于洲，馬春元

（山東大學燃煤污染物減排國家工程實驗室，山東 濟南 250061）

研究開發(fā)

動態(tài)旋風分離器數值模擬及實驗研究

于洲，馬春元

（山東大學燃煤污染物減排國家工程實驗室，山東 濟南 250061）

旋風分離器具有結構簡單性能穩(wěn)定等優(yōu)點，但對于粒徑10μm以下顆粒，分離效率較低。本文對普通旋風分離器進行改進，設計了帶有旋轉葉片的動態(tài)旋風分離裝置，并進行了實驗和數值模擬研究。數值模擬氣相采用RNGk-ε模型與RSM模型相結合的算法，顆粒相與氣相之間采用以歐拉-拉格朗日氣固兩相流耦合思想為基礎的DPM模型進行模擬，主要研究了裝置內部流場和顆粒分離效率與進口氣速和轉子轉速之間的關系，并與實驗中通過靜電低壓懸浮顆粒取樣器（ELPI）獲得的裝置分離效率進行了對比。模擬和實驗結果表明，裝置切向速度場中轉子部分的切向速度主要由葉片轉速決定，轉子外部區(qū)域的切向速度則主要由進口氣速決定，且在一定的轉速和進口氣速下，動態(tài)旋風分離器對粒徑在5μm以上的顆粒有良好的脫除效果。

計算流體力學；分離；離心；動態(tài)旋風分離器

旋風分離器由于具有結構簡單、制造安裝費用低、操作維護簡便、性能穩(wěn)定等優(yōu)點，問世以來得到了廣泛的應用[1]。然而，由于傳統(tǒng)的旋風分離器分離依靠顆粒的慣性力作用，因此對于細顆粒的脫除，分離效率較低[2]。近幾十年來，由于工業(yè)發(fā)展的相關要求，大批學者在提高旋風分離器性能方面從事基礎研究，這些工作基本上可以分成兩部分，一方面改進旋風分離器的配置和幾何尺寸，如Stairmand進行了高效旋風分離器的尺寸改進設計，Shi等[3]進行了一系列基本結構尺寸優(yōu)化的工作，Su等[4]對筒體進行了改造，研究了方形旋風分離器的流場及分離特性，Arkadiusz Kepa[5]進行了大尺寸工業(yè)級的尺寸優(yōu)化研究，然而大量的研究表明，僅僅對裝置的結構尺寸進行優(yōu)化，難以滿足對微細顆粒物日益嚴苛的分離要求。因此，另外一批學者開始進行在旋風分離器中加入額外部件的相關研究，如Chmielniak和Bryczkowski[6-7]設計了一種加入動態(tài)轉子的軸流順流式旋風分離器，并進行了試驗和理論研究，得出了相應的分離效率及裝置壓降。Jiao等[8]也對動態(tài)旋風分離裝置進行了一系列的研究，得出了幾何系數與分離效率的關系，并模擬了流場分布。國內學者陳海焱[9]將旋風分離器的排氣管改為旋轉渦輪，用電動機帶動渦輪旋轉，做成一種最簡單的動態(tài)旋風分離器。同時中國石油大學（北京）也進行了管式轉子和葉輪式轉子的研究[9-11]。這一系列的研究工作，使得改進的旋風分離器對微細顆粒物的脫除成為了一種可能。本文基于此研究背景，設計了動態(tài)旋風分離試驗裝置，通過試驗和數值模擬的方法分析了轉子轉速和進口氣速對裝置切向速度場和分離效率的影響。

1 實驗裝置及方法

實驗裝置如圖1所示，右側通過SAG 410型（solid aerosol generator）給料機給料，給料為濟南市北郊熱電廠電除塵收集灰，表觀密度為1.77×103kg/m3，使用之前經過600目篩網篩分并進行烘干處理，系統(tǒng)排氣管接風機抽氣，使裝置達到相應試驗要求的進口氣速，實驗過程中用ELPI（electrical low pressure impactor）分別測量動態(tài)旋風分離器進出口氣體中不同粒徑顆粒的質量分布，從而獲得單一粒徑所對應的分級除塵效率。其中ELPI可以獲得0.04μm、0.07μm、0.12μm、0.20μm、0.32μm、0.48μm、0.76μm、1.23μm、1.96μm、3.09μm、5.16μm、8.12μm共12組粒徑下顆粒的質量分布曲線。試驗裝置的主要尺寸如圖2及表1所示，實驗裝置旋轉葉片部分共有葉片30片，均勻分布，葉片厚度為2mm。

