譚禮斌, 袁越錦, 黃 燦, 余千英, 唐 琳, 董繼先

(1.重慶隆鑫通用動(dòng)力股份有限公司 技術(shù)中心基礎(chǔ)研究所, 重慶 400039； 2.陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 陜西 西安 710021)

0 引言

旋風(fēng)分離器是一種結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、運(yùn)行狀況穩(wěn)定、顆粒分離率高的凈化處理設(shè)備，目前在環(huán)境、化工行業(yè)應(yīng)用廣泛.旋風(fēng)分離器的工作原理是通過(guò)氣體在其內(nèi)部運(yùn)動(dòng)形成旋轉(zhuǎn)氣流，顆粒在高速旋轉(zhuǎn)氣流的帶動(dòng)下由于受到離心力的作用而被分離.旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)比較復(fù)雜，采用一般的實(shí)驗(yàn)研究無(wú)法明確認(rèn)識(shí)其內(nèi)部流場(chǎng)的分布情況，了解其分離機(jī)理.采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)仿真分析軟件對(duì)其內(nèi)部流場(chǎng)分布情況進(jìn)行數(shù)值模擬研究，對(duì)了解旋風(fēng)分離器的工作原理、分離特性及結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)都具有非常重要的指導(dǎo)意義.

國(guó)內(nèi)外許多研究學(xué)者采用科學(xué)的仿真分析技術(shù)對(duì)旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流動(dòng)情況進(jìn)行了數(shù)值模擬分析和實(shí)驗(yàn)研究[1-7].祝華騰等[8]采用Fluent軟件，用雷諾應(yīng)力湍流模型對(duì)不同結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器進(jìn)行了模擬分析，得出增設(shè)內(nèi)部構(gòu)件可削弱二次渦對(duì)流場(chǎng)的影響.趙立正等[9]研究了排氣芯管直徑、插入深度及偏心位置對(duì)旋風(fēng)分離器分離特性的影響.王江云等[10]采用RSM湍流模型、DPM模型和沖蝕模型研究了旋風(fēng)分離器內(nèi)氣、固沖蝕壁面的速率.Ma L等[11]采用CFD計(jì)算方法分析了入口漩渦流處顆粒排列情況對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響.Sun X等[12]采用響應(yīng)曲面設(shè)計(jì)對(duì)Stairmand型旋風(fēng)分離器進(jìn)行結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)，為旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了一定的參考.

某公司700 m3/h沼氣池預(yù)處理設(shè)備旋風(fēng)分離器的目的是對(duì)沼氣中5 um、10 um、20 um、50 um顆粒進(jìn)行分離，凈化沼氣，提高沼氣燃用性能.旋風(fēng)分離器氣體入口處方形截面速度可允許的范圍為15～25 m/s，壓力損失低于5 kPa.本文采用計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics,CFD)方法對(duì)旋風(fēng)分離器進(jìn)行數(shù)值模擬，研究其對(duì)沼氣中5 um、10 um、20 um、50 um顆粒的分離率.為了提升旋風(fēng)分離器對(duì)沼氣的凈化效果，本文分析了旋風(fēng)分離器不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)顆粒分離率的影響，提出旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化的方案，使沼氣中10 um以上粒徑的顆粒分離率達(dá)到90%以上.

1 物理模型

旋風(fēng)分離器設(shè)備采用Creo3.0(美國(guó)PTC公司)建模獲得,如圖1(a)所示.采用ANSYS SPACECLAIM 2016(美國(guó)ANSYS公司的3D高效前處理軟件)對(duì)旋風(fēng)分離器設(shè)備模型進(jìn)行體積抽取處理，獲得旋風(fēng)分離器的計(jì)算域模型如圖1(b)所示.采用流體分析軟件STARCCM+ 11.02(美國(guó)西遞安科公司)中網(wǎng)格劃分模塊對(duì)旋風(fēng)分離器計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，完成后的網(wǎng)格模型如圖1(c)所示，體網(wǎng)格數(shù)量約60萬(wàn).旋風(fēng)分離器現(xiàn)方案的參數(shù)為：筒體主體直徑269 mm，筒體長(zhǎng)度453 mm，排氣芯管直徑168 mm，排氣芯管插入深度198 mm，顆粒收集口直徑110 mm，錐體段長(zhǎng)度615 mm，氣體入口圓形直徑168 mm，氣體入口處方形截面尺寸為高156 mm、寬76 mm，顆粒收集器直徑300 mm、高300 mm.為了對(duì)旋風(fēng)分離器的流場(chǎng)分布進(jìn)行詳細(xì)分析，本文構(gòu)建了相應(yīng)的截面，各截面示意圖如圖2所示.

