劉崗輝，王衛(wèi)兵，喻俊志，韓帥

（1.石河子大學機械電氣工程學院，新疆 石河子 832003；2.中國科學院自動化研究所復雜系統(tǒng)管理與控制國家重點實驗室，北京 100190）

旋風分離器結構簡單，操作維護方便，能夠在高溫、高壓、高顆粒質量濃度等苛刻工況下長期連續(xù)穩(wěn)定運行[1]，因此，旋風分離器在氣固分離領域應用廣泛。但是，旋風分離器的內(nèi)部流場是復雜的強旋轉湍流流動，氣流旋轉運動極大的不穩(wěn)定性和湍流強烈的方向差異性導致旋風分離器的實際分離過程非常復雜[2]。

旋風分離器結構參數(shù)和操作參數(shù)的變化都會對其內(nèi)部流場產(chǎn)生影響，進而影響顆粒的分離性能[3]。旋風分離器入口作為其重要組成部分，國內(nèi)外眾多學者對其進行了研究。王璐等[1]研究了蝸殼式旋風分離器內(nèi)部流場的非穩(wěn)態(tài)特性，發(fā)現(xiàn)蝸殼包角大于270°以后，純氣相流場中的旋進渦核（PVC）現(xiàn)象基本消失。Zhao[4]、Lim[5]和李紅[6]等分別對單入口雙進氣道旋風分離器、雙入口旋風分離器和不同入口高寬比的旋風分離器進行了研究，入口結構的優(yōu)化均提高了旋風分離器的分離效率，但是雙入口和入口高寬比較大的旋風分離器壓降也增大。何宏舟等[7]對入口下傾旋風分離器進行了仿真，結果顯示螺旋下傾入口結構改善了流體的入口壓縮現(xiàn)象，提高了對細小顆粒的分離效率。蘭江[8]提出在旋風分離器入口設置多層管排，研究發(fā)現(xiàn)多層管排入口結構改變了入口區(qū)域的顆粒相及氣體質量流量的分布，增加了氣體與壁面的接觸面積，使壓降升高5%，但是，切向速度高于傳統(tǒng)旋風分離器，改善了旋風分離器的分離性能。Qian 等人[9]對不同入口截面角旋風分離器的分離效率和內(nèi)部流場進行了研究，結果表明入口截面角雖然提高了顆粒分離效率，但卻破壞了旋風分離器內(nèi)部流場的對稱性。杜慧娟等[10]研究了入口側面收縮角度對旋風分離器分離性能的影響，研究結果表明當入口流量一定時，切向速度隨著收縮角度的增大而增大，分離效率先逐漸升高再逐漸下降，但是氣流場的不對稱性隨入口收縮角的增大而增大。

綜上所述，入口結構的優(yōu)化雖然可以提高顆粒的分離效率，但是也可能在一定程度上增加內(nèi)部流場的不對稱性。本文將杜慧娟等[10]設置在旋風分離器入口側面的收縮角設置在入口上側，希望在改善旋風分離器內(nèi)部流場對稱性的同時提高分離效率。

1 數(shù)值計算模型

1.1 旋風分離器模型

本文以Lapple 型旋風分離器為基礎，并在其旋風分離器入口上側設置收縮角。為了將收縮角參數(shù)與柱段直徑D相聯(lián)系，采用入口收縮高度m表征收縮角度的大小，入口收縮高度越大收縮角度越大。改進后的旋風分離器結構參數(shù)及其示意見表1和圖1。坐標原點設置在旋風分離器頂板幾何中心，且向上為正。

表1 旋風分離器結構參數(shù) 單位：mmTab.1 Structural parameters of the cyclone separator

1.2 計算模型

采用ICEM 對旋風分離器進行結構網(wǎng)格劃分，并對邊界網(wǎng)格加密，第1 層網(wǎng)格厚度0.55 mm，得到大約3.5×105個網(wǎng)格節(jié)點。網(wǎng)格劃分質量較好，可以滿足計算要求。

由于旋風分離器內(nèi)部流場是三維強旋流流動，所以在使用Fluent 軟件仿真時采用摒棄了各向同性渦黏性假設的雷諾應力（reynolds stress model，RSM）模型[11-14]。旋風分離器入口采用速度入口（velocity Inlet），速度為16 m/s，氣相流體為常溫空氣，密度為1.225 kg/m3，動力黏度為1.789 4×10-5kg/(m·s)，水力直徑為6.67×10-2m，湍流強度為3.946%。認為出口處流體充分發(fā)展，設置為自由出流（outflow）。壁面設置為無滑移邊界條件，近壁面采用標準壁面函數(shù)處理。壓力速度耦合格式選用SIMPLEC，壓力插補格式選用 PRESTO!，動量離散格式選用QUICK，雷諾應力離散格式選用一階迎風，湍動能和湍流耗散率離散格式選用二階迎風。

