艾子昂，吳泉泉，孫燕，蘇正通，李建龍，吳代赦

(1.南昌大學資源環(huán)境與化工學院，江西 南昌 330031；2.南昌師范學院，江西 南昌 330032)

近年來隨著城市化及工業(yè)化的持續(xù)推進，以及交通、運輸業(yè)等不斷發(fā)展，人類活動產(chǎn)生的粉塵顆粒物對人體健康和環(huán)境造成威脅[1-2]。目前被廣泛運用的濾筒式除塵器，因其粉塵去除率高、濾料結(jié)構(gòu)緊密且可褶皺使用、安裝維修工作量小、運行易控制等特點越來越受到工業(yè)及科研學術(shù)領域重視[2-3]。濾筒除塵器主要以“過濾-清灰-過濾”的方式運轉(zhuǎn)，其清灰環(huán)節(jié)影響系統(tǒng)的正常運行及濾筒的循環(huán)利用[4-7]。1957年，Rei-nhauer等首次利用脈沖技術(shù)進行除塵器清灰[8]，并沿用至今，成為目前應用最廣泛的清灰技術(shù)[9]。但是在濾筒脈沖噴吹過程中，因普遍存在上部壓力小而造成清灰不均勻，甚至出現(xiàn)清灰死區(qū)的問題，導致清灰效率低且壽命減少[10]。

為了改善噴吹均勻性，研究者在針對噴嘴的設計方面進行了研究與改進。劉東等[11]通過采用上部開口散射器對φ325 mm×1 000 mm濾筒進行實驗，發(fā)現(xiàn)使用上部開口散射器可有效改善濾筒頂部清灰強度。巨敏等[12]采用普通噴嘴與誘導噴嘴對φ325 mm×660 mm濾筒的噴吹性能進行改進研究，發(fā)現(xiàn)誘導噴嘴的使用可改善濾筒清灰效率。胡峰源等[13]利用拉瓦爾型噴嘴，通過數(shù)值模擬對比普通噴嘴，發(fā)現(xiàn)濾筒平均側(cè)壁壓力峰值增大了53.2%。在濾筒結(jié)構(gòu)方面，張亞蕊等[14]通過數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)濾筒內(nèi)安裝長圓臺體的新型濾筒結(jié)構(gòu)可有效改善濾筒內(nèi)部風速均勻性及出入口壓差，提高濾筒壽命。Li等[15]通過安裝豎直錐體結(jié)構(gòu)改變?yōu)V筒結(jié)構(gòu)，改善了濾筒側(cè)壁壓力大小及整體清灰性能。Chen等[16]通過優(yōu)化濾筒外體褶皺形狀來改變?yōu)V筒結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)收斂擴散型濾筒可使底部和中部壓降均提高50%，同時優(yōu)化了壓力峰值，為改善濾筒的清灰均勻性提供了新思路，但目前濾筒除塵器清灰效果仍有待提高。

本文嘗試在除塵濾筒內(nèi)設置氣流隔板來改善濾筒清灰性能，通過CFD模擬設置氣流隔板條件下濾筒內(nèi)部氣流流場及壓力變化，探究氣流隔板的尺寸及位置，并考察了不同噴吹距離對噴吹性能的影響。

1 試驗方法

1.1 試驗系統(tǒng)

本文的模型基于脈沖噴吹濾筒除塵器實驗系統(tǒng)，實驗系統(tǒng)如圖1(a)所示，除塵器箱體尺寸1 225 mm×750 mm×1 550 mm，濾筒由無紡布長絨棉滌綸制作，并垂直安裝于除塵器內(nèi)部，其外形為直徑240 mm，長度660 mm，濾料厚度為0.6 mm。噴嘴位于濾筒上方，與濾筒中心軸線對齊，其管徑為25 mm。脈沖寬度設置為0.15 s，采用19.5 L的氣包，初始壓力設置為0.5 MPa，傳感器采用壓電陶瓷高頻動力傳感器，型號為MYD-1530A(φ7 mm×17 mm，靈敏度6～13 pC/kPa)。

(a) 未設置氣流隔板

(a) 實驗系統(tǒng)示意

為了改進噴吹性能，在濾筒內(nèi)設置外徑為R的氣流隔板，為了避免隔板過度影響噴吹氣流進入濾筒內(nèi)部，在其內(nèi)部開設半徑為r的圓孔，如圖1(b)所示。