圖1 實驗裝置示意圖

2 模擬方法

由于旋風分離器內部流場的復雜性，實驗測量存在一定的局限性，數值模擬對實驗研究起到了很好的補充作用，也日益發(fā)揮顯著作用。從Boysan等在1982年首次對工業(yè)旋風分離器進行數值模擬研究之后，大量的學者[12-16]進行了有關提高算法準確度和模型質量的工作。隨著數值模擬的發(fā)展，大量的湍流模型應運而生，主要包括k-ε模型、RNGk-ε模型、雷諾應力模型（RSM）和大渦模型（LES）。Hoekstra等[17]使用試驗結果，分析了前三種模型，發(fā)現RSM模型能對旋風分離器流場進行較好的模擬。RSM模型目前已廣泛應用于旋風分離器的流場模擬[18-19]。近些年LES算法也逐漸被應用到旋風分離器內旋轉流場的模擬[20]。但是由于LES模型計算的復雜性，需要先進的計算硬件和大量的計算時間，因此制約著這種算法在旋風分離器模擬計算中的推廣。本文采用RNGk-ε模型和RSM模型相結合的方法對旋風分離器的流場和設備壓降進行研究，該種方法凸顯出RNGk-ε模型收斂速度快和RSM模型準確的雙重優(yōu)勢，對于顆粒分離效率則采用基于歐拉-拉格朗日氣固兩相流耦合思想的DPM模型進行相關的模擬。

圖2 實驗裝置主體

表1 實驗裝置主要尺寸

2.1 物理模型及網格劃分

物理模型的設計及網格的劃分采用了軟件gambit2.3，根據試驗臺動態(tài)旋風分離器的具體尺寸建模，適當地劃分區(qū)塊，除轉動葉片部分外，均采用結構化網格，轉動部分采用非結構網格并進行適當的加密，提高計算精度。網格劃分整體效果如圖3所示，最終模型共包括133萬體網格，模型中旋轉葉片部分作適當的簡化處理，如圖4所示，在后續(xù)模擬過程中進行了網格無關性檢驗，證明該網格劃分合理有效。

2.2 數值計算模型

數值模擬過程中使用fluent14軟件，氣相場模擬采用RNGk-ε模型和RSM模型結合的方法，顆粒相與氣相之間采用以歐拉-拉格朗日氣固兩相流耦合思想為基礎的DPM模型進行模擬。

2.2.1 氣相流場

對于氣相首先選用RNGk-ε湍流模型，當氣相達到相對穩(wěn)定的狀態(tài)即氣相場收斂時，改用RSM模型計算，這兩種算法的結合使用一方面克服了RSM計算相對較慢且不易收斂的缺點，另一方面又具備RSM模型準確的優(yōu)點[21]。對于旋風分離器中無溫度梯度的不可壓縮流動，由于浮升力和波動膨脹所產生的湍流動能可以忽略，具體算法公式化簡為如式（1）、式（2）。

本文采用RSM模型中的LRR模型，具體的輸運方程如式（3）。

左面兩項為雷諾應力的時間變化率及對流項，右邊四項分別為擴散相、產生相、壓力應變項及耗散項，見式（4）～式（8）。

2.2.2 顆粒相

顆粒相采用DPM模型，當氣固兩相流中的固體顆粒相的體積分數小于10%時，該算法模型可以較好地模擬氣相場中顆粒的運動情況，流場中顆粒的受力情況遵守牛頓第二定律的要求，如式（9）。

