，2種結(jié)構(gòu)的外導(dǎo)流管直徑均為30 mm。

采用GAMBIT軟件對標準Stairmand型、H-O型、H-E型旋風(fēng)分離器進行網(wǎng)格劃分，均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分示意圖Fig. 2 Illustration of computational grid of different cyclones(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

1.2 湍流模型

旋風(fēng)分離器內(nèi)部是復(fù)雜的三維湍流流動[25-26]。RSM模型(Reynold stress model，RSM)可以較好地模擬出旋風(fēng)分離器內(nèi)的強旋流，反映流體的各向異性[27-28]，并考慮流體的旋轉(zhuǎn)、張力的變化等，對復(fù)雜流動具有更高的預(yù)測精度[29]。因此筆者采用RSM模型模擬湍流流動過程。其基本方程如下：

(1)

(2)

(3)

1.3 氣-固兩相流模型

由于旋風(fēng)分離器入口處的顆粒質(zhì)量濃度小于10 kg/m3，且內(nèi)部空間顆粒相體積分數(shù)遠小于1%，因此筆者采用離散相模型(Discrete phase model，DPM)對旋風(fēng)分離器內(nèi)部的顆粒運動進行模擬計算[30]，并利用隨機軌道模型跟蹤顆粒運動軌跡。計算過程中，忽略顆粒間碰撞，僅考慮氣-固兩相間的相互作用，交替求解氣相及顆粒相控制方程，直至結(jié)果收斂。在拉格朗日坐標系下，顆粒相運動方程如式(4)～(8)所示。

軸向：

(4)

徑向：

(5)

切向：

(6)

其中,第二項為曳力，以軸向為例，曳力FD為：

(7)

其中，顆粒松弛時間τ的表達式為：

(8)

1.4 邊界條件

(1)入口邊界條件

計算中，氣體入口是常溫常壓的空氣，平均流速為16.1 m/s。顆粒相選用滑石粉，密度為2700 kg/m3，入口分別注入不同粒徑顆粒，噴射速度為16.1 m/s。

(2)出口邊界條件

為達到與實際操作條件相同，氣相出口采用壓力出口，壓力設(shè)置為大氣壓。顆粒相的排氣管出口邊界條件設(shè)置為逃逸，灰斗底部料腿出口設(shè)為顆粒捕集。將捕集的顆粒數(shù)除以注入的總顆粒數(shù)即可得到該粒徑的分離效率。

(3)壁面邊界條件

壁面為無滑移邊界條件，采用標準壁面函數(shù)對近壁面網(wǎng)格近似處理。根據(jù)顆粒在分離器內(nèi)與壁面的碰撞情況不同，分離空間邊壁恢復(fù)系數(shù)取為0.6～0.9，隨著旋轉(zhuǎn)動量損失，顆粒的反彈作用減弱，灰斗空間取為0.1～0.3[30-32]。

1.5 差分格式及算法

采用FLUENT軟件對流場進行數(shù)值模擬，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法，壓力插補格式選用PRESTO!格式。對流項的離散選用QUICK差分格式。計算過程采用非穩(wěn)態(tài)耦合方法求解，時間步長設(shè)置1×104s，計算至收斂。

2 模型可靠性及網(wǎng)格無關(guān)性驗證

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性的驗證

選取標準Stairmand型旋風(fēng)分離器x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處切向速度的分布來驗證網(wǎng)格數(shù)量對計算流場的影響。分別采用312200、578700、791100個網(wǎng)格節(jié)點進行數(shù)值計算，切向速度分布如圖3所示。由圖3可知，不同節(jié)點數(shù)目計算的切向速度分布趨勢一致，但網(wǎng)格數(shù)為312200時，由于網(wǎng)格稀疏，計算結(jié)果與另外兩組有明顯差別，而網(wǎng)格數(shù)為578700和791100的計算結(jié)果非常接近。綜合考慮計算精度及時間成本，采用578700節(jié)點的網(wǎng)格模型進行后續(xù)的數(shù)值計算。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)下Stairmand型旋風(fēng)分離器在x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處切向速度分布的對比Fig.3 Comparison of tangential velocity distribution at theaxial position of z=-0.0725 m on x=0 intersection ofStairmand cyclone separator with different grid numbers