1.2 模型構(gòu)建與簡化

鑒于濾筒形狀為中心軸對稱，可將其簡化為二維結(jié)構(gòu)，箱體簡化為圓柱形，簡化后箱體截面半徑541 mm，簡化后的二維模型如圖2所示，簡化后的二維模型旋轉(zhuǎn)360°即為除塵器濾筒，在此模型條件下可將計算負荷降低。P1～P5設置為用于監(jiān)測壓力變化的測點，其每兩點間距均為110 mm，同時維持P1測點距濾筒頂部、P5測點距濾筒底部為110 mm。由于實驗箱體高度僅滿足350 mm以下噴吹距離，而本文擬對450～650 mm的噴吹距離進行分析，故將模型中箱體高度增加至1 850 mm。

圖2 幾何模型簡化Fig.2 Simplified geometric model

模擬采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)絡的方式進行網(wǎng)格劃分，計算后存在網(wǎng)格節(jié)點總數(shù)為2.4萬個，元素總數(shù)為2.36萬個。為驗證網(wǎng)格獨立性，將模擬所用網(wǎng)格最大尺寸進行加密，加密后節(jié)點總數(shù)為2.17萬個，元素總數(shù)為2.12萬個。模擬選用Realizablek-ε湍流模型求解和壓力-速度耦合算法計算。

1.3 邊界條件與初始值

模擬的計算采用Ansys Fluent軟件。且模擬過程中的氣流視作理想氣體，為非穩(wěn)態(tài)、可壓縮且等溫的湍流，不考慮粉塵運移，并忽略濾筒形變的影響。

為測量噴嘴出口壓力，將傳感器設置在噴嘴下方10 mm處，并將其固定好，在脈沖氣流從噴嘴處噴出后，即可得出噴嘴出口壓力變化圖像，隨后將傳感器取下。通過對圖像進行分段及函數(shù)擬合，得出口壓力P(kPa)與時間t(s)關(guān)系函數(shù)式(1)，并將式(1)導入本文模擬。

(1)

濾料介質(zhì)層的計算，需要在標準流體方程上附加一個動量源，并分為黏性損失項和慣性損失項。在用達西定律表示厚度有限的介質(zhì)的黏性損失項后，將速度較低的流動的慣性損失項忽略不計[17]，其中計算可見先前報道，此處不做詳細描述[18-19]，可得出在0.6 mm濾料厚度、0.5 m·min-1過濾風速的實驗條件下，經(jīng)計算得壓降為18.0 Pa，黏性損失系數(shù)1/α為2.0×1011m-2。

1.4 模擬方案設計

(1) 設置氣包壓力為0.5 MPa，脈沖寬度0.15 s，噴吹距離為250 mm條件，對比考察設置氣流隔板(R=105 mm，r=45 mm)前后濾筒內(nèi)噴吹壓力及氣流時空分布。

(2) 考察氣流隔板的外徑R(15，30，45，60，75，90，105，120 mm)、內(nèi)徑r(0，15，30，45，60，75，90，105 mm)以及放置位置(位于濾筒內(nèi)的深度H)(-55，0，55，110，220，330，440，550 mm)對噴吹性能的影響。

(3) 考察噴吹距離h(50，150，250，350，450，550，650 mm)對噴吹性能的影響，并確定最優(yōu)噴吹距離。

2 結(jié)果與分析

2.1 網(wǎng)格獨立性驗證

設置噴吹距離為250 mm，驗證測點選取濾筒內(nèi)壁中間測點，將模擬及實驗結(jié)果進行對比，如圖3所示。

時間/s圖3 試驗與模擬壓力隨時間變化對比Fig.3 Comparison of pressure over time during experiment and simulation

通過對比模擬值1(網(wǎng)格加密前模擬值)與模擬值2(網(wǎng)格加密后模擬值)隨時間的變化，加密前后模擬值吻合較好，可認為網(wǎng)格加密前就已經(jīng)達到了網(wǎng)格獨立性的要求，故其條件可在本模擬采用。并且繼續(xù)對比模擬值1(高度增加后模擬值)與模擬值3(高度增加后模擬值)，其結(jié)果依舊吻合較好，可認為箱體高度增加的影響可作忽略不計。