2 可靠性驗證

2.1 網(wǎng)格無關性檢驗

為了排除網(wǎng)格數(shù)量對Fluent 軟件仿真結果的影響，將Lapple 旋風分離器模型劃分為1.5×105、2.0×105、2.5×105、3.0×105、3.5×105和4.0×105這6 種不同的網(wǎng)格節(jié)點數(shù)。圖2 對比了6 種不同網(wǎng)格節(jié)點數(shù)在Y=0 截面上Z=-0.2 m 處的切向速度分布。由圖2 可以看出，切向速度仿真結果都呈現(xiàn)出組合渦結構，且隨著網(wǎng)格節(jié)點數(shù)量的增加切向速度逐漸趨于穩(wěn)定，3.5×105和4.0×105這2 種網(wǎng)格節(jié)點數(shù)量下的切向速度基本重合。由于在保證仿真結果準確性的基礎上應盡量減少網(wǎng)格節(jié)點數(shù)量以節(jié)約計算資源，最終確定網(wǎng)格節(jié)點數(shù)量為3.5×105。

圖2 網(wǎng)格節(jié)點數(shù)量對切向速度的影響Fig.2 Effect of the number of grid node on tangential velocity

2.2 模擬結果準確性檢驗

在網(wǎng)格無關性檢驗的基礎上，為了驗證模擬結果的準確性，將Lapple 型旋風分離器的模擬結果與王晨雯[2]的實驗結果進行對比，結果如圖3 所示。由圖3 可以看出，實驗結果與模擬結果變化趨勢相同并且有部分重合點，說明模擬結果準確性較高，模擬結果可信。

圖3 模擬與實驗切向速度對比Fig.3 Comparison of tangential velocity between simulation and experiment

3 結果與討論

3.1 壓降分析

壓降是評價旋風分離器性能的重要指標，降低壓降是眾多國內(nèi)外學者的研究目標之一。旋風分離器內(nèi)導致壓力降低的阻力主要由入口阻力、分離空間內(nèi)氣流摩擦動能阻力和出口阻力三部分組成[15]。圖4 對比了不同入口收縮高度時的壓降。由圖4 可以看出，壓降隨著入口收縮高度的增大而增加。這可能是由于壓降大致與入口速度的平方成正比[16]，在入口設置收縮角后，入口截面逐漸變小，對入口氣流有一定的加速作用，導致壓降增加。

圖4 入口收縮高度對壓降的影響Fig.4 The effect of inlet necking height on pressure drop

3.2 靜壓分析

圖5 和圖6 分別為旋風分離器Y=0 截面和Y=0截面上Z=-0.2 m 處的靜壓分布。由圖5 和圖6 可以看出：靜壓由壁面向中心逐漸減?。蝗肟谑湛s高度對旋風分離器軸線附近靜壓分布影響較小，對近壁面區(qū)域影響較大；隨著入口收縮高度的增大近壁面區(qū)域的靜壓增加明顯，軸線附近靜壓分布的對稱性得到改善，特別是旋風分離器的下部（圖5 中矩形所示區(qū)域）。

圖5 旋風分離器Y=0 截面靜壓分布Fig.5 Contours of static pressure of cyclone separator in Y=0 section

圖6 旋風分離器Z=-0.2 m 處靜壓分布（Y=0 截面）Fig.6 Static pressure distribution of the cyclone separator in Z=-0.2 m (Y=0 section)

圖7 為中心軸線上的靜壓分布。由圖7 可以看出，隨著收縮高度的增大中心軸線上靜壓的波動逐漸減小，并且在排塵口附近的負壓值逐漸變大，這有利于改善由于排塵口附近負壓區(qū)引起的顆粒返混現(xiàn)象[17]，提高顆粒分離效率。

圖7 旋風分離器軸線上靜壓分布Fig.7 Static pressure distribution on axis of the cyclone separator

3.3 切向速度分析

旋進渦核（PVC）是旋轉流場的一種非穩(wěn)態(tài)現(xiàn)象[18]，渦核在流場中做偏心擺動，表現(xiàn)為旋風分離器內(nèi)部強旋渦對稱流場的中心線與旋風分離器幾何中心線的不重合[19]。圖8 為旋風分離器切向速度在Y=0 截面上的分布。由圖8 可以看出，隨著收縮高度的增大流場的PVC 現(xiàn)象逐漸改善。