2.2 模型可靠性的驗證

為保證模型驗證的可靠性，將與Hoekstra實驗相同結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器(即無灰斗的標準Stairmand型旋風(fēng)分離器)在x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處無量綱切向速度分布的模擬值和LDA(Laser doppler velocimetry)實驗值[33]對比，結(jié)果見圖4。由圖4可知，數(shù)值模擬得到的切向速度與實驗結(jié)果吻合較好，說明上述模型和方法可以較為準確地反映旋風(fēng)分離器內(nèi)部的流場特性。

3 氣相流場分析

3.1 切向速度

圖5為3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器空間截面切向速度沿徑向分布曲線。圖5中外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器空間內(nèi)切向速度分布與標準Stairmand型旋風(fēng)分離器相似，在分離區(qū)域均呈現(xiàn)出較為顯著的雙渦結(jié)構(gòu)。由圖5(a)和(b)可知，外導(dǎo)流管結(jié)構(gòu)對旋風(fēng)分離器分離空間切向速度影響不大。而在分離空間和灰斗內(nèi)，外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器旋流中心更靠近其幾何中心，增加了旋流穩(wěn)定性。如圖5(d)所示，標準Stairmand型旋風(fēng)分離器z=-1.30 m截面軸心處切向速度出現(xiàn)負值，峰值達到13.4 m/s，即此處易產(chǎn)生二次渦流，影響顆粒分離，H-E型旋風(fēng)分離器軸心切向速度為-7.0 m/s，H-O型旋風(fēng)分離器軸心切向速度變?yōu)檎怠?/p>

圖4 Stairmand型旋風(fēng)分離器在x=0面上z=-0.0725 m軸向位置處切向速度的模擬結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)[33]對比Fig.4 Comparison of simulation and experimental resultsof the tangential velocity in Stairmand cyclone separator ataxial position of z=-0.0725 m on x=0 intersection[33]

旋風(fēng)分離器灰斗錐段處受結(jié)構(gòu)影響，一般有顆粒堆積，當灰斗內(nèi)“尾渦”掃過，易引起顆粒返混影響分離效率。由于灰斗入口處流體流動截面積突然增加，3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在z=-1.12 m截面、x為0.4～0.6 m和x為-0.4～-0.6 m范圍內(nèi)切向速度均出現(xiàn)波動，其中H-O型旋風(fēng)分離器速度波動最小，峰值為標準Stairmand型旋風(fēng)分離器的75.2%。同時受外導(dǎo)流管影響，流體通過外導(dǎo)流管進入灰斗，H-O型旋風(fēng)分離器在z=-1.12 m截面、x為0.09～0.125 m范圍切向速度略有增加，而H-E型旋風(fēng)分離器在x為-0.09～-0.125 m范圍切向速度大幅增加，最高達到14.9 m/s。

3.2 軸向速度

圖6為3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器空間截面軸向速度沿徑向變化曲線。由圖6(a)和(b)可知，3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器分離空間內(nèi)軸向速度分布形式相似，且軸向速度值變化較小。由圖6(d)可知，標準Stairmand型旋風(fēng)分離器軸心附近出現(xiàn)負軸向速度，最大值為-3.1 m/s，此處上下行流交匯，產(chǎn)生額外能量損失，同時易出現(xiàn)二次渦流，影響顆粒分離，而外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器軸心處軸向速度為正值，對分離過程較為有利。

圖5 3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在y=0面上不同軸向位置處切向速度曲線Fig.5 Tangential velocity of three different cyclone separators at different axial positions on y=0 intersection(a) z=-0.20 m; (b) z=-0.60 m; (c) z=-1.12 m; (d) z=-1.30 m

圖6 3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在y=0面上不同軸向位置處軸向速度曲線圖Fig.6 Axial velocity of three different cyclone separators at different axial positions on y=0 intersection(a) z=-0.20 m; (b) z=-0.60 m; (c) z=-1.12 m; (d) z=-1.30 m

