刘 哲,钱付平*,张 天,胡 笳,夏勇军,鲁进利

新OG系统旋流脱水器气液分离特性数值研究

刘 哲1,钱付平1*,张 天1,胡 笳2,夏勇军2,鲁进利1

(1.安徽工业大学建筑工程学院,安徽 马鞍山 243032；2.安徽欣创节能环保科技股份有限公司,安徽 马鞍山 243071)

根据旋流脱水器的内部流动特性,基于欧拉-拉格朗日方法,对旋流脱水器内部气液两相流动进行了数值计算和分析,研究了液滴直径、进口质量含气率和湍流扩散效应对流场分布、脱水效率、出口质量含气率和出口液滴粒度分布的影响.结果表明:当质量流量一定时,旋流脱水器进出口压降随着进口质量含气率的增加而显著提高.对于单一直径的液滴,在不考虑湍流扩散效应的情况下,脱水效率随进口质量含气率的增加而增加.当考虑湍流扩散效应时,对于直径较小的液滴(0.1~1mm),这种规律刚好是相反的,连续相速度的增加提升了湍流扩散速度,使湍流运动更加紊乱,但脱水效率高于不考虑湍流扩散效应时的计算结果.在混合粒径条件下,随着进口质量含气率的增加,脱水效率和出口质量含气率增加,计算表明湍流扩散效应有利于混合直径液滴的分离.随着进口质量含气率的增加,液滴质量分数的峰值逐渐向小粒径方向移动,粒径分布范围逐渐减小.

新OG系统；旋流脱水器；气液分离；数值研究

中国是世界上最大的钢铁生产国和消费国,钢铁行业所产生的能源消耗导致了环境的持续恶化,推动钢铁行业低碳技术的发展对减少二氧化碳排放具有重要意义[1-3].转炉烟气是转炉炼钢一种重要的副产物,是钢铁企业生产活动的重要二次能源,其回收利用具有较好的经济效益和环境效益[4].转炉一次除尘新氧气顶吹转炉煤气回收(Oxygen Converter Gas Recovery, OG)系统具有能耗低、净化效率高的特点,拥有良好的市场前景[5].转炉一次除尘新OG系统中大量高温含尘烟气和喷雾液滴在高效洗涤塔中实现降温和粗净化的效果;然后携带水气的烟气进入环缝文氏管,在其内部液体雾化,雾化后的液体与烟气中的粉尘获得充分接触,烟气得到充分净化;最后通过旋流脱水器实现气液分离的烟气进入煤气柜,实现煤气回收,达到节能减排的目的.

旋流脱水器是转炉烟气净化系统中进入风机前的精脱水设备[6],其脱水效率的高低与系统除尘效率关系紧密,且影响着脱水器后设备及管道的维护管理;其主要是通过叶片旋流产生的离心力将烟气中的液滴分离.对于旋流分离设备,国内外学者从不同角度开展相关方面研究,Hreiz等[7]通过实验研究了旋流脱水器进口喷嘴的尺寸对分离器性能的影响;Matsubayashi等[8]采用实验的方法,通过改变叶轮直径、叶片数量及叶片角度,研究了旋流分离器结构对螺旋环状流动的影响;郭家相等[9]利用数值模拟的方法,研究了旋流脱水器的直径与脱水器压降的关系;Bi等[10]使用数值模拟的方法研究了进口位置对旋流脱水器性能的影响.由于旋流脱水器内部流动具有复杂性,为了准确描述其内部流场和气液分离特性,在数值模拟时需要选择合理的数值模型,Nagdewe等[11]采用了基于RNG-模型模拟湍流影响,对旋流脱水器的性能进行了参数化研究;Wen等[12]利用了数值模拟的方法对超声速旋流脱水器流场进行了分析,由于RNG-模型可以适当的对湍流粘度进行调整来考虑涡旋对流动的影响,所以采用RNG-模型进行数值计算;肖建发等[13]采用RNG-模型对旋流脱水器内部流场进行模拟,并采用实验的方法对数值模拟结果进行验证,结果验证了使用RNG-模型预测旋流脱水器内部流场的合理性及准确性.