圖1 旋風(fēng)分離器模型

圖2 各截面示意圖

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本控制方程

旋風(fēng)分離器內(nèi)部流動(dòng)為各向異性的漩渦流動(dòng)，雷諾應(yīng)力模型摒棄了紊流各向同性的假設(shè)，常用于模擬高速旋流、渦流等，可滿足旋風(fēng)分離器內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流的數(shù)值計(jì)算，因此本文采用雷諾應(yīng)力湍流模型(RSM：Reynolds Stress Model)進(jìn)行氣相流場(chǎng)的數(shù)值模擬，氣相和顆粒相間的耦合采用拉格朗日多相流模型(LPM：Lagrangian Multiphase Model)進(jìn)行求解.求解過(guò)程中運(yùn)用到的基本控制方程如下：

(1)連續(xù)性方程

(1)

式(1)中：ui為流體速度，m/s；ρ為流體密度，kg/m3.

(2)動(dòng)量守恒方程(N-S方程)

(2)

(3)雷諾應(yīng)力方程[13]

(3)

式(3)中：Cij表示對(duì)流項(xiàng)；DT,ij代表分子量粘性擴(kuò)散項(xiàng)；DL,ij代表湍流擴(kuò)散項(xiàng)；pij代表雷諾應(yīng)力產(chǎn)生項(xiàng)；φij代表壓力應(yīng)變項(xiàng)；εij代表粘性擴(kuò)散耗散項(xiàng).

2.2 顆粒運(yùn)動(dòng)方程

顆粒運(yùn)動(dòng)方程由牛頓第二定律獲得[14]：

FMA+FG+FC

(4)

式(4)中：mp為顆粒質(zhì)量，kg；vp是顆粒運(yùn)動(dòng)速度，m/s；FD是曳力，F(xiàn)M是質(zhì)量力，F(xiàn)P是壓力梯度力，F(xiàn)BA是Basset力，F(xiàn)SA是Saffman力，F(xiàn)MA是Magnus力，F(xiàn)G是重力，F(xiàn)C是顆粒相間相互作用和顆粒相與壁面相互作用所產(chǎn)生的碰撞力或摩擦力，力的單位都為N.

3 模型求解

本文模擬過(guò)程采用瞬態(tài)模擬，瞬態(tài)模擬的時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為0.001 s，內(nèi)迭代步數(shù)設(shè)置為10步，瞬態(tài)最大求解時(shí)間為5s.模擬過(guò)程中首先計(jì)算旋風(fēng)分離器氣相流場(chǎng)，氣相流場(chǎng)計(jì)算收斂后再激活拉格朗日多相流模型和顆粒入射源，進(jìn)行顆粒相的數(shù)值模擬計(jì)算.旋風(fēng)分離器氣相入口邊界為速度入口，速度為8.8 m/s(由沼氣處理量計(jì)算獲得).沼氣為混合氣，密度約為1 kg/m3，氣體出口邊界為壓力出口，壓力為-5 kPa(實(shí)際運(yùn)行工況)，壁面設(shè)置為無(wú)滑移壁面.采用拉格朗日多相流模型(LPM)進(jìn)行顆粒相模擬，顆粒密度為200 kg/m3，顆粒相的速度與氣體速度相同，相間無(wú)相對(duì)滑移速度.顆粒入射方式為平面入射源(part surface injection)，入射平面為氣相入口面，顆粒相均勻地分布在氣體入口平面，共1 004個(gè)入射點(diǎn)源(點(diǎn)源數(shù)目是由該平面面網(wǎng)格數(shù)量決定的，對(duì)不同結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器采用相同基本網(wǎng)格控制參數(shù)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，可保證氣體入口面面網(wǎng)格數(shù)相同)，每個(gè)顆粒從面網(wǎng)格中心攝入.每個(gè)點(diǎn)源向旋風(fēng)分離器內(nèi)部入射5個(gè)粒子，共計(jì)入射4 020個(gè)粒子(單一粒徑).為了研究5 um、10 um、20 um、50 um四種粒徑的分離率，本文共設(shè)置顆粒粒徑分別為5 um、10 um、20 um、50 um的四個(gè)入射源.