圖6(c)中，受灰斗入口結(jié)構(gòu)影響，流體流動截面積突然增加，3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在z=-1.12 m截面、x為0.04～0.06 m環(huán)形空間內(nèi)軸向速度發(fā)生突變，軸向速度值為負，即此處流體由于慣性作用仍向下運動，而沿徑向x=0.06～0.15 m空間軸向速度受頂板結(jié)構(gòu)阻礙，其值幾乎為零。流體通過外導(dǎo)流管進入灰斗，H-O型旋風(fēng)分離器在z=-1.12 m截面、x為0.09～0.125 m范圍軸向速度大幅增加，而H-E型旋風(fēng)分離器在x為-0.09～-0.125 m范圍軸向速度也大幅增加，且幅度更大。

3.3 靜壓分布

圖7為3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在y=0面上的靜壓分布云圖。由圖7看到，在分離區(qū)域，3種旋風(fēng)分離器靜壓都呈現(xiàn)中心低、兩端高的分布，而H-E型旋風(fēng)分離器在邊壁處壓力較低，并且沿徑向壓力梯度較小，這有利于降低壓力損失。圖7結(jié)果說明，導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器減弱了尾渦擺動現(xiàn)象，有利于提高灰斗附近流場的穩(wěn)定性，降低顆粒返混。

圖7 3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在y=0面上的空間靜壓分布云圖Fig.7 Static pressure distribution contour diagram of threedifferent cyclone separators on y=0 intersection(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

3.4 流線

圖8和圖9為3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在x=0和y=0面上的流線圖。在旋風(fēng)分離器中，除了因切向速度而產(chǎn)生的準自由渦和準強制渦外，由于軸向速度和徑向速度的存在，還有許多二次渦。其中環(huán)形空間的縱向環(huán)流、排氣管底部的短路流，以及錐段的縱向環(huán)流對分離效率影響較大。由圖8和圖9可以看出，與標準的Stairmand型旋風(fēng)分離器相比，H-E型旋風(fēng)分離器能夠減輕短路流現(xiàn)象，從而減少未經(jīng)分離直接從排氣管底部逃逸顆粒的數(shù)量。這是由于入口氣體被分流，減少了短路流的流量。在標準的Stairmand型旋風(fēng)分離器的錐段部分存在影響范圍較大的縱向環(huán)流，這會使得已經(jīng)分離到壁面的顆粒在縱向環(huán)流的影響下重新進入上行流而逃逸，極大地降低了分離效率。H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器均減弱了錐段部分的縱向環(huán)流，減小了縱向環(huán)流的影響范圍，從而提高分離效率。其中H-E型旋風(fēng)分離器縱向環(huán)流區(qū)域的減小最為明顯；H-O型旋風(fēng)分離器能夠緩解灰斗入口處和料腿入口處的二次渦，從而減輕灰斗內(nèi)顆粒的返混，提高分離效率。圖5(c)和(d)顯示H-O型旋風(fēng)分離器能降低在z=-1.12 m和z=-1.30 m截面處切向速度波動的峰值，這也能進一步說明H-O型旋風(fēng)分離器對灰斗入口處和料腿入口處的二次渦的抑制。此外，由于標準的Stairmand型旋風(fēng)分離器二次渦的影響范圍較大，使得這些二次渦之間的協(xié)同作用較強，影響顆粒的分離。H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器減小了二次流的影響范圍，減弱了二次渦的協(xié)同作用?？偟貋碚f，與標準的Stairmand型旋風(fēng)分離器相比，H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器內(nèi)外導(dǎo)流管的增設(shè)能優(yōu)化內(nèi)部流場的二次渦，從而提高分離效率。

圖8 3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在x=0面上的流線圖Fig.8 Streamline diagrams of three differentcyclone separators on x=0 intersection(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

圖9 3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器在y=0面上的流線圖Fig.9 Streamline diagrams of three different cycloneseparators on y=0 intersection(a) Stairmand cyclone; (b) H-O cyclone; (c) H-E cyclone

