凌光磊，劉云峰，黃 濤，楊柳松，高延民，任林海

1洛陽礦山機械工程設(shè)計研究院有限責(zé)任公司 河南洛陽 471039

2智能礦山重型裝備全國重點實驗室 河南洛陽 471039

3洛陽欒川鉬業(yè)集團(tuán)股份有限公司 河南欒川 471500

旋風(fēng)分離器是一種將氣體和物料分離的裝置，它利用高速旋轉(zhuǎn)的氣流，使得物料產(chǎn)生離心力，進(jìn)而物料被分離器收集[1-2]。旋風(fēng)分離器因其結(jié)構(gòu)簡單、性能穩(wěn)定、適用各種惡劣環(huán)境，成為礦業(yè)生產(chǎn)當(dāng)中的重要設(shè)備之一[3-4]。

旋風(fēng)分離器在工業(yè)生產(chǎn)作業(yè)中，出現(xiàn)了物料返混、頂部積灰等問題，影響其工作效率。這些問題可以通過優(yōu)化旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行解決，例如蝸殼半徑、內(nèi)錐筒參數(shù)等。目前國內(nèi)外學(xué)者對旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)優(yōu)化做了許多努力。K.Elsayed[5]對不同截面入口的旋風(fēng)分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬，得出結(jié)論：入口寬度越大，壓差越小，但分離效率下降。周發(fā)戚等人[6]為了研究旋風(fēng)分離器頂部上灰環(huán)現(xiàn)象，采用二次風(fēng)入口結(jié)構(gòu)，分離器頂部磨損大大降低，分離效率增加 2%，能耗減少 16.8%。金有海等人[7]對旋風(fēng)分離器進(jìn)行了結(jié)構(gòu)參數(shù)增大，研究旋風(fēng)分離器的直徑對分離性能的影響。袁怡等人[8]采用 Stairmand 型旋風(fēng)分離器進(jìn)行試驗分析，探究筒徑對旋風(fēng)分離器性能的影響，認(rèn)為入口氣速不變，筒體直徑加大，會導(dǎo)致壓差升高、分離效率降低。楊柳松等人[9]采用不同內(nèi)錐長度的旋風(fēng)分離器進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)內(nèi)錐筒長度不影響旋風(fēng)分離器的分離效率。范軍領(lǐng)等人[10]進(jìn)行了α型旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)的數(shù)值分析。蝸殼半徑不僅影響分離器的分離效率，對系統(tǒng)的能耗也有重要作用。目前，業(yè)內(nèi)開展旋風(fēng)分離器蝸殼半徑對其性能的影響研究尚不充分。因此，開展旋風(fēng)分離器蝸殼半徑變化對其性能的影響研究具有重要意義。

1 研究模型及計算條件說明

1.1 旋風(fēng)分離器三維模型

為了探究旋風(fēng)分離器蝸殼半徑對其分離性能的影響規(guī)律，本文以生料粉磨系統(tǒng)配用的 2-6800 型旋風(fēng)筒為研究對象，開展相關(guān)的研究計算。旋風(fēng)分離器總體結(jié)構(gòu)相對簡單，主要由入口、內(nèi)錐筒、筒體段及錐體段等部分組成，如圖 1 所示。

圖1 旋風(fēng)分離器幾何結(jié)構(gòu)及尺寸Fig.1 Geometry and dimension of cyclone separator

1.2 計算湍流模型選擇

旋風(fēng)分離器內(nèi)部空氣、物料顆粒之間的相互作用十分復(fù)雜，通過理論計算對其進(jìn)行研究十分困難。通過數(shù)值模擬分析軟件對旋風(fēng)分離器的性能進(jìn)行研究是一種行之有效的方法，也取得了一系列的研究成果。旋風(fēng)分離器內(nèi)流體高速旋轉(zhuǎn)流動，研究計算時選用了在分離流方面有著不錯表現(xiàn)的 RNG 模型，粒子入射采用隨機軌道的 DPM 模型。此湍流模型考慮了平均流動中的旋流情況，并且其模型以各向同性渦粘性的Boussinesq 為假設(shè)基礎(chǔ)，主要針對充分發(fā)展的湍流模型，該模型中的k和ε如式 (1)、(2) 所示：