4 模擬結(jié)果及分析

4.1 壓力損失變化分析與模型驗(yàn)證

旋風(fēng)分離器壓力損失是評(píng)估旋風(fēng)分離器性能的指標(biāo)之一.壓力損失的計(jì)算公式為：

(5)

式(5)中：ρg為氣體密度，kg/m3;vi為氣體入口處方形截面內(nèi)速度(氣體入口為圓形面，速度8.8 m/s，根據(jù)質(zhì)量守恒定律計(jì)算獲得氣體入口處方形截面內(nèi)速度值)；α為阻力系數(shù)，α可由經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ陀?jì)算獲得[15].

圖3表示壓力損失的計(jì)算值與經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ瞳@得的理論值對(duì)比曲線圖.從圖3可以看出，計(jì)算值與Ca Model和Di Model理論值基本吻合，與其余兩個(gè)理論模型存在一定的誤差，最大誤差約為9.85%.表明本文建立的計(jì)算求解模型是有效的.圖中15 m/s為沼氣處理量700 m3/h時(shí)旋風(fēng)分離器氣體入口處方形截面內(nèi)的面平均速度值.從圖3中可以看出，在氣體入口面相同時(shí)，氣體的處理量越大，氣體入口處方形截面內(nèi)的平均速度值越大，旋風(fēng)分離器的壓力損失也越大，隨著速度的增大，壓力損失增加幅度增大，容易造成顆粒對(duì)壁面的沖擊腐蝕，降低旋風(fēng)分離器的使用周期.因此，在工程應(yīng)用中，為了保證旋風(fēng)分離器的工作性能，會(huì)對(duì)氣體的處理量(即入口速度)和壓力損失有相應(yīng)的限制范圍.

圖3 壓力損失計(jì)算值與模型理論值對(duì)比曲線

4.2 氣相流場(chǎng)分布

4.2.1 壓力分布

圖4表示Z=0截面的壓力分布云圖.靜壓沿徑向位置(旋風(fēng)分離器壁面至軸中心的距離)呈現(xiàn)出較好的軸對(duì)稱分布特性，靜壓隨徑向位置的減小而減小，在軸中心處的靜壓值遠(yuǎn)低于氣體入口處的靜壓值.動(dòng)壓的分布未呈現(xiàn)出類似靜壓的軸對(duì)稱性.動(dòng)壓分布趨勢(shì)與氣相流場(chǎng)速度分布基本相同，原因是動(dòng)壓與流體速度之間是直接相關(guān)的，動(dòng)壓Pd=ρgv2/2.動(dòng)壓分布云圖能間接反映氣相流場(chǎng)速度的分布規(guī)律.總壓的分布情況與靜壓分布極其類似，都呈現(xiàn)出較好的軸對(duì)稱性，總壓隨徑向位置的減小而減小，軸中心處總壓值遠(yuǎn)低于壁面和氣體入口處的總壓值.

(a)各截面的靜壓分布云圖

(b)各截面的動(dòng)壓分布云圖

(c)各截面的總壓分布云圖圖4 氣相流場(chǎng)的壓力分布

圖5表示壓力隨徑向位置(旋風(fēng)分離器壁面至軸中心的距離)的變化曲線圖.靜壓沿徑向位置的變化曲線呈現(xiàn)出“V”形形狀，動(dòng)壓沿徑向位置的變化曲線呈現(xiàn)出“M”形狀.總壓沿徑向位置的變化趨勢(shì)與靜壓沿徑向位置的變化趨勢(shì)一致.采用面積平均法(Surface Average Method)計(jì)算出該旋風(fēng)分離器運(yùn)行時(shí)產(chǎn)生的壓力損失為0.918 kPa.