式中，mp和up是顆粒的質量和速度；FD、FC、FS和FG分別為曳力、離心力、薩夫曼升力和重力；其他力如巴賽特力和布朗力由于影響微弱在研究中被忽略[22]。

曳力公式如式（10）。

式中，CD為曳力系數，對于單個固體球形顆?？梢允褂萌缡剑?1）、式（12）經驗公式。

離心力公式如式（13）。

薩夫曼升力首先由Saffman提出并由Mei[23]進行修訂，如式（14）。

圖3 網格劃分

圖4 旋轉葉片建模結構

重力表示為如式（15）形式。

2.2.3 邊界條件

3 結果與討論

3.1 氣相

以入口上表面圓心為坐標原點，分別截取y=0、z=50mm、z=200mm和z=400mm 4個平面，圖5、圖6分別為裝置入口速度為10m/s且葉片靜止不動時的總壓分布和切向速度分布圖。從總壓分布圖中可以看出有明顯的從壁面到中心的沿徑向的壓強遞減趨勢，在轉子上部即排氣管下部區(qū)域出現負壓區(qū)且為整個裝置的最低壓力區(qū)域，另外該區(qū)域也出現了裝置內的最大壓強梯度，同時與普通旋風分離器類似，高壓區(qū)域為進口部分。切向速度場是旋風分離器速度場中最重要的組成部分，直接影響著裝置對顆粒物的脫除效果，一般來說切向速度越大，離心力越大，分離效率越高。從圖中可以看出，當葉片靜止不動時，裝置的切向速度呈現明顯的不對稱性，主要是由于切向入口造成，后續(xù)模擬表明當轉子旋轉時，這種不對稱的情況將有較大的改善。

圖5 總壓分布云圖

圖6 切向速度分布云圖

對于裝置切向速度場具體分析，分別截取了z=200mm（轉子中心截面）和z=400mm（圓柱與圓錐筒體交接面）兩個面，分析了截面上，沿x=0方向，切向速度的分布情況，從圖7(a)、(c)可以看出在轉子區(qū)域切向速度主要由葉片旋轉決定，在轉子外部區(qū)域切向速度主要由進口氣速決定。對圖7(a)，在轉速為1000r/min時，由于轉速不高，葉片區(qū)域的切向速度同時受到葉片外區(qū)域的影響，切向速度與徑向位置并不完全滿足線性關系，特別是隨著入口氣速的增大，這一情況更加明顯。例如入口氣速達到20m/s時，在葉片區(qū)域，氣流切向速度與葉片旋轉切向速度出現一定的偏離，但在2000r/min和3000r/min的情況下，葉片區(qū)域的切向速度與葉片轉速高度一致。另外葉片區(qū)域外側，切向速度呈現出一定的不對稱性，主要是由于切向入口的影響，但隨著轉速的提高，這種不對稱的情況逐漸改善，尤其體現在較低的入口氣速情況下。對圖7(c)，在葉片區(qū)域的外側區(qū)域，不同轉速情況下的切向速度最終達到相對一致。從圖7(b)、(d)可以看出，在旋轉葉片不直接影響的區(qū)域，切向速度的分布基本符合一般旋風分離器的蘭金組合渦規(guī)律。對圖7(b)，在葉片不直接作用區(qū)域，隨轉速的提高，切向速度也有整體的提高，且隨轉速的增大，不同進口速度下，切向速度分布的重合區(qū)域逐漸增大，因此轉速的提高削弱了進口氣速對該部分切向速度的影響，在轉速為3000r/min的情況下，入口氣速為10m/s和15m/s的切向速度分布基本重合。對圖7(d)，轉速為1000r/min時該處的切向速度仍有一定的不對稱性，在中心軸發(fā)生了一定的偏移，但隨著轉速的提高，該種現象消失。

圖7 切向速度分布曲線

3.2 顆粒相

3.2.1 裝置的分離效率

圖8、圖9為模擬和實驗情況下葉片轉速為2000r/min時，入口氣速分別為10m/s、15m/s、20m/s時的分級分離效率；圖9、圖11為模擬和實驗情況下入口氣速為15m/s時，葉片轉速分別為1000r/min、2000r/min、3000r/min及普通旋風分離器的分級分離效率。通過對裝置的試驗和模擬分析，獲得了一致的顆粒分離效率規(guī)律，即隨著入口速度的增大和轉子葉片轉速的提高，裝置的整體分離效率有了明顯的提高。同時從實驗和模擬獲得的數據來看，在一定入口氣速下，隨著轉速的增大，效率的提高幅度趨于平緩。從圖11可得，入口氣速為15m/s時，轉子轉速為3000r/min比2000r/min在顆粒粒徑大于2μm的范圍內，分離效率平均提高不足3%。同時從圖9、圖11中可以清楚地獲得普通旋風分離器與動態(tài)旋風分離器在分離效率上的巨大差距。對比試驗和模擬結果可得，試驗獲得的分離效率比模擬在粒徑大于1μm的范圍內整體偏低，分析原因主要可能有以下幾個原因：試驗的旋風筒為實驗室加工，壁面達不到水力光滑，同時底部灰斗存在一定的漏氣現象，而在粒徑小于1μm的范圍內，模擬則忽略了實際過程中存在的小顆粒碰撞團聚的現象，因此實驗數據比模擬數據偏高。但盡管如此，通過隨機軌道的離散相模型進行數值計算對分析裝置分離效率仍有積極作用。