从目前现有的国内外研究成果来看,对于旋流分离设备性能的研究主要集中在气固分离方面[14-18],对旋流脱水器的研究则主要集中在对其内部流场的测量方式[19-20]和几何参数等方面,而很少有对转炉一次除尘新OG系统所用旋流脱水器的研究.因此,本文将对旋流脱水器分离特性进行研究,但在目前缺少对其相关理论研究的情况下,需参考并选择有关旋流分离设备两相流动数值方法;本文采用了DPM模型计算单一粒径和混合粒径条件下旋流脱水器中离散相液滴的行为,通过改变进口设置与液滴参数,分析旋流脱水器气液分离性能的变化规律.

1 旋流脱水器数值计算模型

1.1 湍流模型

为了准确地描述流体的真实流动情况,需要选择合适的湍流模型.Dobeim等[21]采用了Standard-、RNG-、Relizable-以及Reynolds Stress四种湍流模型预测流体流动,通过模拟结果与实验结果相对比,RNG-模型与Reynolds Stress模型相比具有更好的一致性,具有低涡流实验速度分布.

RNG-模型较Reynolds Stress模型占用计算机资源更少;且相较于Standard-模型,RNG-模型考虑了湍流涡旋,因此本文选择RNG-模型作为数值计算湍流模型.RNG-模型湍动能方程和湍流耗散率方程分别为[22]:

通过修改旋流粘度完成旋流修正,如式(3)所示.

式中:0为未修正的湍流粘度,kg/(m·s);为漩涡因子,=0.07;为特征旋转量.

1.2 离散相控制方程

对于旋流脱水器气液两相流动中,液滴为离散相,液滴运动微分方程如式(4)所示[23]:

式中:d为离散相曳力,(kg·m)/s2;p、f为分别为离散相速度和连续相速度,m/s;为重力加速度,m/s2;F为离散相所受其他作用力.

曳力由离散相与连续相速度差产生,其表达式为:

1.3 离散项湍流扩散

当流动为湍流时,使用轨迹方程中平均连续相速度预测离散相的轨迹,也可以使用波动气体速度瞬时值预测离散相湍流扩散,

1.4 数值计算模型验证

对于旋流脱水器计算模型的选取,如表1所示.对旋流脱水器的数值模拟进行简化处理,做出如下假设.

(1)采用空气代替转炉烟气;

(2)外部环境与旋流脱水器内烟气无热量交换;

(3)忽略烟气与液滴之间的换热和相变.

本文选择非平衡壁面函数模型(N-EWF, Non-Equilibrium Wall Functions)对近壁面区域进行处理.与标准壁面函数相比,非平衡壁面函数模型考虑到近壁区压力梯度对速度分布的影响,对速度的求解过程进行了改进.因此,当数值计算涉及气液分离时,非平衡壁面函数模型的预测效果更好.

表1 旋流脱水器数值计算模型

旋流脱水器的脱水性能用脱水效率表示,通过液滴轨迹跟踪法计算,以旋流脱水器主体捕集的液滴数量与进口液滴数量之比作为旋流脱水器的脱水效率,计算如下:

为验证本文数值计算模型的可信性,将以上数值计算模型应用于文献[25]中天然气旋流气液分离器的物理模型中.文献[25]中天然气旋流气液分离器由圆柱部分、圆锥部分,进口管、底流管及溢流管组成,其几何结构如图1所示,具体结构参数如表2所示,其中,为气液分离器高度、为气液分离器长度、为气液分离器直径.

图1 天然气旋流脱水器物理模型

Fig.1 The physical model of natural gas cyclone dehydrator

表2 天然气旋流脱水器结构参数

图2 脱水效率模拟结果与实验结果对比

采用气液分离器结构模型,分别利用实验研究与数值模拟的方法对不同进口流量下的脱水效率进行对比,结果如图2所示.

通过对比发现,当进口流量恒定时,通过数值模拟获得的脱水效率总体上接近实验结果,表明本文旋流脱水器数值计算模型用于离心式气液分离器中具有一定的可信度.实验结果在趋势上出现了波动,文献[25]中认为是液滴破碎造成了实验结果的波动;本文认为波动可能是由于实验过程中的偶然误差所致.

2 新OG系统旋流脱水器气液分离特性的数值模拟

2.1 物理模型与网格划分

转炉一次除尘新OG系统旋流脱水器由进口段、主体段、旋流器、封板及出口段组成,其中旋流器叶片角度为45°,几何结构如图3所示,具体结构参数如表3所示,其中,所代表的结构同表2.

