李 鐵 鄭 瀚 呂昌堯 宋濟(jì)洋

(東北電力大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院)

旋風(fēng)分離器是利用氣固兩相流的強(qiáng)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)使固體顆粒在離心力作用下從氣流中分離的除塵設(shè)備。旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)是三維強(qiáng)旋轉(zhuǎn)兩相流，外側(cè)自由流，內(nèi)側(cè)強(qiáng)制流，運(yùn)動(dòng)規(guī)律復(fù)雜。為提高旋風(fēng)分離器的分離效率、降低壓力損失，眾多學(xué)者對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量研究。付烜等研究了同側(cè)雙進(jìn)氣管結(jié)構(gòu)對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響，結(jié)果表明雙進(jìn)氣管結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器的切向速度比單進(jìn)氣管旋風(fēng)分離器的切向速度增加了15%，分離效率得到有效提高[1]。孫勝等研究了進(jìn)氣管傾斜角度對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響，結(jié)果表明隨著進(jìn)氣管下傾角的增大，旋風(fēng)分離器的分離效率先降低后升高，且下傾角度為15°時(shí)，分離效率最高[2]。El- Batsh Hesham M采用數(shù)值模擬方法對(duì)旋風(fēng)分離器的排氣管尺寸進(jìn)行優(yōu)化，發(fā)現(xiàn)排氣管直徑和主體直徑的比值在0.3～0.7之間時(shí)，分離效率和壓力損失達(dá)到最佳比例[3]。Martínez L F等研究排氣管不同插入深度對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響，腐蝕性最佳插入深度為旋風(fēng)分離器主體高度的10%[4]。Chen J H和Liu X提出了一種新型排氣管結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器，其分離效率比傳統(tǒng)旋風(fēng)分離器提高了4.6%～7.9%，但壓力損失明顯增加[5]。Horvath A等研究了不同排氣管直徑對(duì)軸向速度的影響，結(jié)果表明滯流僅存在于大尺寸排氣管中，分離器主體結(jié)構(gòu)不同，出現(xiàn)滯流現(xiàn)象時(shí)排氣管臨界直徑不同[6]。Safikhani H等對(duì)3種不同筒錐比的旋風(fēng)分離器進(jìn)行數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)筒錐比為1∶3 時(shí)分離效率最高，而筒錐比為1∶2 時(shí)分離效率最低[7]。Kaya F和Karagoz I采用數(shù)值模擬方法研究了下降管長(zhǎng)度對(duì)旋風(fēng)分離器流場(chǎng)的影響，發(fā)現(xiàn)下降管長(zhǎng)度對(duì)切向速度和外旋流的軸向速度影響較小，而對(duì)內(nèi)旋流的軸向速度影響較大，下降管最佳長(zhǎng)度為分離器出口截面直徑的4倍[8]。趙新學(xué)和金有海采用數(shù)值模擬方法研究了排塵口直徑對(duì)旋風(fēng)分離器流場(chǎng)的影響，結(jié)果表明，排塵口直徑減小，分離器錐體區(qū)域磨損增加；排塵口直徑過(guò)大，氣流返混現(xiàn)象加劇，影響分離效率[9]。

筆者提出一種新型旋風(fēng)分離器，其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)為排氣管帶有擴(kuò)展角。相比于無(wú)擴(kuò)展角的分離器，新型分離器增大了排氣管下端的截面積，上行內(nèi)旋流流通截面變大，軸向速度降低，氣流與分離器內(nèi)壁和排氣管管壁的摩擦損失減少。同時(shí)，降低了氣流在旋風(fēng)分離器內(nèi)的波動(dòng)，提高流動(dòng)過(guò)程的穩(wěn)定性。為驗(yàn)證新型旋風(fēng)分離器的可行性，采用雷諾應(yīng)力模型對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬，研究擴(kuò)展角β為0.0、5.7、11.3、16.7°時(shí)4種不同結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器三維流場(chǎng)的速度變化規(guī)律和湍動(dòng)能特點(diǎn)，分析新結(jié)構(gòu)對(duì)壓力損失的影響。

1 物理模型

標(biāo)準(zhǔn)Stairmand旋風(fēng)分離器具有穩(wěn)定、高效的工作特點(diǎn)，以此作為物理模型進(jìn)行研究，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。選取高度z為320(排氣管下側(cè)截面)、470(分離器中段截面)、620(錐體結(jié)構(gòu)截面)、720mm(分離器下段截面)作為研究對(duì)象。