圖3中實驗值波動幅度較大(相較于模擬值)，主要為實際實驗中，濾筒壁面易受脈沖氣流引起的沖擊波影響并帶起傳感器發(fā)生不規(guī)則振動，進而引起實驗數(shù)據(jù)波動。但觀察其壓力隨時間的變化趨勢，模擬值與實驗值隨時間的變化趨勢基本一致，可認為模擬條件達到要求為本文所采用。

2.2 噴吹壓力的時空分布

在噴吹高度為250 mm時(氣包壓力為0.5 MPa，脈沖寬度0.15 s)，通過數(shù)值模擬對比設置氣流隔板(選用R=105 mm，r=45 mm作為試驗)前后脈沖噴吹過程中濾筒內(nèi)靜壓力云圖及流線(圖4)。

由圖4(a)可知，未設置氣流隔板的濾筒，脈沖氣流自噴嘴噴出，對周圍空氣產(chǎn)生卷吸作用從而使氣流發(fā)生擴張，隨后進入濾筒內(nèi)部。在濾筒內(nèi)部，靜壓從底部向上蓄積，濾筒底部靜壓蓄積大而頂部靜壓蓄積較小。濾筒內(nèi)壓力在t=0.04 s時達到最大，并且維持穩(wěn)定至t=0.155 s，之后濾筒內(nèi)部壓力開始逐漸降低。而在濾筒徑向上，噴吹壓力的變化則不明顯。

濾筒上部壓力明顯小于濾筒中下部區(qū)域，甚至在濾筒上部出現(xiàn)了負壓，主要是因為氣流在與濾筒底部撞擊時發(fā)生蓄積[20]，在上部清灰不足，易形成清灰死區(qū)。

由圖4(b)可知，設置氣流隔板后的濾筒，內(nèi)部壓力到t=0.04 s時基本達到穩(wěn)定，t=0.155 s后逐漸減弱，這與未設置隔板時濾筒內(nèi)部壓力蓄積過程相同。但設置氣流隔板后濾筒內(nèi)蓄積的壓力增大，濾筒上部小壓力區(qū)域變小，原本難清灰區(qū)域的噴吹強度得到提高。

觀察圖4(a)中氣流流線，可以發(fā)現(xiàn)濾筒開口附近存在一個較大的氣流渦旋，且同時存在于濾筒內(nèi)外部。渦旋使得濾筒上部區(qū)域出現(xiàn)負壓，并且增大了氣流的能量消耗，是濾筒上部清灰不足的主要原因[18]。而觀察圖4(b)，在加入氣流隔板后，濾筒內(nèi)部的氣流渦旋明顯變小，并且渦旋只存在于濾筒內(nèi)部，減少了渦旋對氣流能量消耗的影響。且氣流在進入濾筒內(nèi)部時，由于氣流隔板的存在，氣流入口的橫截面積變小，增大了氣流進入濾筒的速度，而隔板的封閉作用使氣流活動范圍較未設置隔板前減小，利于濾筒內(nèi)部靜壓能的蓄積，對濾筒內(nèi)部的壓力明顯增大。

各測點壓力隨時間的變化如圖5所示，在設置氣流隔板前后，各測點壓力隨時間而增大，且在t=0.04 s時達到最大并維持穩(wěn)定至t=0.155 s，之后逐漸降低，與圖4及上文分析一致。設置隔板后各測點壓力測點較未設置隔板的情形更大，其中濾筒內(nèi)最大壓力的P5測點的壓力峰值由1 702 Pa增大至2 417 Pa，最小壓力的P1測點的壓力峰值由365 Pa增大至832 Pa。

時間/s(a) 未設置氣流隔板

2.3 氣流隔板尺寸及位置

為考察氣流隔板尺寸對濾筒脈沖清灰效果的影響，對比了氣流隔板外徑R(15～120 mm)、氣流隔板內(nèi)徑r(0～105 mm)的情形。

噴吹強度和噴吹均勻性常用來評價脈沖噴吹性能，噴吹強度可用正壓力峰值的平均值表示，正壓力峰值的均值越大，噴吹強度就越大，清灰效果越好；而噴吹均勻性可以用壓力峰值的變異系數(shù)(壓力標準差和平均值的比值)表示，壓力峰值的變異系數(shù)越小，噴吹均勻性越好，清灰效果越好[21-22]。