图3 旋流脱水器物理模型

图4 旋流脱水器网格划分

图4为旋流脱水器网格图,考虑到旋流脱水器内流体复杂的流动状态,为提升计算精度,整体采用了较高的密度进行网格划分,并进行了局部加密处理.经过网格无关性验证,最终采用总数约160万的网格进行数值模拟.

表3 旋流脱水器结构参数

2.2 边界条件

(1)连续相边界条件

连续相流场计算相关参数设置如表4所示.表中进口质量含气率是指在单位时间内通过进口截面的气液两相流体总质量流量中气体所占的百分比.

表4 连续相参数设置

进口边界条件:旋流脱水器进口条件为速度入口(velocity-inlet).根据设计运行工况,进口处混合相的质量流量设置为42kg/s,进口质量含气率in分别取值40%、50%、60%、70%、80%,计算得到相对应的进口速度;湍流强度和进口水力直径计算方式如下.

式中:为进口截面面积,m2;为进口湿周周长,m.

出口边界条件:旋流脱水器出口为压力出口(pressure-outlet)边界,压力设置为-18kPa.

壁面边界条件:流动边界采用无滑移固体壁面条件.

(2)离散相边界条件

以进口为液滴起始位置,液滴速度与连续相进口速度相同,根据气液两相的总质量流量和进口质量含气率in,进口液滴质量流量m计算为8.4~ 25.2kg/s,壁面设置为“trap”.分别计算单一粒径与混合粒径两类工况,单一粒径工况下,设置液滴粒径分别为0.1、1、5、10、15、20、25、30mm;混合粒径工况下,液滴粒径采用R-R分布,平均粒径21mm,分布指数=3.167.离散相参数设置如表5所示.

表5 离散项参数设置

3 结果与分析

3.1 进口质量含气率对进出口压降的影响

对于旋流脱水器的数值模拟,分别计算了进口质量含气率in为40~80%工况下的连续相流场.图5为不同进口质量含气率in条件下烟气进出口压降Δ对比图.从图中可以看出,当质量流量固定时,随着进口质量含气率in的增加,进出口总压降Δ显著增加.

图5 不同进口质量含气率压降对比

图6 旋流器内静压云图

图6表示了进口质量含气率分别in为40%、60%、80%的工况下相应的静压云图.从图中可以得出,旋流脱水器进口和靠近壁面处的压力值较大,为高压区,而流动中心区域压强较小,为低压区.压力分布相对规则并呈现轴对称性,除进口段与主体段交界处存在偏差,在同一截面相同半径处静压力大致相等.由于壁面的摩擦阻力,当旋流脱水器中的流体与固体壁面部分接触时,导致压力损失,因此随着进口质量含气率in的增加,压降增大.此外,在增加旋流脱水器切向进口流速的同时,涡旋强度变大,同样增加了压力损失.静压力随着轴向位置靠近出口逐渐减小,而气流经过旋流器产生的压降占了很大比例,这是由于旋流器自身摩擦阻力以及叶片增加的涡旋强度所致.

3.2 液滴直径对脱水效率的影响

由于旋流脱水器液滴分离主要由两部分组成,一是液滴在旋流器叶片上的碰撞聚集,另外离心力在气液分离中占据重要作用,所以液滴受到的力影响到旋流脱水器的气液脱水效率.而当液滴直径发生变化时,其受力情况也在发生很大改变,因此本文对单一粒径工况下的旋流脱水器效率进行分析.同时由于流体在旋流脱水器内的流动状态为湍流,并且湍流扩散效应会通过影响液滴的运动从而影响脱水器的脱水效率,因此本文按是否考虑湍流扩散效应分别计算离散相流场,分析湍流扩散效应对气液分离的影响规律.

图7显示了液滴直径与湍流扩散效应对于气液脱水效率影响的对比.当进口质量含气率in恒定时,随着液滴直径的增大,脱水效率升高.这是由于直径较大的液滴所受离心作用更大,离心运动更强烈,更容易被气流带向壁面而分离.此外,液滴直径较大时,也更容易在壁面以及旋流器叶片上被分离捕集.对于0.1mm与1mm的液滴,脱水效率差异不大;在1~25mm范围内,随着液滴直径的增大,脱水效率上升较快;当液滴直径达到30mm时,脱水效率几乎达到100%.当考虑湍流扩散效应时,计算出的脱水效率比不考虑湍流扩散效应时高,随着粒径的增加,脱水效率上升速度较为缓慢.