(a)靜壓沿徑向位置的變化曲線圖

(b)動(dòng)壓沿徑向位置的變化曲線圖

(c)總壓沿徑向位置的變化曲線圖圖5 壓力沿徑向位置的變化曲線圖

4.2.2 速度分布

圖6表示旋風(fēng)分離器氣相流場(chǎng)的速度分布.氣相流場(chǎng)的速度分布與氣相流場(chǎng)的動(dòng)壓分布基本一致.從速度矢量圖可以看出，氣流在旋風(fēng)分離器流動(dòng)主要形成了雙層漩渦流動(dòng)，外部形成向下旋轉(zhuǎn)的旋流，中心則形成向上旋轉(zhuǎn)的旋流，兩者的旋轉(zhuǎn)方向相同[16].在排氣芯管附近的氣流速度比較大，分離器旋轉(zhuǎn)氣流的湍流擾動(dòng)性較強(qiáng).

4.3 流場(chǎng)湍流特性研究

湍動(dòng)能表示單位質(zhì)量的流體在流動(dòng)過(guò)程中由于湍流脈動(dòng)所形成的動(dòng)能，主要是由雷諾切應(yīng)力做功而產(chǎn)生的.圖7表示氣相流場(chǎng)的湍動(dòng)能沿徑向位置的變化曲線.從圖7可以看出，旋風(fēng)分離器內(nèi)部壁面處的湍動(dòng)能較小，湍動(dòng)能由上往下基本呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì).筒體段分離空間的中心區(qū)域(Y=-0.2 m)的湍動(dòng)能較大，因此該區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生的能量損耗越大.

(a)各截面速度分布云圖

(b)各截面速度分布矢量圖

(c)各截面速度沿徑向位置的變化曲線圖圖6 氣相流場(chǎng)的速度分布

圖8表示氣相流場(chǎng)的湍動(dòng)耗散率沿徑向位置的變化曲線.從圖8可以看出，旋風(fēng)分離內(nèi)部壁面處的湍動(dòng)耗散率較大，中心區(qū)域的湍動(dòng)耗散率較小.對(duì)比分析圖7和圖8可以看出，湍動(dòng)能與湍動(dòng)耗散率沿徑向位置的分布都基本呈現(xiàn)出較好的軸對(duì)稱性.湍動(dòng)能與湍動(dòng)耗散率分布趨勢(shì)存在差異，其原因是由于旋風(fēng)分離器內(nèi)旋轉(zhuǎn)氣流流動(dòng)的各向異性特性引起的[17].

圖7 湍動(dòng)能沿徑向位置的變化曲線圖

圖8 湍動(dòng)耗散沿徑向位置的變化曲線

4.4 顆粒分離率

顆粒運(yùn)動(dòng)到排氣芯管上端面視為逃逸；顆粒運(yùn)動(dòng)到顆粒收集口截面視為被顆粒收集器收集.顆粒分離率的計(jì)算公式為：

(6)

式(6)中：Cc代表顆粒收集器收集到的顆粒數(shù)目；Ct表示進(jìn)入旋風(fēng)分離器的顆粒總數(shù).

表1為旋風(fēng)分離器現(xiàn)方案各粒徑顆粒的分離率.旋風(fēng)分離器現(xiàn)方案下各粒徑顆粒的分離率分別為39.71%、71.52%、90.77%、100%，5 um和10 um顆粒的分離效果不好.圖9表示不同顆粒密度下旋風(fēng)分離器現(xiàn)方案的顆粒分離率.從圖9可以看出，顆粒粒徑越大，分離率越好；顆粒密度越大，分離率越好.原因是顆粒粒徑越小，質(zhì)量小，在旋風(fēng)分離器中形成的離心力較小，不易被分離.同理，同一粒徑顆粒，顆粒密度越大，質(zhì)量越大，在旋風(fēng)分離器中受到的離心力作用越大，越易分離.

