劉 鶴，賈新勇，王 博

（1.甘肅建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院，蘭州 730050；2.蘭州大學(xué) 資源環(huán)境學(xué)院，蘭州 730000）

0 引言

旋風(fēng)分離器自問世以來，其兩大性能指標(biāo)——分離效率η及壓降ΔP備受學(xué)者關(guān)注。早期該設(shè)備的能耗ΔP還未成為制約其性能優(yōu)化的關(guān)鍵因素；學(xué)者通常采取各種措施單方面提高收集效率η。目前實(shí)現(xiàn)分離器η提高的措施主要有加設(shè)導(dǎo)流葉片（或圓錐形擋板）［1］、抽出部分旋流氣體［2-4］、將含塵氣流導(dǎo)入特殊環(huán)境使得顆粒成核、并聚［4-7］等方式。例如，在排氣管進(jìn)口處安裝一個(gè)二次分離元件（百葉窗等）后，部分隨內(nèi)旋流上行的小顆粒經(jīng)過百葉窗附近時(shí)遭到反彈碰撞而實(shí)現(xiàn)二次邊壁分離，旋風(fēng)分離器的效率提高3%～6%［8］。旋風(fēng)分離器作為空氣凈化設(shè)備，目前存在的關(guān)鍵問題是分離效率較高者流動(dòng)阻力較大。針對(duì)旋風(fēng)分離器這一矛盾特點(diǎn)，隨著多種壓降模型及機(jī)理應(yīng)運(yùn)而生，有些學(xué)者終止單方面開發(fā)效率潛能［9］，試圖通過保留利于顆粒分離的能耗而使無效能耗大幅度降低，即借助各種途徑實(shí)現(xiàn)“保效減阻”。本文基于性能試驗(yàn)，通過繪制網(wǎng)格對(duì)溢流管“伸出”結(jié)構(gòu)進(jìn)行分割及在溢流管內(nèi)安裝“減阻導(dǎo)流”葉片，利用CFD對(duì)溢流管結(jié)構(gòu)參數(shù)改變前后的傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器性能進(jìn)行數(shù)值模擬，得到能夠?qū)崿F(xiàn)“保效減阻”的氣固分離裝置。

1 分離器性能的試驗(yàn)研究及數(shù)值模擬

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

1.1.1 傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器

采用筒體直徑D=200 mm的傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器，其幾何模型及網(wǎng)格劃分見圖1（a）（c）；其各部分幾何尺寸見表1。

表1 傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器的幾何尺寸 mm

圖1 傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器模型

1.1.2 溢流管分割模型

將溢流管均等分割成不等份額的模型設(shè)計(jì)如圖2所示。從左到右依次將溢流管管壁均等分割成 6，8，12，20，36 份，每隔一份設(shè)置成“wall”，如圖中溢流管管壁上深灰色區(qū)域；相鄰設(shè)置為“pressure-outlet”，如圖中溢流管管壁上淺灰色所示。

圖2 溢流管分割的不同模型

1.2 流場(chǎng)計(jì)算模型

采用低雷諾應(yīng)力模型（Low-Re Stress-Omega）模型［10］模擬優(yōu)化前后 Lapple型旋風(fēng)分離器內(nèi)特有的彎曲表面和回旋流三維湍流流場(chǎng)；在單相流計(jì)算收斂結(jié)果基礎(chǔ)上，采用離散化模型（基于拉格朗日法的隨機(jī)軌道模型）［11］計(jì)算氣固兩相流中顆粒的運(yùn)動(dòng)特征。