3.3 进口质量含气率对脱水效率的影响

旋流脱水器气液脱水效率受进口质量含气率in和湍流扩散效应影响的对比如图8所示.当不考虑湍流扩散效应时,对于相同直径的液滴,随着进口质量含气率in的增加,脱水效率升高.这是因为进口质量含气率in越高,连续相速度越大,液滴受到连续相的曳力越大,脱水效率越高.对于直径较小的液滴(0.1~1mm),当考虑湍流扩散效应时,这种规律刚好是相反的,这是因为对于小的液滴,受到的合力较小,当连续相速度增大时,加快了湍流扩散速度,使得湍流运动的方向和大小都变的非常不规则,但是脱水效率比不考虑湍流扩散效应时要高.

进口质量含气率in、湍流流扩散效应对出口质量含气率out的影响如图9所示.当不考虑湍流扩散效应时,对于10mm以上粒径,进口质量含气率in高于60%时,出口质量含气率out均达到75%以上,当粒径为20mm以上时,对于所有进口质量含气率in工况,出口质量含气率out均达到80%以上;当考虑湍流扩散效应时,进口质量含气率in高于50%时,对于10mm以上粒径,出口质量含气率out均达到70%以上.

3.4 湍流扩散效应对脱水效率的影响

图10 R-R分布进口质量含气率Гin、湍流扩散效应对脱水效率h、出口质量含气率Гout的影响

以上在分析液滴直径与进口质量含气率in对脱水效率影响的同时,均判断了湍流扩散效应的影响,得出湍流扩散效应受到进口质量含气率in即连续相速度场的影响,在0.1~30mm单一直径液滴的工况下,湍流扩散效应对于液滴的分离起到了促进作用.当进口采用如表5所示的R-R粒径分布时,湍流扩散和进口质量含气率in对脱水效率以及出口质量含气率out的影响如图10所示.从图中可以看出,当粒径为R-R分布时,无论是否考虑湍流扩散效应,脱水效率和出口质量含气率out随着进口质量含气率in的增加而增大,并且上升速率由快变慢,对于进口质量含气率in=80%的工况,其出口质量含气率out高于95%.而考虑湍流扩散效应时,计算得出的脱水效率sep,TD更高,当进口质量含气率in达到60%时,出口质量含气率out已高于90%.这是由于当考虑湍流扩散时,液滴受流体脉动速度的影响,在经过进口位置后分别靠近壁面和中心两个区域,使得液滴在空间内停留的时间较长,湍流扩散效应延缓了脱水效率随液滴直径增大而增大的趋势,削弱了脱水效率与进口质量含气率之间的关系,有利于混合直径液滴的分离.

3.5 进口质量含气率、湍流扩散效应对出口粒径分布的影响

当进口采用如表5所示的R-R粒径分布时,图11统计了各种工况下出口不同直径液滴的质量分数d.从图中可以看出,随着进口质量含气率的增加,质量分数的峰值逐渐向小粒径移动,并且粒径范围逐渐减小.图11统计了各工况下出口液滴平均直径mean,因为液滴直径的最大范围是固定的(4~32mm),最小直径的液滴(4mm)可以从出口逸出,因此当平均液滴直径mean较大时,液滴粒径分布相对来说更加平均,图12更加明确的表示了上述规律.因为湍流扩散效应导致所有直径的液滴都有可能从出口逃离,使出口液滴质量分数分布范围更大.

图12 各工况下出口液滴平均直径Dmean

4 结论

4.1 当质量流量相同时,随着进口质量含气率in的增加,进出口压降Δ显著上升.旋流脱水器进口和靠近壁面处的压力值较大, 而流动中心区域压强较小,但压力分布较为规则,呈现轴对称性.

4.2 当不考虑湍流扩散效应时,对于相同直径的液滴,脱水效率随着进口质量含气率的增加而升高.当考虑湍流扩散效应时,对于直径较小的液滴(0.1~1mm),这种规律刚好是相反的,但脱水效率比不考虑湍流扩散效应时要高.

4.3 在混合粒径工况下,脱水效率和出口质量含气率随着进口质量含气率的增加而升高,而考虑湍流扩散效应时计算出的脱水效率更高,说明湍流扩散效应有利于混合直径液滴的分离.

4.4 随着进口质量含气率的增加,质量分数的峰值逐渐向小粒径偏移,粒径分布范围逐渐减小.湍流扩散效应有助于小粒径液滴从出口逃离,使出口液滴质量分数分布均匀.