圖1 標(biāo)準(zhǔn)Stairmand旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)

如圖2所示，為保證模型的一致性，僅改變排氣管擴(kuò)展角結(jié)構(gòu)。排氣管出口截面直徑與入口截面直徑的比值分別為1.0、1.2、1.4、1.6，排氣管擴(kuò)展角β分別為0.0、5.7、11.3、16.7°。

圖2 旋風(fēng)分離器排氣管結(jié)構(gòu)

2 數(shù)學(xué)模型

2.1湍流模型

計(jì)算旋風(fēng)分離器強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)時(shí)主要采用k-ε方程模型、RNGk-ε模型、代數(shù)應(yīng)力模型和雷諾應(yīng)力模型。k-ε模型及其修正模型RNGk-ε模型基于渦粘性假設(shè)，不能準(zhǔn)確反映湍能的各向異性，在無(wú)約束流和強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流的計(jì)算中誤差很大；代數(shù)應(yīng)力模型能夠模擬湍流各向異性，但在描述強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流動(dòng)時(shí)具有局限性[10]；雷諾應(yīng)力模型考慮了旋轉(zhuǎn)效應(yīng)、浮力效應(yīng)及曲率效應(yīng)等因素，在模擬旋風(fēng)分離器壓力變化時(shí)更為準(zhǔn)確，且雷諾應(yīng)力方程在計(jì)算湍動(dòng)能時(shí)不用求解輸運(yùn)方程，在模擬旋風(fēng)分離器流場(chǎng)特性時(shí)更為準(zhǔn)確[11]。因此，筆者采用雷諾應(yīng)力模型進(jìn)行模擬研究。

在雷諾應(yīng)力模型中，雷諾應(yīng)力變化受流體與壁面作用的影響，壓力應(yīng)變系數(shù)和雷諾應(yīng)力呈線(xiàn)性關(guān)系?？紤]到壁面效應(yīng)，粘性作用主要影響湍流耗散項(xiàng)，在高雷諾數(shù)下，耗散量多集中在小尺度渦團(tuán)內(nèi)，而小尺度渦團(tuán)趨于各向同性，因此可忽略各向異性的散耗量。雷諾應(yīng)力模型質(zhì)量守恒方程為：

(1)

式中u——時(shí)均速度，m/s。

雷諾平均運(yùn)動(dòng)方程為：

(2)

式中F——重力，N；

p——壓力，N；

t——時(shí)間，s；

u′——脈動(dòng)速度，m/s；

ρ——流體密度，kg/m3。

雷諾應(yīng)力輸運(yùn)方程為：

(3)

剪應(yīng)力產(chǎn)生項(xiàng)Pij的計(jì)算式為：

(4)

壓力應(yīng)變項(xiàng)φij的計(jì)算式為：

(5)

式中k——湍動(dòng)能；

δij——張量符號(hào)(i=j時(shí)，δij=1；i≠j時(shí)，δij=0)；

ε——湍動(dòng)能耗散率。

粘性耗散項(xiàng)εij的計(jì)算式為：

(6)

系統(tǒng)旋轉(zhuǎn)產(chǎn)生項(xiàng)Fij的計(jì)算式為：

(7)

求解雷諾應(yīng)力模型時(shí)，需要補(bǔ)充k方程和ε方程：

(8)

(9)

其中，σk、σε分別為與湍動(dòng)能k和耗散率ε對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù)，σk=1、σε=1.3。

湍流強(qiáng)度I、湍動(dòng)能k和湍動(dòng)能耗散率ε的計(jì)算式分別為：

(10)

(11)

(12)

式中Cμ——耗散率系數(shù)，Cμ=0.09；

l——湍流尺度(水力直徑)，m；

Re——雷諾數(shù)(水力直徑條件)。

2.2邊界條件

入口邊界條件：入口氣流為常溫狀態(tài)空氣，入口截面法向時(shí)均速度為18m/s，壓力為常壓。出口邊界條件：出口為充分發(fā)展流體，所有變量在出

口截面法向上的梯度為0，即?φ/?z=0。壁面邊界條件：近壁處采用無(wú)滑移條件，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理邊界湍流。