4 帶外導(dǎo)流管旋風(fēng)分離器性能

4.1 壓降

標準Stairmand型、H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器壓降分別為925、936、771 Pa。H-O型旋風(fēng)分離器壓降略大于標準Stairmand型旋風(fēng)分離器，這是由于外導(dǎo)流管將排氣管內(nèi)氣體導(dǎo)入灰斗，增加了氣流與外導(dǎo)流管壁面摩擦的能量損失，但影響不大。而H-E型旋風(fēng)分離器壓降比前兩者分別低約154和165 Pa，能夠一定程度減少旋風(fēng)分離器工作時帶來的能量損失，增設(shè)外導(dǎo)流管雖然增加了氣體與外導(dǎo)流管壁面的摩擦損失，但入口氣流被分流，減少了氣流在分離空間的旋流損失，可降低旋風(fēng)分離器壓降。

4.2 分離效率

不同粒徑顆粒的分離效率所連成的曲線稱為分級效率，是表示旋風(fēng)分離器分離性能的重要參數(shù)。圖10為3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器分級效率對比。由圖10可知，3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器對粒徑大于1 μm的顆粒分離效率均可達60%以上，且外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器捕集顆粒的能力相比標準Stairmand型旋風(fēng)分離器較好，隨顆粒粒徑的減小，優(yōu)化效果逐漸明顯，當顆粒粒徑為1 μm時，帶外導(dǎo)流管旋風(fēng)分離器分離效率達到67%以上，比標準Stairmand型旋風(fēng)分離器高7百分點左右。此外，H-E型旋風(fēng)分離器對粒徑小于3 μm的顆粒分離效率均比H-O型旋風(fēng)分離器高約3百分點，即H-E型旋風(fēng)分離器的分離性能優(yōu)于H-O型旋風(fēng)分離器。

圖10 3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器中不同粒徑顆粒分離效率對比Fig.10 Comparison of separation efficiency for differentsize particles in three different cyclone separators

5 外導(dǎo)流管管徑的影響

5.1 外導(dǎo)流管管徑對流場的影響

圖11和圖12分別為3種不同外導(dǎo)流管管徑下H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器切向速度分布云圖。由圖11和圖12可以看出，隨著管徑的增加，H-O型旋風(fēng)分離器分離區(qū)域切向速度分布變化不大，而在灰斗內(nèi)，當管徑增大到50 mm時，切向速度分布變得紊亂，這容易造成顆粒返混，降低分離效率。隨著管徑增加，H-E旋風(fēng)分離器流場變化不大，但當管徑增加到50 mm時，由于外導(dǎo)流管對入口氣流的分流量過大，使得分離空間的切向速度大大減小，嚴重影響顆粒分離。

圖11 不同外導(dǎo)流管管徑下H-O型旋風(fēng)分離器切向速度云圖Fig.11 Tangential velocity contours of H-O cycloneseparators with different diversion tube diameters(a) d=10 mm; (b) d=30 mm; (c) d=50 mm

圖12 不同外導(dǎo)流管管徑下H-E旋風(fēng)分離器切向速度云圖Fig.12 Tangential velocity contours of H-E cyclone separatorswith different diversion tube diameters(a) d=10 mm; (b) d=30 mm; (c) d=50 mm

5.2 外導(dǎo)流管管徑對分離效率的影響

圖13為不同外導(dǎo)流管管徑下H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器的分級效率對比。從圖13可以看出，外導(dǎo)流管管徑變化對H-O型旋風(fēng)分離器分離效率的影響較小。但當管徑增加到50 mm時，H-O型旋風(fēng)分離器對小顆粒的分離能力有所下降，這與灰斗顆粒的返混有關(guān)。外導(dǎo)流管管徑變化對H-E型旋風(fēng)分離器分離效率的影響較大。當管徑增加到50 mm時，H-E型旋風(fēng)分離器分離效率低于標準的Stairmand型旋風(fēng)分離器，這是由于分離區(qū)域切向速度大幅下降造成的。管徑10 mm和30 mm 的H-E型旋風(fēng)分離器的分離效率均高于標準的Stairmand型旋風(fēng)分離器，都提高了小顆粒的分離效率，而管徑30 mm的H-E型旋風(fēng)分離器分離效率最高。因此，選擇合適的外導(dǎo)流管管徑對H-E旋風(fēng)分離器很重要。