式中：η1=4.28；β=0.015；σk=σε=0.7179；C2'=1.68。

1.3 研究邊界條件及參數(shù)設(shè)定

旋風(fēng)分離器邊界條件需要結(jié)合實際工況進(jìn)行設(shè)定，以保證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。旋風(fēng)分離器中流體設(shè)置為空氣，密度為 1.225 kg/m3；處理風(fēng)量 (工況) 為 360 000 m3/h；入射氣流含塵質(zhì)量濃度為 500 g/m3；物料顆粒的相關(guān)計算參數(shù)如表 1 所列。

表1 物料顆粒的計算參數(shù)Tab.1 Calculation parameters of material particle

計算邊界的相關(guān)參數(shù)設(shè)置如下：入口氣體的速度設(shè)為vin=19.53 m/s，其邊界條件是速度入口，離散相邊界采用 DPM 入射；出口設(shè)置為流出出口 (Outflow)，離散相采用逃跑邊界 (Escape) 邊界；壁面采用標(biāo)準(zhǔn)的反彈函數(shù)進(jìn)行處理。

2 研究方案及結(jié)果分析

2.1 研究方案說明

以數(shù)值模型方法為手段，研究旋風(fēng)分離器的蝸殼半徑變化對其壓力場、速度場、壓差、分離效率的影響。本文制定了 4 種蝸殼半徑結(jié)構(gòu)方案如圖 2 所示。分別是結(jié)構(gòu) A、結(jié)構(gòu)B、結(jié)構(gòu) C、結(jié)構(gòu) D，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表 2 所列。結(jié)構(gòu) A 蝸殼半徑數(shù)為 0，也可稱之為直切式旋風(fēng)分離器。

表2 4 種蝸殼結(jié)構(gòu)的具體參數(shù)Tab.2 Specific parameters of four kinds of volute

圖2 4 種蝸殼結(jié)構(gòu)方案Fig.2 Structural scheme of four kinds of volute

2.2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

旋風(fēng)分離器網(wǎng)格劃分采用的尺寸不同，得到的網(wǎng)格數(shù)量差別很大，對最終的計算結(jié)果和計算量有非常大的影響。在開展相關(guān)研究計算之前，有必要對旋風(fēng)分離器的網(wǎng)格數(shù)量和計算結(jié)果之間的關(guān)系作出驗證性計算，保證以最合理的網(wǎng)格數(shù)量得到滿足要求精度的計算結(jié)果。通過控制結(jié)構(gòu) C 旋風(fēng)分離器網(wǎng)格數(shù)目，將入口與出口之間的壓差作為參考值，進(jìn)行計算驗證，結(jié)果如圖 3 所示。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)量下，進(jìn)出口壓差的變化 Fig.3 Variation of pressure difference between inlet and outlet at various quantity of grid

由圖 3 可知，隨著網(wǎng)格數(shù)的增加，出入口之間的壓差變化幅值比較大；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增大到 230 萬個以上時，出入口之間的壓差趨于定值。

2.3 研究結(jié)果分析

對上述 4 種研究方案進(jìn)行計算研究，將得到的計算結(jié)果在各個方面進(jìn)行對比分析，分析過程及結(jié)果如下。

2.3.1 壓力場分析

圖4 所示為不同蝸殼半徑的旋風(fēng)分離器在中心軸截面 (x=0) 處的靜壓分布云圖。由圖 4 可知，靜壓呈軸對稱分布，壁面處靜壓高，軸心處靜壓低；旋風(fēng)分離器蝸殼半徑越大，近壁面的靜壓越大；4 種結(jié)構(gòu)的近壁面靜壓依次為pA=1.55 kPa，pB=1.63 kPa，pC=1.75 kPa，pD=2.35 kPa。壁面靜壓越大，顆粒在壁面處受到壓力越大，顆粒更容易沿壁面向下運動，從而被錐體底部收集。在軸心附近存在負(fù)壓區(qū)，負(fù)壓由內(nèi)錐筒一直延伸到錐體底部，負(fù)壓的存在正是旋風(fēng)分離器內(nèi)錐筒物料顆粒短路的原因。

圖4 不同蝸殼半徑下，旋風(fēng)分離器靜壓分布云圖Fig.4 Static pressure contours of cyclone separator at various radius of volute