2.3求解方法

利用Gambit軟件，采用六面體網(wǎng)格對(duì)旋風(fēng)分離器模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分(圖3)。計(jì)算流場(chǎng)時(shí)不考慮固體顆粒對(duì)流場(chǎng)的影響，網(wǎng)格大小不涉及顆粒相的計(jì)算精度，網(wǎng)格數(shù)約為70 000。采用雷諾應(yīng)力模型計(jì)算旋風(fēng)分離器內(nèi)氣相流場(chǎng)特性。壓力-速度耦合采用SIMPLE算法求解。擴(kuò)散項(xiàng)求解采用中心差分，對(duì)流項(xiàng)的離散采用二階精度QUICK格式，壓力梯度項(xiàng)采用PRESTO！格式。

圖3 旋風(fēng)分離器模型網(wǎng)格劃分

3 模擬結(jié)果與分析

3.1計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值比較

為驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性，將模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[12]的實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比。由于旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)具有對(duì)稱(chēng)性，文獻(xiàn)[12]對(duì)1/2結(jié)構(gòu)內(nèi)各截面的流場(chǎng)進(jìn)行測(cè)量。筆者選取z為320mm截面切向速度和軸向速度的模擬值與實(shí)驗(yàn)值進(jìn)行對(duì)比(圖4)。切向速度分布沿徑向分為內(nèi)旋流和外旋流，呈明顯的組合渦特點(diǎn)。內(nèi)旋流切向速度模擬值相比于實(shí)驗(yàn)值略向軸向位置偏移，切向速度峰值相比于實(shí)驗(yàn)值略有下降；外旋流貼近壁面處的切向速度模擬值略低于實(shí)驗(yàn)值。軸向速度沿徑向呈M形狀分布，其模擬值相比于實(shí)驗(yàn)值略向中心軸偏移，內(nèi)旋流軸向速度模擬值略低于實(shí)驗(yàn)值。但整體上模擬值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，因此可以采用該數(shù)學(xué)模型對(duì)新型旋風(fēng)分離器的流場(chǎng)進(jìn)行模擬。

圖4 z為320mm截面切向速度和軸向速度的模擬值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比

3.2新型旋風(fēng)分離器流場(chǎng)模擬

3.2.1切向速度

圖5為旋風(fēng)分離器在軸截面上的切向速度分布云圖。切向速度分為Ⅰ(左側(cè)外旋流區(qū)域)、Ⅱ(內(nèi)旋流區(qū)域)、Ⅲ(右側(cè)外旋流區(qū)域)3個(gè)區(qū)域。

圖5 旋風(fēng)分離器在軸截面上的切向速度分布云圖

帶有擴(kuò)展角結(jié)構(gòu)的分離器與無(wú)擴(kuò)展角結(jié)構(gòu)的分離器流動(dòng)特性相似。無(wú)擴(kuò)展角(β=0.0°)分離器錐體區(qū)域切向速度波動(dòng)較大，且在排氣管入口處明顯降低。分析圖5可知：隨著排氣管擴(kuò)展角β的增大，內(nèi)旋流動(dòng)旋渦中心偏離結(jié)構(gòu)軸線(xiàn)的程度減弱，流動(dòng)穩(wěn)定性提高；內(nèi)旋流流通截面增加，排氣管入口區(qū)域速度損失減小，摩擦損失減?。浑S著排氣管擴(kuò)展角β的增大，外旋流流通截面逐漸減小，流體沿軸向出現(xiàn)速度梯度，形成旋渦，在β=11.3°和β=16.7°型旋風(fēng)分離器中旋渦特別明顯。渦流運(yùn)動(dòng)對(duì)排氣造成沖擊，加快對(duì)排氣管的磨損；同時(shí)，渦旋運(yùn)動(dòng)使固體顆粒相互撞擊，大尺度顆粒破碎成小尺度顆粒，不利于顆粒分離。

圖6是z為320、470、620、720mm截面的切向速度曲線(xiàn)。各截面上不同擴(kuò)展角對(duì)應(yīng)的內(nèi)旋流切向速度分布基本一致，而外旋流的切向速度隨著擴(kuò)展角β的增加而逐漸減小，但變化幅度不顯著，因此排氣管擴(kuò)展角度對(duì)切向速度分布的影響較小。但隨著擴(kuò)展角β的增加，內(nèi)旋流與外旋流之間的速度差減小，降低了內(nèi)外旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的摩擦損失。