圖13 不同外導(dǎo)流管管徑旋風(fēng)分離器分離效率對比Fig.13 Comparison of separation efficiency of cyclone separators with different diversion tube diameters(a) H-O cyclone; (b) H-E cyclone

6 結(jié) 論

采用FLUENT軟件對標準Stairmand型旋風(fēng)分離器及2種外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器(H-O型、H-E型)內(nèi)流場計算分析，并在此基礎(chǔ)上采用DPM模型進行兩相數(shù)值模擬，對比了3種結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器壓降、分離效率，主要結(jié)論如下:

(1)外導(dǎo)流管實現(xiàn)了對旋風(fēng)分離器內(nèi)流場的調(diào)控，優(yōu)化了二次渦的分布。H-O型和H-E型旋風(fēng)分離器減小錐體縱向環(huán)流的影響區(qū)域，這不僅降低了錐體壁面處顆粒卷入內(nèi)旋流的幾率，還減弱了二次渦間的協(xié)同作用，其中H-E型縱向環(huán)流區(qū)域的減小最為明顯。H-O型旋風(fēng)分離器能夠緩解灰斗入口和料腿入口的二次渦，減少顆粒返混。

(3)外導(dǎo)流管式旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)能夠提高對粒徑較小顆粒的捕集能力。與標準Stairmand型旋風(fēng)分離器相比，對于 4 μm以下顆粒的分離效率，H-O型旋風(fēng)分離器提高了4.5百分點以上， H-E型旋風(fēng)分離器提高了7.8百分點以上。

(4)與標準Stairmand型旋風(fēng)分離器相比，H-O型旋風(fēng)分離器壓降變化不大，而H-E型旋風(fēng)分離器有無顆粒時壓降分別降低16.7%和14.5%，有效減少了旋風(fēng)分離器工作中的能量損失。

(5)外導(dǎo)流管管徑對H-O型旋風(fēng)分離器分離效率影響較小，但當外導(dǎo)流管直徑為50 mm時，小顆粒的分離效率降低。外導(dǎo)流管直徑對H-E型旋風(fēng)分離器分離效率影響較大，當外導(dǎo)流管直徑為50 mm時，分離效率大幅降低，且低于標準Stairmand型旋風(fēng)分離器。

(6)經(jīng)過比較，外導(dǎo)流管管徑為30 mm的H-E型旋風(fēng)分離器壓降更低，而分離效率更高，即在入口和灰斗間連接合適的外導(dǎo)流管是實現(xiàn)旋風(fēng)分離器提效減阻的有效措施。

符號說明：

a——入口截面高度，mm；

b——入口截面寬度，mm；

CD——阻力系數(shù)；

d——外導(dǎo)流管直徑，mm；

dp——顆粒直徑，μm；

D——擴散項，kg/(m·s3)；

Dc——筒體直徑，mm；

Do——排氣管直徑，mm；

Ds——灰斗直徑，mm；

Du——灰斗入口直徑，mm；

e——壁厚，mm；

F——系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生項，kg/(m·s3)；

FD——單位質(zhì)量流體所受曳力，m/s2；

g——重力加速度，m/s2；

G——浮力產(chǎn)生項，kg/(m·s3)；

Hh——灰斗長度，mm；

Ho——排氣管長度，mm；

Ht——柱段長度，mm；

Hz——錐段長度，mm；

L——入口長度，mm；

pst——靜壓，Pa；

P——剪應(yīng)力產(chǎn)生項，kg/(m·s3)；

ro——顆粒徑向位置，mm；

Rep——顆粒的雷諾數(shù)；

t——時間，s；

u——瞬時速度分量，m/s；

u′——脈動速度分量，m/s；

va——軸向速度，m/s；

vt——切向速度，m/s；

x，y，z——三維坐標，m；

ε——耗散項，kg/(m·s3)；

η——分離效率；

μ——動力黏度，Pa·s；

ρ——氣體密度，kg/m3；

ρp——顆粒密度，kg/m3；

τ——顆粒松弛時間，s；

φ——應(yīng)力應(yīng)變項，kg/(m·s3)；

下標：

g——氣相；

i，j，k——矢量方向；

p——顆粒相。