通過改變氣流隔板外徑R和內(nèi)徑r(下文中以[R,r]的格式表述)，實現(xiàn)氣流隔板尺寸的改變。

由圖6可知，濾筒噴吹性能隨隔板外徑R的增大而增大，隨隔板內(nèi)徑r的增大先增后減。當氣流隔板內(nèi)徑r較小(r≤30 mm)，或是氣流隔板外徑R不夠大時(R<105 mm)，噴吹強度與變異系數(shù)相較未加氣流隔板前，均沒有表現(xiàn)出明顯改善效果，甚至大部分都出現(xiàn)噴吹強度變小，均勻性變差的情況。這是因為當隔板內(nèi)徑r較小時，脈沖氣流易與氣流隔板直接發(fā)生碰撞，過度阻礙氣流進入濾筒，減小了濾筒內(nèi)蓄積壓力。而在隔板外徑R不夠大時(R<105 mm)，隔板與濾筒壁面間距較大，對于抑制濾筒上部氣流渦旋作用有限，靜壓能的蓄積不明顯，使中上部的壓力較未加氣流隔板差異較小。

[R,r]/mm圖6 脈沖噴吹過程中噴吹性能隨氣流隔板尺寸的變化Fig.6 Change of pulse-jet performance with the size of airflow baffle in the process of pulse-jet

在所研究的尺寸中，[R,r]=[105,45]、[120,45]、[120,60]時噴吹性能最好，噴吹強度分別達到了1 819，2 103，1 935 Pa，是未加氣流隔板的1.47，1.70，1.56倍；變異系數(shù)為0.378，0.328，0.327，噴吹均勻性是未加氣流隔板的1.23，1.43，1.43倍(噴吹均勻性為變異系數(shù)的倒數(shù))，說明在這3種尺寸的氣流隔板改善下，氣流隔板的存在能在濾筒內(nèi)靜壓蓄積時，形成較小的氣流渦旋，達到改善上部的清灰效率及整體清灰均勻性，同時提升了整體的清灰強度。

進一步考察氣流隔板位置對噴吹性能的影響，如圖7所示為氣流隔板在不同濾筒內(nèi)深度H條件下的噴吹強度和變異系數(shù)。

隔板深度/mm(a) [R,r]=[105,45]

3種隔板尺寸下濾筒噴吹強度隨氣流隔板位置的下移先增大后減小、變異系數(shù)先減小后增大。當[R,r]=[105,45]時，隨著氣流隔板從濾筒上部下移至中部，氣流在濾筒中部及上部靜壓的蓄積減弱，導致壓力降低。而H過大接近底部時，對抑制濾筒中上部氣流渦旋的作用則過小，與未加氣流隔板時差距不大。

與未封閉的情形[105,45]不同，當[R,r]=[120,45]、[120,60]時，噴吹強度并未在H=0時達到最大，而是隨著H的增加有繼續(xù)增大的趨勢，但變異系數(shù)也隨之變大，這是因為氣流隔板外徑R為120 mm時，隔板外圍與花板形成封閉效果，較未封閉的情形[105,45]，靠近濾筒壁側(cè)的氣流不能通過濾筒口泄放，多數(shù)氣流在接觸到隔板后反彈，在隔板下形成渦旋(較[105,45]渦旋更小)，同時部分動壓轉(zhuǎn)化為靜壓，濾筒底部蓄積的壓力更大，底部測點壓力峰值優(yōu)化效果顯著。但是在氣流隔板上方與濾筒口下方的區(qū)域，頂部測點壓力優(yōu)化效果不明顯，雖然噴吹強度變大，但底部與頂部測點壓力峰值差值更大，均勻性變差。而當H繼續(xù)增大時，對清灰效率的影響則過小，與[R,r]=[105,45]情形相同。

當H=0時,氣流的運動不易過度被隔板阻礙，靜壓可以自下而上蓄積，氣流隔板的存在使氣流整體活動范圍變小，增大了氣流對濾筒內(nèi)部的壓力，濾筒各部位的壓力均得到提升，且改善了濾筒清灰均勻性。

當氣流隔板位置為濾筒頂部開口處下高度H為0，尺寸為[105,45]、[120,45]和[120,60]時，無論在噴吹強度還是壓力分布的均勻性上，對濾筒整體噴吹性能都有較好優(yōu)化。且通過3種氣流隔板的改善，噴吹強度分別是未加氣流隔板時的1.47，1.70，1.56倍，噴吹均勻性是未加氣流隔板的1.23，1.43，1.43倍。