由上述分析可知，排氣管擴(kuò)展角β=5.7°時(shí)流場(chǎng)分布較為合理。

3.2.2軸向速度

圖7為旋風(fēng)分離器的軸向速度分布云圖。氣流分為Ⅰ(外旋流區(qū)域)、Ⅱ(內(nèi)外旋流交界區(qū)域)、Ⅲ(內(nèi)旋流區(qū)域)3個(gè)區(qū)域。隨著擴(kuò)展角β的增加，Ⅱ區(qū)域不斷增大(即擴(kuò)展角的輻射影響范圍增加)，增強(qiáng)了該區(qū)域內(nèi)不同流動(dòng)方向的氣流產(chǎn)生的旋渦，增加了一定能耗。Ⅲ區(qū)域中存在內(nèi)旋流向下流動(dòng)的速度回流，隨著β的增加，速度回流區(qū)域逐漸減小，減弱了該區(qū)域內(nèi)的能量損耗。

圖6 4個(gè)截面的切向速度曲線(xiàn)

圖7 旋風(fēng)分離器軸向速度分布

圖8為4個(gè)截面的軸向速度曲線(xiàn)。軸向速度沿徑向成M形狀分布，可將流動(dòng)區(qū)域進(jìn)一步劃分為7個(gè)區(qū)域：Ⅰ，左側(cè)外旋流動(dòng)區(qū)域，流動(dòng)方向向下；Ⅱ，左側(cè)內(nèi)外旋流交界區(qū)域；Ⅲ，左側(cè)內(nèi)旋流動(dòng)區(qū)域，流動(dòng)方向向上；Ⅳ，內(nèi)旋流回流區(qū)域，流動(dòng)方向向下；Ⅴ，右側(cè)內(nèi)旋流動(dòng)區(qū)域，流動(dòng)方向向上；Ⅵ，右側(cè)內(nèi)外旋流交界區(qū)域；Ⅶ，右側(cè)外旋流動(dòng)區(qū)域，流動(dòng)方向向下。各截面的軸向速度在Ⅱ、Ⅵ兩個(gè)區(qū)域內(nèi)達(dá)到峰值，但同一截面上的峰值大小不同，原因在于氣流的螺旋運(yùn)動(dòng)特征使在某一高度橫截面上存在軸向速度差。圖8a、b中氣流旋轉(zhuǎn)向下流動(dòng)，上游(靠近入口側(cè))速度高于下游(遠(yuǎn)離入口側(cè))速度，而圖8c、d與之相反。

分析圖8可知，在旋風(fēng)分離器的圓柱段，內(nèi)外旋流交界區(qū)域的軸向速度受外旋氣流影響較大。外旋流螺旋線(xiàn)方向的上游速度高于下游，因此導(dǎo)致z為320、470mm兩截面上Ⅱ區(qū)域的軸向速度峰值高于Ⅵ區(qū)域的。而在旋風(fēng)分離器錐體段，由于外旋氣流受壁面阻擋，軸向速度減小，內(nèi)外旋流在交界面區(qū)域的軸向速度受內(nèi)旋流的影響較大。在內(nèi)旋流向上流動(dòng)過(guò)程中，上游(遠(yuǎn)離入口側(cè))速度高于下游(靠近入口側(cè))速度，導(dǎo)致z為620、720mm兩截面中上Ⅵ區(qū)域的軸向速度峰值高于Ⅱ區(qū)域的。

從圖8還可以看出：在4個(gè)截面上，Ⅱ區(qū)域和Ⅳ區(qū)域內(nèi)的軸向速度隨著擴(kuò)展角β的增加而減小，即軸向速度梯度減小，攜帶顆粒的氣流停留時(shí)間增加，有利于顆粒的分離；Ⅱ區(qū)域和Ⅳ區(qū)域的軸向速度峰值之差減小，氣流在旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的能量損失減小；在Ⅳ區(qū)域內(nèi)存在速度回流區(qū)域，回流速度隨著擴(kuò)展角β的增加而減小，降低了內(nèi)旋流的渦團(tuán)能耗。固體顆粒隨內(nèi)旋流運(yùn)動(dòng)可被排氣管內(nèi)壁捕集，使顆粒進(jìn)行二次分離，從而提高旋風(fēng)分離器的分離效率。

圖8 4個(gè)截面的軸向速度曲線(xiàn)