3.2.2 顆粒的運動軌跡

圖8 模擬分離效率與入口速度的關系

圖9 模擬分離效率與轉速的關系

圖10 實驗分離效率與入口速度的關系

圖11 實驗分離效率與轉速的關系

圖12、圖13對比了普通旋風分離器和動態(tài)旋風分離器內單個顆粒的移動軌跡。其中兩種裝置除轉子部分其他尺寸完全相同，模擬時進口氣速均為15m/s、粒徑為5μm的單個顆粒從同一進口位置射入裝置。兩圖可以清楚地看到動態(tài)旋風分離器中的顆粒得到了良好的捕集，而普通旋風分離器中的顆粒逃逸。對于動態(tài)旋風分離器比一般旋風分離器優(yōu)越的分離性能，分析原因主要有兩方面：首先葉片的高速旋轉提高了分離段內流場整體的切向速度，產生更大的離心力，從而提高了分離效率；其次，對于一次旋風未能分離的顆粒，在上升逃逸的過程中將經過旋轉葉片區(qū)域，部分顆粒將與高速旋轉的葉片碰撞，在離心作用下甩出上升通道，以達到二次分離的效果。

圖12 動態(tài)旋風分離器單顆粒運動軌跡

圖13 普通旋風分離器單顆粒運動軌跡

4 結 論

（1）對于葉片區(qū)域，切向速度主要由葉片旋轉決定，在葉片外部區(qū)域切向速度主要由進口氣速決定；對于旋轉葉片不直接影響的區(qū)域，切向速度的分布基本符合一般旋風分離器的蘭金組合渦分布規(guī)律。同時隨著轉速的提高，切向速度場的不均勻分布情況逐漸改善，且入口氣速對切向速度分布的影響逐漸被削弱。

（2）在一定范圍內提高進口氣速和轉子的旋轉速度可以明顯地提高裝置的分離效率。從實驗獲得的數據來看，隨著轉子轉速的提高分離效率相應提高，但提高幅度逐漸減小，整體實驗數據表明，在合理的操作工況下，動態(tài)旋風分離器對粒徑5μm以上顆粒有較好的分離效果。

（3）結合顆粒運動軌跡圖和相應的理論預測，動態(tài)旋風分離器比普通旋風分離器優(yōu)越的分離性能主要由于高速旋轉葉片提高了分離段的切向速度，增強了一次分離的效果，同時在排氣管下部的旋轉葉片也起到了二次分離部件的作用。

[1] 孫國剛，時銘顯. 提高旋風分離器捕集細粉效率的技術研究進展[J]. 現代化工，2008，28（7）：64-69.

[2] Wu B，Liu S，Wang H. A study on advanced concept for fine particle separation[J].Experimental Thermal and Fluid Science，2002，26：723-730.

[3] Shi M，Sun G，Wang Y，et al. Proceedings of the of Sixth World Filtration Congress[C]. Nagoya，Japan，1993.

[4] Su Y，Zheng A，Zhao B. Numerical simulation of effect of inlet configuration on square cyclone separator performance[J].Powder Technology，2011，210：293-303.

[5] Arkadiusz Kepa. The efficiency improvement of a large-diameter cyclone——The CFD calculation[J].Separation and Purification Technology，2013，118：105-111.

[6] Chmielniak T，Bryczkowski A. Method of calculation of newcyclone-type separator with swirling baffle and bottom take off of clean gas——part Ⅰ：Theoretical approach[J].Chem. Eng. Process，2000，41：441-448.

