旋風(fēng)分離器固體出口結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬

米列東

(吉林市特種設(shè)備檢驗中心,吉林 吉林 132012)

旋風(fēng)分離器固體出口結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬

米列東

(吉林市特種設(shè)備檢驗中心,吉林 吉林 132012)

為了研究分離器內(nèi)部流場,解決出口結(jié)構(gòu)優(yōu)化問題,筆者利用FLUENT提供的RSM和DPM模型對固體收集口底部帶有直管段和擴散型管段的旋風(fēng)分離器進行了數(shù)值模擬分析,并對分離器內(nèi)氣相流場進行了數(shù)值計算。其結(jié)果表明,帶漸擴管段的分離器性能要優(yōu)于帶直管段的分離器,固體收集口下壓降略高于帶直管段的分離器,下降的氣流向上的速度大,使部分氣流不能進入灰斗,減少了返混現(xiàn)象。

旋風(fēng)分離器;數(shù)值模擬;分離效率

目前,分離器的研究主要集中于結(jié)構(gòu)方面的優(yōu)化設(shè)計,雖然分離器結(jié)構(gòu)簡單,但其內(nèi)部流場十分復(fù)雜,受其幾何結(jié)構(gòu)影響較大。文獻 [1]通過在入口端加裝二道導(dǎo)流板提高了氣流速度,改變積粉防止自燃爆破的發(fā)生,但并沒有說明是否影響分離器的性能;文獻 [2]發(fā)現(xiàn)擴散型排氣管結(jié)構(gòu)可使液膜難以形成和攀升,固體顆粒并不能形成液膜;文獻 [3]發(fā)現(xiàn)對稱多入口結(jié)構(gòu)有利于對稱流場形成,文獻 [4]發(fā)現(xiàn)折角過度入口形式的分離器的分離效率比平滑入口分離器的分離效率高。迄今為止,對于分離器入口結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計研究很多,但對其出口的研究工作很少。本文采用RSM (Reynolds Stress Model, RSM)和DPM(Discret Phase Model, DPM)模型對比固體出口帶有直管段和漸擴管道的兩種形式分離器的分離效率、壓降及流場特性的影響進行了分析,建立了數(shù)值計算模型,對分離器內(nèi)氣相流場進行了數(shù)值計算,得到了氣相流場模擬結(jié)果。

1 數(shù)值計算模型

歐拉-拉格朗日計算方法是目前應(yīng)用較多的一種計算氣液兩相流動的方法[5],它將氣相看作連續(xù)相,液滴看作是分布于連續(xù)相中的離散顆粒。

1.1 湍流模型的選擇

計算流體動力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)能成功模擬分離器內(nèi)部湍流流場,能準確描述湍流流場的特征[6]。 FLUENT軟件提供的湍流模型中,RSM模型能預(yù)測與實驗數(shù)據(jù)一樣的組合渦,目前國內(nèi)外許多學(xué)者應(yīng)用RSM模型成功地模擬了氣液旋流分離器的內(nèi)部流場情況[7],因此,本文采用RSM模型對旋流器內(nèi)氣相流場進行數(shù)值計算。

1.2 控制方程

本工作利用的基本控制方程有[8]:

1) 連續(xù)性方程有:

(1)

(2)

3) Reynolds應(yīng)力方程有:

(3)

1.3 DPM模型

DPM模型應(yīng)用的最基本假設(shè)是要求第二相的體積分數(shù)少于10%～12%,由于本工作第二相體積分數(shù)取5%,因此可認為顆粒相的存在對連續(xù)相沒有影響,只考慮連續(xù)相對顆粒相的影響即單相耦合。

顆粒的運動方程由文獻[9]給出:

(4)

(5)

式中:gi(ρp-ρ)/ρp為顆粒所受重力;Fi為顆粒在流場中所受的其他作用力。本文只考慮連續(xù)相流體對顆粒的曳力作用,其他作用力相對于曳力小很多,忽略不計。

1.4 邊界條件的設(shè)定

采用歐拉-拉格朗日計算方法時應(yīng)先計算連續(xù)相流場后再引入離散相,因此邊界條件設(shè)定分為氣相邊界條件和兩相邊界條件的設(shè)定,兩者的區(qū)別在于后者主要表現(xiàn)在顆粒相的設(shè)置上。首先設(shè)置氣相邊界條件,分離器入口設(shè)置為速度入口,連續(xù)相介質(zhì)為空氣,入口流量Qin=56 L/s,密度ρ=1.23 kg/m3,動力粘度μ=1.78×10-5Pa·s;出口條件為自由出口,計算中將分離器出口管加長,保證充分發(fā)展條件的成立;其他壁面均設(shè)置為無滑移邊界條件,近壁處用標準壁面函數(shù)處理。當?shù)玫绞諗康臍庀嗔鲌龊?設(shè)置兩相邊界條件,在入口處將顆粒群按初始尺寸分組,使不同直徑的水滴均勻地從入口截面上射入分離器內(nèi),液滴的初始速度為氣體的入口速度;當液滴運動到壁面時只考慮反彈,故壁面設(shè)置為反射;設(shè)置排氣口邊界為逃逸;捕集口邊界設(shè)置為捕捉。