由上述分析可知，排氣管擴(kuò)展角β為5.7、11.3°時(shí)流場(chǎng)分布較為合理。

3.2.3徑向速度

圖9為旋風(fēng)分離器軸截面的徑向速度分布云圖。在中心軸附近的內(nèi)旋流區(qū)域，徑向速度正負(fù)交替產(chǎn)生，擴(kuò)展角β由0.0°增加至16.7°時(shí)，徑向速度由3.5m/s增大到16.0m/s，速度變化顯著。而在外旋流動(dòng)區(qū)域內(nèi)，擴(kuò)展角β由0.0°增加至11.3°時(shí)，徑向速度逐漸增大，當(dāng)β繼續(xù)增大到16.7°時(shí)，徑向速度開(kāi)始減小。徑向速度與軸向速度的綜合作用使氣流在分離器內(nèi)做螺旋運(yùn)動(dòng)。外旋流在排氣管下端區(qū)域的徑向運(yùn)動(dòng)使氣流直接從排氣管流出，形成短路流動(dòng)，顆粒也隨氣流運(yùn)動(dòng)直接排出旋風(fēng)分離器，降低分離效率。因此排氣管擴(kuò)展角β=5.7°時(shí)流場(chǎng)分布較為合理。

圖9 旋風(fēng)分離器軸截面徑向速度分布云圖

3.2.4湍動(dòng)能

圖10為旋風(fēng)分離器軸截面的湍動(dòng)能分布云圖。隨著擴(kuò)展角β的增加，分離器排氣管入口附近和內(nèi)外旋流交界面附近的湍流脈動(dòng)逐漸增強(qiáng)。當(dāng)β為11.3、16.7°時(shí)，湍流脈動(dòng)范圍擴(kuò)大到整個(gè)圓柱段區(qū)域，局部阻力損失也隨之增大。因此排氣管擴(kuò)展角β=5.7°時(shí)流場(chǎng)分布較為合理。

圖10 旋風(fēng)分離器軸截面湍動(dòng)能分布云圖

3.2.5壓力損失

旋風(fēng)分離器的壓力損失主要包括進(jìn)口摩擦損失、氣體膨脹或壓縮造成的能量損失、內(nèi)旋流與外旋流摩擦產(chǎn)生的能量損失、氣流與旋風(fēng)分離器內(nèi)壁摩擦造成的能量損失及流體與排氣管摩擦造成的能量損失等。表1對(duì)比了擴(kuò)展角β為0.0、5.7、11.3、16.7°時(shí)4種不同結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器的靜壓力損失。從表1可以看出，壓降隨著擴(kuò)展角β的增加而降低。這是因?yàn)閿U(kuò)展角β增加時(shí)，氣流切向速度與軸向速度減小，減弱了氣流對(duì)分離器壁面和排氣管的摩擦損失；且同一截面的軸向速度梯度減小，減弱了流體旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的能量損失；同時(shí)，軸心區(qū)域回流速度隨著擴(kuò)展角β的增加而降低，減弱了內(nèi)旋流中渦團(tuán)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的摩擦損失。

表1 4種不同結(jié)構(gòu)旋風(fēng)分離器的靜壓力損失

4 結(jié) 論

4.1新型分離器內(nèi)各截面上不同擴(kuò)展角對(duì)應(yīng)的內(nèi)旋流切向速度分布基本一致，而外旋流的切向速度隨著擴(kuò)展角β的增加而逐漸減小，但變化幅度不顯著；隨著擴(kuò)展角β的增加，內(nèi)旋流與外旋流之間的速度差減小，降低了內(nèi)外旋轉(zhuǎn)流動(dòng)的摩擦損失。

4.2新型旋風(fēng)分離器在4個(gè)截面上，Ⅱ區(qū)域和Ⅳ區(qū)域內(nèi)的軸向速度隨著擴(kuò)展角β的增加而減小，攜帶顆粒的氣流停留時(shí)間增加，有利于顆粒的分離；Ⅱ區(qū)域和Ⅳ區(qū)域的軸向速度峰值之差減小，氣流在旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的能量損失減??；在Ⅳ區(qū)域內(nèi)，回流速度隨著擴(kuò)展角β的增加而減小，降低了內(nèi)旋流的渦團(tuán)能耗。

4.3短路流動(dòng)和湍動(dòng)能隨著擴(kuò)展角β的增加而增大，在4種不同結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器中，只有排氣管擴(kuò)展角β=5.7°時(shí)的流場(chǎng)分布較為合理。

4.4新型旋風(fēng)分離器的靜壓力損失隨著擴(kuò)展角β的增加而降低。

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