2.3.2 速度場分析

圖5 所示為不同蝸殼半徑的旋風(fēng)分離器在z=1.2 m 截面速度分布云圖。由圖 5 可知，旋風(fēng)分離器蝸殼半徑越大，其在z=1.2 m 截面上最大速度越大，4 種結(jié)構(gòu)的速度依次為vA=37.7 m/s，vB=38.8 m/s，vC=40.2 m/s，vD=43.88 m/s；隨著蝸殼半徑的增大，旋風(fēng)分離器的最大風(fēng)速區(qū)逆時針偏移，且內(nèi)錐筒壁面處的速度增大。蝸殼結(jié)構(gòu)處的速度增大，使得顆粒在此處獲得的速度增大，有利于提高分離效率；內(nèi)錐筒壁面處的速度增大，減少了顆粒的二次返塵。

圖5 在 z=1.2 m 截面，不同蝸殼半徑下，旋風(fēng)分離器速度分布云圖Fig.5 Velocity contours of cyclone separator at various radius of volute on section of z =1.2 m

2.3.3 切向速度分析

切向速度是研究旋風(fēng)分離器分離性能的重要指標(biāo)。圖 6 所示為不同蝸殼半徑的旋風(fēng)分離器在中心軸截面 (x=0) 處的切向速度分布云圖?？梢钥闯?，切向速度呈 Rankine 組合渦特征，最大切向速度在軸線附近，錐體底部速度為負(fù)值；隨著蝸殼半徑的增大，氣流的切向速度增大。錐體底部的速度為負(fù)值，是由于此處靜壓為負(fù)值，它是粉塵返混的重要原因之一。為了更明確蝸殼半徑變化對筒體空間內(nèi)切向速度的影響，分別選取z=4 m、z=5 m、z=6 m、z=6.5 m 截面處的切向速度，進(jìn)行對比分析。

圖6 不同蝸殼半徑下，旋風(fēng)分離器切向速度分布云圖Fig.6 Tangential velocity contours of cyclone separator at various radius of volute

圖7 所示為不同蝸殼半徑的旋風(fēng)分離器在不同高度處切向速度。由圖 7 可得，旋風(fēng)分離器筒體空間內(nèi)切向速度呈軸對稱分布，壁面處切向速度為零，軸心處速度較小；隨著蝸殼半徑的增大，最大切向速度增大，這是由于在蝸殼結(jié)構(gòu)內(nèi)切向加速度不變，蝸殼半徑增加，加速距離增大，導(dǎo)致切向速度增大；當(dāng)蝸殼半徑為 4 420 mm，切向速度有較大幅度的增長；筒體切向速度增大，使得環(huán)形空間內(nèi)的顆粒的離心力增大，顆粒移動到壁面，顆粒從而沿著壁面向下運動，因此提高分離效率。軸心處切向速度較小，顆粒易被上行流攜帶向上運動，從內(nèi)錐筒排出，從而造成短路。

圖7 不同蝸殼半徑下，旋風(fēng)分離器在不同高度時的切向速度Fig.7 Tangential velocity at various height of cyclone separators and various radius of volute

2.3.4 軸向速度分析

旋風(fēng)分離器的氣流可以分為近壁面的下行流和中心區(qū)的上行流，下行流是顆粒被收集的主要原因。圖 8 所示為不同蝸殼半徑的旋風(fēng)分離器在不同高度處的軸向速度。由圖 8 可知，軸向速度呈 M 形分布，隨著蝸殼半徑的增大，最大軸向速度增大；隨著截面高度的增大，軸向速度增大。z=6 m 截面鄰近內(nèi)錐筒進(jìn)口，因而選擇此截面進(jìn)行分析。由圖 8(b) 可知，隨著蝸殼半徑的增大，軸心處的軸向速度減小 (結(jié)構(gòu) D，在 4 420 mm 此處發(fā)生了特異情況)，減少短路的可能，提高了旋風(fēng)分離器的分離效率。

圖8 不同蝸殼半徑下，旋風(fēng)分離器在不同高度時的軸向速度Fig.8 Axial velocity of cyclone separator at various height of cyclone separator and various radius of volute

2.3.5 分離效率與壓差

旋風(fēng)分離器中有三部分顆粒：進(jìn)入顆粒 (mf)、捕集顆粒 (mc) 和排放顆粒 (me)，三者之間的關(guān)系為

分級效率是指收集的某一粒徑范圍內(nèi)物料顆粒占總物料的比值，其公式為

式中：Xf、Xc、Xe為進(jìn)入、收集和逃逸顆粒某一粒徑下的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