[1] 王 堃,滑申冰,田贺忠,等.2011年中国钢铁行业典型有害重金属大气排放清单[J]. 中国环境科学, 2015,35(10):2934-2938. Wang K, Hua S B, Tian H Z, et al. Atmospheric emission inventory of typical heavy metals from iron and steel industry in China, 2011 [J]. China Environment Science, 2015,35(10):2934-2938.

[2] Feng C, Huang J B, Wang M, et al. Energy efficiency in China’s iron and steel industry: Evidence and policy implications [J]. Journal of Cleaner Production, 2017,177:837-845.

[3] 徐向阳,任 明,高俊莲.京津冀钢铁行业节能、SO2、NO、PM2.5和水协同控制[J]. 中国环境科学, 2018,38(8):3160-3169. Xu X Y, Ren M, Gao J L. Co-control of energy, SO2, NO, PM2.5, and water in the iron and steel industry in the Beijing-Tianjin-Hebei region [J]. China Environment Science, 2018,38(8):3160-3169.

[4] 刑金栋,刘海波,周 航.提高100t转炉煤气回收量及热值的对策与实践[J]. 冶金能源, 2017,36(4):54-56. Xing J D, Liu H B, Zhou H, et al, Countermeasure and practice to increase recovery of gas in 100t converter [J]. Energy for Metallurgical Industry, 2017,36(4):54-56.

[5] 黄小萍,钱付平,王来勇,等.转炉一次除尘新OG系统高效喷淋塔喷嘴雾化特性的模拟[J]. 过程工程学报, 2018,18(3):461-468. Huang X P, Qian F P, Wang L Y, et al. Simulation of atomization characteristics in high efficient spray tower nozzle of new OG system of primary dedusting system for converter [J]. The Chinese Journal of Process Engineering, 2018,18(3):461-468.

[6] 邓志宏,彭绍南,漆良明.100t转炉一次除尘系统技术改进[J]. 冶金设备管理与维修, 2015,33(6):1-3. Deng Z H, Peng S N, Qi L M. Technical improvement of primary dedusting system in 100t converter [J]. Metallurgical Equipment Management and Maintenance, 2015,33(6):1-3.

[7] Hreiz R, Lainé, Richard, Wu J, et al. On the effect of the nozzle design on the performances of gas-liquid cylindrical cyclone separators [J]. International Journal of Multiphase Flow, 2014,58:15-26.

[8] Matsubayashi T, Katono K, Hayashi K, et al. Effects of swirler shape on swirling annular flow in a gas-liquid separator [J]. Nuclear Engineering and Design, 2012,249:63-70.

[9] 郭家相,李 钧,罗万钢.旋流式气液分离器压力损失计算模型的数值模拟研究[J]. 工业安全与环保, 2017,43(3):65-67+106. Guo J X, Li J, Luo W G. Numerical simulation study of whirlwind gas-liquid separator pressure loss calculating model [J]. Industrial Safety and Environmental Protection, 2017,43(3):65-67+106.

[10] Bi R S, Wang Z X, Li Y G, et al. Study on a New type of gas-liquid cyclone used in COIL [J]. Computer Aided Chemical Engineering, 2012,31:565-569.

[11] Nagdewe S, Kwoon J K, Kim H D, et al. A parametric study for high- efficiency gas-liquid separator design [J]. Journal of Thermal Science, 2008,17(3):238-242.

[12] Wen C, Cao X W, Yang Y. Swirling flow of natural gas in supersonic separators [J]. Chemical Engineering & Processing Process Intensification, 2011,50(7):644-649.

[13] 肖建发,张亚新,程源洪,等.离心式气液分离器分离性能的数值模拟[J]. 广东化工, 2014,41(23):19-21. Xiao J F, Zhang Y X, Cheng Y H, et al. Numerical simulation of separation performance of the centrifugal gas-liquid separator [J]. Guangdong Chemical Industry, 2014,41(23):19-21.

[14] Huang A N, Ito K, Fukasawa T, et al. Effects of particle mass loading on the hydrodynamics and separation efficiency of a cyclone separator [J]. Journal of the Taiwan Institute of Chemical Engineers, 2018,90: 61-67.

[15] Shukla S K, Shukla P, Ghosh P. The effect of modeling of velocity fluctuations on prediction of collection efficiency ofcyclone separators [J]. Applied Mathematical Modelling, 2013,37(8):5774-5789.