1.3 測(cè)量方法

1.3.1 試驗(yàn)測(cè)量方法

試驗(yàn)裝置流程見圖3。通過在旋風(fēng)分離器溢流管上端固定通風(fēng)管道及通風(fēng)機(jī)，通風(fēng)機(jī)正常工作時(shí)，實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)在負(fù)壓下進(jìn)行。物料通過螺旋給料機(jī)從進(jìn)氣管口以上0.5 m處輸入。采用水泥生料作為試驗(yàn)用粉塵顆粒，顆粒密度為3 320 kg/m3。將水泥生料過200 μm篩后，混合均勻，以“田”字取樣法進(jìn)行取樣（取10份，每份10 g）；借助LS230型激光粒度分析儀分析得到樣品粒徑（介于 0.1～100 μm之間），其中粒徑為 0.1～5 μm 的顆粒累積體積分?jǐn)?shù)＜21%，如圖4所示。通過控制調(diào)風(fēng)機(jī)閘門調(diào)節(jié)風(fēng)速大小，在進(jìn)氣管下端入口處設(shè)有測(cè)速孔，利用傾斜式微壓計(jì)測(cè)量入口進(jìn)氣速度，確保分離器入口風(fēng)速可控制在5～30 m/s范圍內(nèi)（即 5，10，15，20，25，30 m/s）；通過控制給料機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)頻率控制固氣比為0.5。設(shè)備圖出口壓強(qiáng)為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，空氣進(jìn)口密度為1.278 kg/m3，動(dòng)力黏度為 1.789 4×10-5kg/（m·s）。

圖3 試驗(yàn)裝置流程

圖4 試驗(yàn)用水泥生料粒度測(cè)量（水泥生料粒級(jí)分布曲線）

分離器兩大工作性能計(jì)算：通過記錄單位時(shí)間2 min內(nèi)的收料量和給料量，計(jì)算兩者比值可得總分離效率η；在分離器入口、出口處分別設(shè)有測(cè)壓孔，利用標(biāo)準(zhǔn)U型測(cè)壓計(jì)測(cè)量?jī)商帀簭?qiáng)差，即壓降ΔP。

1.3.2 數(shù)值測(cè)量方法

采用計(jì)算機(jī)流體力學(xué)方法實(shí)現(xiàn)流場(chǎng)測(cè)試，同時(shí)取得切向、徑向、軸向三維速度值及壓力值。為研究溢流管結(jié)構(gòu)改變對(duì)分離器流場(chǎng)的影響，在分離器中心截面上取了5個(gè)位置，如圖1（b）所示，以分離器頂蓋為z軸零點(diǎn)，向上為正，并對(duì)這五個(gè)位 置 上（z=0.05，-0.15，-0.36，-0.46，-0.70 m）的流場(chǎng)變化進(jìn)行討論。

1.4 邊界條件與參數(shù)設(shè)置

邊界條件的設(shè)定主要分為氣體相與顆粒相。對(duì)于氣體相，設(shè)定入口為“velocity-inlet”，進(jìn)口速度控制在5～30 m/s范圍內(nèi)（同上；模型優(yōu)化時(shí)將速度恒定為16 m/s），且流動(dòng)均勻；并將入口平均動(dòng)能的1%設(shè)定為湍動(dòng)能，同時(shí)假設(shè)湍動(dòng)能能耗守恒，即耗散量和生成量數(shù)量相等，從而讀出湍動(dòng)能耗散率。將出口設(shè)定為“pressure-outlet”，出口壓降定為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，假設(shè)壁面滿足無滑移條件。對(duì)于顆粒相，假設(shè)分離器邊壁為反彈界面，顆粒與邊壁之間的碰撞為完全彈性碰撞。設(shè)定排灰口為捕捉邊界，即顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡到達(dá)該處時(shí)標(biāo)記為“trap”；設(shè)定排氣口為逃逸邊界，即當(dāng)顆粒到達(dá)排氣口處也終止計(jì)算，并將其結(jié)果標(biāo)記為“escape”。

1.5 模型的驗(yàn)證

利用上述已選模型仿真模擬傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器，將不同粒徑的顆粒注入傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離系統(tǒng)，通過比較試驗(yàn)與數(shù)值模擬的η值結(jié)果，表明兩者吻合較好，如圖5所示。

圖5 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值結(jié)果對(duì)比

以分離器頂蓋為z軸零點(diǎn)，向上為正；選取x=0測(cè)量截面上 3個(gè)z值（z=-0.3，-0.4，-0.65 m）測(cè)量線上的切向、軸向速度值，分別與Wang等［12-13］利用激光多普勒測(cè)速儀測(cè)定的試驗(yàn)值進(jìn)行比較，如圖6（a）（b）所示。由圖可知，考慮到旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)湍流特征極其復(fù)雜，在預(yù)期范圍之內(nèi)模擬值和試驗(yàn)值吻合性較好。