表1 旋風(fēng)分離器現(xiàn)方案的顆粒分離率

4.5 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)顆粒分離率的影響

4.5.1 排氣芯管直徑

圖10為不同排氣芯管直徑下顆粒分離率的對(duì)比曲線.從圖10可以看出，排氣芯管直徑減小，顆粒分離率增大，排氣芯管直徑增大，顆粒分離率減小.原因是排氣芯管直徑增大，易造成芯管外壁附近處的速度變大，從而會(huì)卷吸走部分粒徑較小的顆粒，降低其分離率.排氣芯管直徑減小，旋風(fēng)分離器內(nèi)旋流面積減小，對(duì)顆粒的攜帶作用減弱，分離器軸中心處的顆粒被內(nèi)旋流帶離旋風(fēng)分離器的機(jī)率減小，促使更多的顆粒在壁面附近被捕集，最后由收集器收集，因此適當(dāng)減小旋風(fēng)分離器排氣芯管直徑有利于顆粒分離[13].排氣芯管直徑為138 mm時(shí)，壓降為1.3 kPa.

圖9 不同顆粒密度下顆粒分離率曲線圖

圖10 不同排氣芯管直徑下顆粒分離率曲線圖

4.5.2 排氣芯管插入深度

圖11為不同排氣芯管插入深度下顆粒分離率的對(duì)比曲線.從圖11可以看出，排氣芯管插入深度為168 mm時(shí)，各粒徑顆粒的分離率最好.原因是排氣芯管插入深度太短容易造成"短路流"，部分顆粒會(huì)跟隨短路流直接進(jìn)入排氣芯管，最后逃逸，降低了顆粒分離率；排氣芯管插入深度太長(zhǎng)，流動(dòng)中會(huì)產(chǎn)生較大的壓力損失，且顆粒的分離率也會(huì)受到影響[16].排氣芯管插入深度為168 mm時(shí)，壓降為0.891 kPa.

4.5.3 顆粒收集口直徑

圖12為不同顆粒收集口直徑下顆粒分離率的對(duì)比曲線.從圖12可以看出，顆粒收集口直徑為120 mm，各粒徑顆粒的分離率有所提高，顆粒收集口直徑為100 mm、130 mm時(shí)各粒徑顆粒的分離率與原始結(jié)構(gòu)下顆粒分離率相差不大.顆粒收集口直徑為120 mm時(shí)，壓降為0.916 kPa.顆粒收集口附近的速度仍然具有較大的值，顆粒收集口附近的旋轉(zhuǎn)氣流比較劇烈，容易形成顆粒收集口處顆粒夾帶返混的現(xiàn)象，因此該旋風(fēng)分離器的收集器口存在一段直管，將從錐體段底部流出的旋轉(zhuǎn)氣流引入直管內(nèi)進(jìn)一步進(jìn)行顆粒分離，最后收集器口捕集更多顆粒，提高顆粒分離率[18].

圖11 不同排氣芯管插入深度下顆粒分離率曲線圖

圖12 不同顆粒收集口直徑下顆粒分離率曲線圖

4.5.4 筒體長(zhǎng)度

圖13為不同筒體長(zhǎng)度下顆粒分離率的對(duì)比曲線.從圖13可以看出，筒體長(zhǎng)度增大，各粒徑顆粒的分離效率增加，增加幅度比較平緩.當(dāng)筒體長(zhǎng)度為538 mm時(shí)，顆粒分離率分別為41.08%、74.77%、93.13%、100%，壓降為0.904 kPa.采用面積平均法計(jì)算出四個(gè)結(jié)構(gòu)下的壓降分別為0.958 kPa、0.918 kPa、0.909 kPa、0.904 kPa，筒體長(zhǎng)度增加，壓力損失降低.原因是在氣體處理量一定的情況下，筒體越短，旋風(fēng)分離器壁面產(chǎn)生的摩擦力越小，分離器內(nèi)的旋轉(zhuǎn)氣流越強(qiáng)，氣體進(jìn)入排氣芯管中心的靜壓降低，靜壓更有效地轉(zhuǎn)換成動(dòng)壓，促使壓降增大[19].