圖9 所示為不同蝸殼半徑的旋風(fēng)分離器的顆粒分級效率。由圖 9 可知，隨著旋風(fēng)分離器蝸殼半徑的增大，分離效率增大，對于粒徑大于 25 μm 顆粒，分離效率為 100%。旋風(fēng)分離器分級效率從小到大依次為結(jié)構(gòu) A、結(jié)構(gòu) B、結(jié)構(gòu) C、結(jié)構(gòu) D；粒徑為 5 μm 顆粒時，分級效率依次為結(jié)構(gòu) A 為 36.3%，結(jié)構(gòu) B 為 58%，結(jié)構(gòu) C 為 63.8%，結(jié)構(gòu) D 為 84.2%；粒徑為 15 μm 顆粒時，分級效率依次為結(jié)構(gòu) A 為 70.3%，結(jié)構(gòu) B 為 81.1%，結(jié)構(gòu) C 為 89.9%，結(jié)構(gòu) D為 100%。由此可見，蝸殼半徑的增加對分離效率有明顯的提高，特別是對于粒徑較小的顆粒。

圖9 不同蝸殼半徑下，旋風(fēng)分離器的分級效率Fig.9 Separation efficiency of cyclone separator at various radius of volute

圖10 所示為旋風(fēng)分離器不同蝸殼半徑對進(jìn)出口壓差影響。由圖 10 可知，旋風(fēng)分離器蝸殼半徑增加，進(jìn)出口的壓差增加；當(dāng)蝸殼半徑為 4 420 mm 時，壓差顯著增加。其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，旋風(fēng)分離器蝸殼半徑增加，旋風(fēng)分離器內(nèi)氣體體積增大，氣流與壁面接觸面積增大，此時壓差增高，系統(tǒng)阻力增大，系統(tǒng)能耗升高。

圖10 不同蝸殼半徑下進(jìn)出口壓差Fig.10 Pressure difference between inlet and outlet at various radius of volute

由上述分析可知，旋風(fēng)分離器的蝸殼半徑越大，分離效率越高，但同時壓差增大，導(dǎo)致系統(tǒng)能耗也增大。在實際生產(chǎn)中，對于粒徑大于 25 μm 顆粒，選擇直切式旋風(fēng)分離器，分離效率高，制造成本低，能耗低；對于粒徑小于 25 μm 顆粒，選擇蝸殼式旋風(fēng)分離器，鑒于系統(tǒng)能耗，應(yīng)選擇合適的蝸殼半徑。

3 結(jié)論

本文采用 RNGk-ε模型以及 DPM 模型，對 4 種結(jié)構(gòu)的旋風(fēng)分離器內(nèi)流場進(jìn)行數(shù)值模擬，并以分離效率與壓差為評價指標(biāo)，探究旋風(fēng)分離器蝸殼半徑對物料分離性能的影響，得到以下結(jié)論。

(1) 蝸殼半徑對旋風(fēng)分離器速度場和靜壓有一定的影響。其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，旋風(fēng)分離器蝸殼半徑增大，筒體內(nèi)流場速度增大，壁面處靜壓增大，因而顆粒受到離心力增大，減少了顆粒短路，進(jìn)而提高物料分離效率。

(2) 旋風(fēng)分離器蝸殼半徑越大，物料分離性能越好。粒徑為 5 μm 顆粒時，旋風(fēng)分離器的分級效率依次為結(jié)構(gòu) A 為 36.3%，結(jié)構(gòu) B 為 58%，結(jié)構(gòu) C 為 63.8%，結(jié)構(gòu) D 為 84.2%；粒徑為 15 μm 顆粒時，旋風(fēng)分離器的分級效率依次為結(jié)構(gòu) A 為 70.3%，結(jié)構(gòu) B 為 81.1%，結(jié)構(gòu) C 為 89.9%，結(jié)構(gòu) D 為 100%。

(3) 旋風(fēng)分離器蝸殼半徑越大，進(jìn)出口壓差越大。其他結(jié)構(gòu)參數(shù)不變，旋風(fēng)分離器蝸殼半徑增加，旋風(fēng)分離器內(nèi)氣體體積增大，氣流與壁面接觸面積增大，此時壓差增高，系統(tǒng)阻力增大，系統(tǒng)能耗升高。