另外，模擬發(fā)現(xiàn)，在一般過濾風速(1 m/min)[8]條件下，上述隔板設置后增加的過濾阻力在0.1～12.0 Pa的范圍，相比過濾除塵器的一般運行阻力(1 500 Pa)[8]相對很小，認為對運行阻力的影響可以忽略。

2.4 噴吹距離對氣流隔板噴吹性能的影響

為進一步改善氣流隔板對濾筒脈沖清灰的效果，分析了噴吹性能隨噴吹距離h(150，250，350，450，550，650 mm)的變化。

由圖8可知，隨著噴吹距離的增加，3種氣流隔板條件下的噴吹強度均為先增大后減小、變異系數(shù)持續(xù)減小。這是因為噴吹距離的增加使氣流噴出后卷吸更多周圍氣流進入濾筒，其中原本清灰不足的上部區(qū)域也得到改善，脈沖噴吹強度增大，使清灰逐漸均勻，變異系數(shù)減小。

隔板深度/mm(a) [R,r]=[105,45]

當[R,r]=[105,45]、[120,45]時，噴吹強度在噴吹距離h為250～450 mm逐漸穩(wěn)定。h<250 mm時，隨著噴吹距離的增大，渦旋位置上移，由于氣流隔板的存在，上移的渦旋在隔板位置被隔斷，渦旋變小，減小了脈沖氣流在向下運動過程中的能量消耗；h為250～450 mm時，雖然渦旋還會上移，但此時，以一定射流角噴出的脈沖氣流在經(jīng)過隔板時，氣流橫截面大于隔板內(nèi)徑，部分氣流無法經(jīng)由隔板進入濾筒；h>450mm時，隔板對氣流的阻隔作用強于優(yōu)化作用，噴吹強度變小。

當[R,r]=[120,60]時，噴吹強度在噴吹距離h=350 mm逐漸穩(wěn)定。這是因為相較于[105,45]與[120,45]，[120,60]的隔板內(nèi)徑更大，可以容納更多氣流進入濾筒，所以噴吹強度達到穩(wěn)定需要的噴吹距離更大，并且噴吹強度在h=450 mm時達到最大。當h>450 mm后因隔板阻隔作用，噴吹強度開始降低，與[R,r]=[105,45]、[120,45]時相同。

由此可判斷當[R,r]=[105,45]、[120,45]時，最優(yōu)的噴吹距離應控制在250～450 mm，噴吹強度均在h=350 mm達到最大，[105,45]最大噴吹強度為1 900 Pa，是未設置氣流隔板的1.53倍，變異系數(shù)為0.295，噴吹均勻性是未設置氣流隔板的1.58倍；[120,45]最大噴吹強度為2 268 Pa，是未設置氣流隔板的1.83倍，變異系數(shù)為0.230，噴吹均勻性是未設置氣流隔板的2.03倍。對當[R,r]=[120,60]時，最優(yōu)的噴吹距離應控制在350～450 mm，噴吹強度在h=450 mm時達到最大，最大噴吹強度為2 613 Pa，是未設置氣流隔板的2.11倍，此時變異系數(shù)為0.100，噴吹均勻性是未設置氣流隔板4.68倍。

3 結(jié)論

(1) 無論是否設置氣流隔板，脈沖噴吹氣流形成的靜壓均自濾筒底部向上蓄積，濾筒內(nèi)側(cè)壁壓力峰值表現(xiàn)為底部壓力大而頂部壓力小。

(2) 半密閉式氣流隔板的設置有利于濾筒內(nèi)噴吹氣流靜壓能的蓄積、減小濾筒開口附近氣流渦旋降低能量耗損、增強了濾筒內(nèi)整體噴吹壓力大小和均勻性。

(3) 濾筒噴吹性能隨隔板外徑R的增大而增大，隨隔板內(nèi)徑r、布置深度H和噴吹距離h的增大則先增后減，其中[R,r]=[105,45]、[120,45]、[120,60]3種尺寸隔板噴吹性能最好，最佳噴吹距離分別為350，350，450 mm，噴吹強度較未設置隔板分別提升至1.53，1.83，2.11倍，噴吹均勻性提升至1.58，2.03，4.68倍。