4.5.5 錐體段長(zhǎng)度

圖14為不同錐體段長(zhǎng)度下顆粒分離率的對(duì)比曲線.從圖14可以看出，在旋風(fēng)分離器初始結(jié)構(gòu)下減小或增加錐體長(zhǎng)度值，對(duì)顆粒分離率幾乎沒有影響.三個(gè)錐體段長(zhǎng)度的旋風(fēng)分離器對(duì)各粒徑顆粒的分離效果相差不大.通過(guò)修改旋風(fēng)分離器錐體段長(zhǎng)度與筒體直徑間的相對(duì)比例值，可防止旋風(fēng)分離器內(nèi)強(qiáng)湍流特性的旋轉(zhuǎn)氣流將已分離的顆粒重新卷起，提高顆粒分離率.工程上，旋風(fēng)分離器錐體段的取值范圍一般為筒體直徑的1.5～2.5倍[20].

圖13 不同筒體長(zhǎng)度下顆粒分離率曲線圖

圖14 不同錐體段長(zhǎng)度下顆粒分離率曲線圖

4.5.6 氣體入口方形截面尺寸

采用四種不同入口方形截面尺寸進(jìn)行模擬分析，得出不同氣體入口方形尺寸下顆粒分離率的對(duì)比曲線,如圖15所示.圖中“a”表示入口處方形截面的高度值，“b”表示入口處方形截面的寬度值.從圖15可以看出，氣體入口方形截面尺寸對(duì)顆粒分離率的影響最大.四種不同入口方形截面尺寸中前三種截面尺寸下的顆粒分離率相差不大，而第四種入口方形截面尺寸下各顆粒分離率明顯提升.四種不同入口方形尺寸結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器在運(yùn)行中的壓力損失分別為0.858 kPa、0.918 kPa、0.996 kPa、1.6 kPa.造成這種現(xiàn)象的原因是前三種入口方形截面面積一致，氣體處理量相同的情況下速度分布基本相同，產(chǎn)生的離心力場(chǎng)相差不大，因此顆粒分離率和壓力損失變化不明顯；而第四種入口方形截面面積較旋風(fēng)分離器初始結(jié)構(gòu)減小，在氣體處理量一定的情況下，入口方形面積減小，速度增大，離心力場(chǎng)越大，顆粒越易被分離.同時(shí)，速度增大，壓力損失增大，過(guò)大的壓力損失易造成旋風(fēng)分離器壁面的沖擊腐蝕，影響旋風(fēng)分離器的使用壽命[21].入口方形高度為134 mm，寬為54 mm時(shí)，各粒徑顆粒的分離率明顯增大，5 um、10 um、20 um、50 um的顆粒分離率分別為51.86%、94.62%、100%、100%.

圖15 不同入口方形尺寸下顆粒分離率曲線圖

5 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案

綜合分析旋風(fēng)分離器各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)顆粒分離率的影響的模擬結(jié)果，得到氣體入口處方形截面尺寸對(duì)顆粒分離率的影響最大，排氣芯管直徑、顆粒收集口直徑對(duì)顆粒分離率的影響較大，筒體長(zhǎng)度、排氣芯管插入深度對(duì)顆粒分離率有一定影響，而現(xiàn)結(jié)構(gòu)下改動(dòng)錐體段長(zhǎng)度對(duì)顆粒分離率的影響不明顯.為滿足10 um及以上粒徑顆粒的分離率，依據(jù)旋風(fēng)分離器的不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)顆粒分離率的影響程度，提出以下三個(gè)優(yōu)化方案(Opt)：

(1)排氣芯管直徑為138 mm，氣體入口方形截面尺寸為高134 mm、寬54 mm，顆粒收集口直徑為120 mm.

(2)排氣芯管直徑為138 mm，顆粒收集口直徑為120 mm，筒體長(zhǎng)度為538 mm，排氣芯管插入深度為168 mm.

(3)在(2)的基礎(chǔ)上增改：氣體入口方形截面尺寸為高134 mm、寬54 mm.