[7] Chmielniak T，Bryczkowski A. Method of calculation of new cyclone-type separator with swirling baffle and bottom take off of clean gas——partⅡ：Experimental verification[J].Chem. Eng. Process，2001，40：245-254.

[8] Jiao J Y，Zheng Y，Sun G G，et al. Study of the separation efficiency and the flow field of a dynamic cyclone[J].Separation and Purification Technology，2006，49：157-166.

[9] 陳海焱. 渦輪除塵技術[J]. 現代化工，2003，23（1）：49- 51.

[10] 陳民生. 動態(tài)旋風分離器的初步研究[D]. 北京：中國石油大學，2002.

[11] 王軍. 細粉旋風分離器的研究[D]. 北京：中國石油大學，2005.

[12] Jiao J，Zheng Y，Sun G G. Numerical simulation of fine particle separation in a rotational tube separator[J].China Particuology，2005，3（4）：219- 223.

[13] Hanjalic K. Advanced turbulence closure models：A view of current status and future prospects[J].Int. J. Heat Fluid Flow，1994，14：178-203.

[14] Meier H F，Mori M. Anisotropic behavior of the Reynolds stress in gas and gas-solid flows in cyclones[J].Powder Technology，1999，101：108-119.

[15] Ma L，Ingham D B，Wen X. Numerical modeling of the fluid and particle penetration through small sampling cyclones[J].Journal of Aerosol Science，2000，31：1097-1119.

[16] Zhou L X. Theory and Numerical Modelling of Turbulent Gas-Particle Flows and Combustion[M]. Florida：CRC Press，1993.

[17] Hoekstra A J，Derksen J J，Van den Akker H E A. An experimental and numerical study of turbulent swirling flow in gas cyclones[J].Chemical Engineering Science，1999，54：2055-2065.

[18] 高翠芝，孫國剛，董瑞倩. 排氣管對旋風分離器軸向速度分布形態(tài)影響的數值模擬[J]. 化工學報，2010，61（9）：2409-2416.

[19] 付烜，孫國剛，劉佳，等. 旋風分離器短路流的估算問題及數值計算方法的討論[J]. 化工學報，2011，62（9）：2535-2540.

[20] Derksen J J，Van den Akker H E A. Simulation of vortex core precession in a reverse-flow cyclone[J].AIChE Journal，2000，46：1317-1331.

[21] Gong G 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，2012，36：3916-3930.

[22] Ranade V V. Computational Flow Modeling for Chemical Reactor Engineering[M]. New York：Academic Press，2002.

[23] Mei R. An approximate expression for the shear lift force on a spherical particle at finite Reynolds number[J].Int. J. Multiphas. Flow，1992，18：145-147.

Experimental and numerical investigations of a dynamic cyclone

YU Zhou，MA Chunyuan
（National Engineering Laboratory for Coal-fired Pollutants Emission Reduction，Shandong University，Jinan 250061，Shandong，China）

Cyclone has the advantages of simple structure and stable performance，but the separation efficiency is relative low for particles smaller than10μm. This research designed a new dynamic cyclone with added rotor blades，and improved the separation efficiency. The flow field were also simulated and studied experimentally. The RNGk-εmodel and RSM model were used to simulate the gas-phase flow and the DPM model based on Eulerian-Lagrangian method was used to simulate the particle-phase flow. Tangential velocity and separation efficiency were simulated with different inlet velocities and rotate speeds，and the simulation predictions were validated by the experimental results measured by Electrical Low Pressure Impactor （ELPI）. The results showed that the separation efficiency of the dynamic cyclone was good for particle larger than 5μm. And the simulation predictions proved that the tangential velocity distributions were mainly dominated by the rotate speeds for the region of impeller and dominated by the inlet velocity for the region outside of the impeller.

computational fluid dynamics（CFD）；separation；centrifugation；dynamic cyclone

TQ 051.8

A

1000-6613（2014）07-1684-08

10.3969/j.issn.1000-6613.2014.07.005

2013-12-16；修改稿日期：2013-12-30。

于洲（1989—），男，碩士研究生。聯(lián)系人：馬春元，教授，博士生導師，研究內容為燃燒與污染。E-mail chym@sdu.edu.cn。