圖6 切向與軸向速度的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果對(duì)比

2 結(jié)果與分析

2.1 性能曲線

不同溢流管模型對(duì)分離器性能的影響如圖7所示。圖7（a）中，與空筒相比，新型分離器收集效率均呈現(xiàn)先急劇增加后緩慢減小的趨勢(shì)；壓降則是先急劇減小而后緩慢增加。與圖7（a）相對(duì)應(yīng)，圖7（b）中新型旋風(fēng)分離的分級(jí)效率曲線幾乎均與空筒重合而略比空筒更靠近y軸。結(jié)果表明，將溢流管切割份數(shù)最小時(shí)，f-n-1型分離器性能達(dá)到最優(yōu)，從某種程度上實(shí)現(xiàn)“升效降阻”；該型分離器壓降減小15.34%，效率卻增加0.66%。無疑該分離器設(shè)計(jì)打破其他探究成果中η及ΔP變化趨勢(shì)一致的傳統(tǒng)認(rèn)識(shí)。

圖7 不同溢流管模型對(duì)旋風(fēng)分離器性能的影響

2.2 速度分布

圖8所示為測(cè)量截面上、中心測(cè)量線上切向速度的分布。圖8（a）結(jié)果表明，將溢流管切割后，切向速度的分布向朝著有利于效率變化的方向發(fā)展。f-n系列切向速度均比傳統(tǒng)分離器大，溢流管內(nèi)切向低速區(qū)域及數(shù)值均發(fā)生變化而變得不顯著，因該區(qū)域切向速度對(duì)顆粒分離意義不大，可忽略其影響；且隨著溢流管切割份數(shù)的增大，切向速度峰值增大量減小。對(duì)f-n系列而言，將溢流管進(jìn)行切割具有一定程度的整流作用，使得切向速度以中心軸線為界，左右對(duì)稱性顯著優(yōu)于傳統(tǒng)模型；流場(chǎng)較穩(wěn)定意味著顆粒分離向有利方向發(fā)展，圖8（b）中心測(cè)量線上切向速度分布也展示該特點(diǎn)。另一方面，切割份數(shù)及“wall”的疏密程度對(duì)分離器性能的影響具有協(xié)同作用；即切割份數(shù)為6（f-n-1型）時(shí)，性能最佳；隨著切割份數(shù)增加，旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)對(duì)稱性、穩(wěn)定性均稍有下降。

圖8 不同溢流管模型對(duì)旋風(fēng)分離器中心截面上、中心測(cè)量線上切向速度分布的影響

2.3 湍流強(qiáng)度分布

湍流強(qiáng)度分布如圖9所示。將溢流管分割后湍流強(qiáng)度變化較大的區(qū)域?yàn)殄F體段低湍流區(qū)及溢流管內(nèi)高湍流區(qū)，顯然，溢流管入口區(qū)域高湍流減小而散布在溢流管其他區(qū)域，說明入口能耗是壓降損失的重要組成部分，正是因?yàn)樵搮^(qū)域湍流變?nèi)?，而其他分離空間無顯著變化，導(dǎo)致能耗損失降低。

圖9 不同溢流管模型對(duì)旋風(fēng)分離器中心截面上湍流強(qiáng)度分布的影響

3 結(jié)論

（1）將傳統(tǒng)Lapple型旋風(fēng)分離器的收集效率η進(jìn)行試驗(yàn)及數(shù)值模擬，二者結(jié)果吻合較好；將Hoekstra等［13］利用激光多普勒測(cè)速儀測(cè)定的切向速度、軸向速度試驗(yàn)值與相同測(cè)量點(diǎn)上的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行比較，二者結(jié)果吻合較好。從而證明利用數(shù)值模擬對(duì)旋風(fēng)分離器溢流管結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化具有可行性。

（2）通過繪制網(wǎng)格將溢流管均等分割成6，8，12，20，36份，對(duì)不同溢流管模型的性能進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果表明，f-n-1型分離器（溢流管切割份數(shù)為6）性能達(dá)到最優(yōu)，從某種程度上達(dá)到“升效降阻”的效果；壓降減小15.34%，效率反而增加0.66%。

（3）進(jìn)一步證實(shí)，溢流管內(nèi)流場(chǎng)變化是壓降損失隨之改變的原因之一；能量損耗主要區(qū)域?yàn)閮?nèi)旋流強(qiáng)制渦區(qū)，尤其是溢流管區(qū)域。