表2為旋風(fēng)分離器三個(gè)優(yōu)化方案各粒徑顆粒的分離率.三個(gè)優(yōu)化方案各粒徑顆粒的分離率都有明顯的提升，其中Opt1、Opt3中10 um及以上粒徑顆粒的分離率均達(dá)98%以上，壓降分別為2.213 kPa、2.082 kPa，壓降增大的原因是該兩個(gè)方案中都改動(dòng)了入口處方形截面尺寸大小，面積減小，截面內(nèi)平均速度增大，造成壓力損失增大；Opt2中10 um粒徑顆粒的分離率為86.5%，基本符合沼氣預(yù)處理設(shè)備旋風(fēng)分離器對(duì)顆粒分離率的提升目標(biāo).該旋風(fēng)分離器的運(yùn)行時(shí)壓降允許范圍為低于5kPa，因此，在壓降允許的范圍內(nèi)，確定優(yōu)化方案一為旋風(fēng)分離器的最佳優(yōu)化方案.

表2 旋風(fēng)分離器優(yōu)化方案(Opt)的顆粒分離率

6 結(jié)論

(1)采用RSM模型和LPM模型對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)氣固兩相耦合流動(dòng)機(jī)理及顆粒運(yùn)動(dòng)機(jī)理進(jìn)行了瞬態(tài)模擬研究，驗(yàn)證了RSM模型可有效地模擬旋風(fēng)分離器內(nèi)各向異性的高速?gòu)?qiáng)漩渦流動(dòng)，壓力損失計(jì)算值與經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ屠碚撝祷疚呛?，表征本文所?gòu)建的旋風(fēng)分離器計(jì)算域模型可有效地模擬旋風(fēng)分離器氣固兩相耦合流動(dòng)過(guò)程.

(2)對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)氣相流場(chǎng)模擬結(jié)果分析，得出旋風(fēng)分離器氣相流場(chǎng)中靜壓和總壓分布基本一致，都呈現(xiàn)出較好的軸對(duì)稱性，靜壓值和總壓值沿徑向位置的變化曲線呈現(xiàn)“V”型，靜壓值和總壓值隨徑向位置的減小而減小，軸心處的靜壓值和總壓值遠(yuǎn)低于壁面處的靜壓值和總壓值.氣相流場(chǎng)中的動(dòng)壓分布與速度分布趨勢(shì)基本相同，沿徑向位置的變化曲線呈現(xiàn)“M”型.湍動(dòng)能與湍動(dòng)耗散率沿徑向位置的分布都基本呈現(xiàn)出較好的軸對(duì)稱性.

(3)氣相和顆粒相的耦合模擬結(jié)果顯示5 um、10 um、20 um、50 um顆粒的分離率分別為39.71%、71.52%、90.77%、100%，5 um和10 um顆粒的分離效果不好，顆粒粒徑越大，顆粒分離率越好，顆粒密度越大，對(duì)應(yīng)的顆粒分離率也越大.

(4)通過(guò)分析旋風(fēng)分離器各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)顆粒分離率的影響，得出氣體入口處方形截面尺寸對(duì)顆粒分離率的影響最大，排氣芯管直徑、顆粒收集口直徑對(duì)顆粒分離率的影響較大，筒體長(zhǎng)度、排氣芯管插入深度對(duì)顆粒分離率的影響較小，現(xiàn)結(jié)構(gòu)下改動(dòng)錐體段長(zhǎng)度對(duì)顆粒分離率的影響不明顯.

(5)依據(jù)旋風(fēng)分離器各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)顆粒分離率的影響程度，提出了三個(gè)優(yōu)化方案并驗(yàn)證了各方案下顆粒的分離率，優(yōu)化方案一改動(dòng)排氣芯管直徑為138 mm、氣體入口處方形截面尺寸為高134 mm寬54 mm、顆粒收集口直徑為120 mm，各顆粒分離效率最好，10 um及以上粒徑顆粒的分離率均達(dá)98%以上，壓降為2.213 kPa，在旋風(fēng)分離器運(yùn)行允許的壓降范圍內(nèi).

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