[16] Azadi M, Mohebbi A. A CFD study of the effect of cyclone size on its performance parameters [J]. Journal of Hazardous Materials, 2010, 182(1-3):835-841.

[17] Gong G, Yang Z, Zhu S. Numerical investigation of the effect of helix angle and leaf margin on the flow pattern and the performance of the axial flow cyclone separator [J]. Applied Mathematical Modelling, 2012,36(8):3916-3930.

[18] Wasilewski M. Analysis of the effect of counter-cone location on cyclone separator efficiency [J]. Separation and Purification Technology, 2017,179:236-247.

[19] Erdal F M. Local measurements and computational fluid dynamics simulations in a gas-liquid cylindrical cyclone separator [D]. Tulsa: The University of Tulsa, 2001.

[20] Francia V, Martin L, Bayly A E, et al. An experimentalinvestigation of the swirling flow in a tall-form counter current spray dryer [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2015,65:52-64.

[21] Dobeim M A, Gaward A F A, Mahran G M A, et al. Numerical simulation of particulate-flow in spiral separators: Part I. Low solids concentration (0.3% & 3% solids) [J]. Applied Mathematical Modelling, 2013,37(1/2):198-215.

[22] Orszag S A, Yakhot V, Flannery W S, et al. Renormalization group modeling and turbulence simulations [C]. International Conference on Near-Wall Turbulent Flows, 1993:1031-1046.

[23] 朱红钧,林元华,谢龙汉. Fluent12流体分析及工程仿真[M]. 北京:清华大学出版社, 2011. Zhu H J, Lin Y H, Xie L H. Fluid analysis and engineering simulation of Fluent 12 [M]. Beijing: Tsinghua University Press.

[24] 蔡新剑,袁竹林.除雾器中细颗粒物湍流扩散模型研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2018,49(2):290-299. Cai X J, Yuan Z L. Research on the turbulent particle dispersion model in baffle demisters [J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2018,49(2):290-299.

[25] 李文静.天然气旋流气液分离器的数值模拟[D]. 北京:中国石油大学, 2009. Li W J. Numerical simulation of natural gas swirling gas-liquid separator [D]. Beijing: China University of Petroleum, 2009.

Numerical study on gas-liquid separation characteristics of cyclone dehydrator in the new OG system.

LIU Zhe1, QIAN Fu-ping1*, ZHANG Tian1, HU Jia2, XIA Yong-jun2, LU Jin-li1

(1.School of Civil Engineering and Architecture, Anhui University of Technology, Ma’anshan 243032, China；2.Anhui Xinchuang Energy Saving and Environment Protection Science and Technology Corporation Limited, Ma’anshan 243071, China)., 2019,39(11)：4628~4637

According to the internal flow characteristics of cyclone dehydrator, based on the Euler-Lagrangian method, the gas-liquid two-phase flow inside the cyclone dehydrator was numerically calculated and analyzed, the effects of droplet diameter, inlet mass quality of gas and turbulent diffusion on flow field distribution, dehydration efficiency, outlet mass quality of gas and outlet particle size distribution were studied. The results showed that, when mass flow rate was constant, the inlet and outlet pressure drop of cyclone dehydrator increased significantly with the inlet mass quality of gas. For droplets of single-diameter, without considering the effect of turbulent diffusion, the dehydration efficiency increasedas the inlet mass quality of gas increased. When considered the effect of turbulent diffusion, the trend was opposite for small droplets(0.1~1mm).The increase of continuous phase velocity promoted turbulence diffusion and made turbulence more turbulent, but the dehydration efficiency was higher than that without considering the effect of turbulent diffusion. Under the condition of mixed particle size, the dehydration efficiency and outlet mass quality of gas increasedas the inlet dryness increased. The calculation showed that the effect of turbulent diffusion promoted the separation of the mixed diameter droplets. As the inlet mass quality of gas increased, the peak value of the droplet mass fraction gradually moved toward small particle size, and the particle size distribution range gradually decreased.

new OG system；cyclone dehydrator；gas-liquid separation；numerical study

X51

A

1000-6923(2019)11-4628-10

刘 哲(1996-),男,安徽蚌埠人,安徽工业大学硕士研究生,主要从事工业通风与空气净化方面研究.

2019-04-29

安徽省高校自然科学研究重大项目(KJ2017Z006)

* 责任作者, 教授, fpingqian@163.com