圖8 旋風分離器Y=0 截面切向速度分布Fig.8 Contours of tangential velocity of the cyclone separator in Y=0 section

旋風分離器的切向速度、軸向速度和徑向速度中，切向速度的數(shù)值較大。圖9為Y=0 截面上Z=-0.2 m 處的切向速度分布。

圖9 旋風分離器Z=-0.2 m 處切向速度分布（Y=0 截面）Fig.9 Distribution of tangential velocity of the cyclone separator in Z=-0.2 m (Y=0 section)

由圖9 可以看出：優(yōu)化前后的旋風分離器流場都呈現(xiàn)出有利于顆粒分離的組合渦結構，切向速度先由壁面向中心逐漸增大，在約0.6De處達到最大值，而后又逐漸減小；切向速度分布呈現(xiàn)相同的趨勢且隨著入口收縮高度的增大而增大。旋風分離器內(nèi)顆粒所受離心力隨著切向速度的增大而增大，分離效率也隨之提高[20]。

3.4 短路流量分析

旋風分離器頂板下的環(huán)形空間內(nèi)存在自內(nèi)壁面流向排氣管外壁的次級流動，這部分氣流會夾帶未分離顆粒沿著排氣管外壁向下流動，最終直接從排氣管流出，稱之為短路流[21]。短路流夾帶的顆粒在旋風分離器分離空間中停留的時間較短，會顯著降低顆粒的分離效率[22]。目前，短路流的計算方法主要有徑向速度積分法和軸向速度積分法2 種，由于徑向速度分布較為復雜并且數(shù)值較小，故本文采用軸向速度積分法計算短路流量。其中，積分截面在軸向位置上的確定是準確計算短路流量的關鍵，而該截面的確定主要依賴研究者的經(jīng)驗，Xue 等人[23]認為積分截面存在于排氣管末端下方0.25D處。

圖10 為不同入口收縮高度時排氣管下方軸向位置的下行質量流量。由圖10 可以看出：下行流量在排氣管末端下方15 mm 范圍內(nèi)快速降低，主要是由于在此區(qū)域的氣流沒有隨下行流沿內(nèi)壁面向下運動，而是直接從排氣管流出，形成了短路流；下行流量在后一段軸向范圍內(nèi)基本保持穩(wěn)定是由于此范圍內(nèi)的短路流現(xiàn)象基本消失；最后下行流量又隨軸向位置的下移逐漸降低是因為部分向下的外旋流轉變成了向上的內(nèi)旋流。所以，確定積分截面在排氣管末端下方15 mm 處。

圖10 入口收縮高度對軸向位置下行流量的影響Fig.10 The effect of inlet necking height on downward mass flow in the axial position

圖11 為不同入口收縮高度時短路流量占入口流量的百分比。從圖11 可以看出，入口收縮角的設置有利于改善短路流現(xiàn)象，這可能是由于氣流在進入帶收縮角的旋風分離器時就具備了向下的初始軸向速度，更容易穿過短路流區(qū)域，可以提高旋風分離器的分離效率。

圖11 入口收縮高度對短路流的影響Fig.11 The effect of inlet necking height on short circuit flow

4 結論

1）旋風分離器內(nèi)增加入口收縮角后入口截面逐漸減小，在相同的入口流量下，入口速度比Lapple型旋風分離器大，因此壓降增加。但是，入口收縮角結構改善了氣相流場的PVC 現(xiàn)象，增大了切向速度，有利于提高顆粒分離效率。旋風分離器入口收縮高度大于0.20D以后氣相流場的PVC 現(xiàn)象改善已不明顯，而壓降仍持續(xù)增大，所以認為旋風分離器的最佳收縮高度為0.20D。

2）入口帶收縮角的旋風分離器與Lapple 型旋風分離器相比，近壁面區(qū)域的靜壓增加明顯，排塵口附近的靜壓增加，靜壓分布的對稱性得到改善，并且中心軸線上的靜壓波動變小，有利于改善顆粒返混現(xiàn)象。

3）入口收縮角沒有改變短路流發(fā)生的區(qū)域，積分截面都在排氣管末端下方15 mm 處，并且入口收縮角結構可以顯著降低短路流量。這對改善旋風分離器的分離效率具有重要意義，入口收縮角對顆粒分離效率的影響還需要進一步的研究。