1.5 物理模型及網(wǎng)格劃分

本工作所用物理模型如圖1所示。

圖1 分離器的幾何結(jié)構(gòu)(單位:mm)

本文采用ICEM軟件對分離器進行網(wǎng)格劃分,全局采用六面體網(wǎng)格如圖2所示。結(jié)合分離器的運行情況,本文采用非穩(wěn)態(tài)方法進行模擬,時間步長為平均停留時間很小的一部分[9],停留時間tres=Qin/V。tres≈1.7 s,故時間步長選0.01 s,收斂精度為10-4。

圖2 旋風(fēng)分離器計算網(wǎng)格

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 網(wǎng)格無關(guān)性討論

本文研究模擬的2種分離器均已做過網(wǎng)格無關(guān)性討論,研究方法為對一種形式的分離器分別劃分3種不同的網(wǎng)格數(shù),然后比較3種情況下模擬結(jié)果的最大誤差,若在允許范圍內(nèi),則可確定得到的結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量無關(guān)。以Ⅰ型分離器為例,3種不同網(wǎng)格數(shù)所得結(jié)果如表1所示,可見,最大誤差小于5%,因此網(wǎng)格數(shù)為351 478時結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)無關(guān)。

表1 Ⅰ型分離器網(wǎng)格無關(guān)性研究結(jié)果

2.2 氣相流場模擬結(jié)果分析

2種類型的分離器的靜壓分布云圖如圖3所示。2種分離器下面管段處靜壓值都比較小,說明氣體流進下部管段時能量較小,Ⅰ型分離器中的最大靜壓力略低于Ⅱ型分離器的。經(jīng)計算,Ⅰ型分離器的壓降約為313 Pa,Ⅱ分離器的壓降約為321 Pa,壓力略有升高。

圖3 兩種類型的分離器的靜壓分布云

Fig.3 Static pressure distribution of two types cloud separator

縱截面切線速度分布云圖如圖4所示。

從圖4可以看出,兩種類型的切向流場相似,呈現(xiàn)出由準自由渦和強制渦組成的組合渦,1-1下面的分離段,Ⅰ型分離器的切向速度比Ⅱ型分離器的要大,這樣容易造成返混,說明帶漸擴管的分離器在顆粒收集口處的擾動很小,有利于提高分離效率。主要是由于漸擴管段處界面逐漸變大使得流速損失較多。

圖4 縱截面切線速度分布云圖

分離器內(nèi)軸向速度對液滴的作用要比重力的作用大。兩種分離器內(nèi)軸向速度分布的輪廓曲線圖如圖5所示。對比分析直管段和漸擴管段部分的軸向速度可以看出,Ⅰ型分離器內(nèi)軸向速度分布曲線呈現(xiàn)M型分布,而Ⅱ型分離器軸向速度的分布則是倒V型的分布形式,由于漸擴管的作用使下降的氣流沒有直管內(nèi)的切向速度大,中心處形成的真空度小使氣流反轉(zhuǎn)向上的速度大,而下降的氣流一部分還沒有到灰斗內(nèi)就已經(jīng)開始上升,因返混帶來的分離效率問題會減減少。

圖5 軸向速度分布曲線圖

2.3 顆粒相隨機運動軌跡跟蹤

粒徑為2 μm的顆粒在分離器內(nèi)的隨機運動軌跡如圖6所示。

從圖6可以看出,顆粒射入分離器后可能逃逸,也可能被捕集,顆粒的運動軌跡隨機性較大,且非常復(fù)雜。圖6(a)顯示顆粒進入分離器后在排氣管下方一定的距離發(fā)生了短路流,短路流主要是由于上升與下降的氣流發(fā)生碰撞形成了二次渦改變了氣流方向,而使部分氣流沒有經(jīng)過分離直接經(jīng)排氣口排出。圖6(b)是已被分離下來的顆粒,其在被錐體下行氣流帶到捕集口時,又被捕集口反轉(zhuǎn)向上的上行氣流夾帶反混,形成了排氣口反混。 圖6(c)為經(jīng)過分離空間后被捕捉的顆粒。 隨顆粒直徑增大,顆粒軌跡的隨機性較小,基本均被捕捉。

圖6 2 μm顆粒的軌跡跟蹤

利用DPM模型穩(wěn)態(tài)追蹤方式進行顆粒組的跟蹤,計算分離器分級效率。分離效率均為跟蹤大于1000個顆粒所得,設(shè)置最大跟蹤步數(shù)為50 000步,使粒子有足夠長的時間離開分離器,超出該步數(shù)則停止跟蹤,認為分離器不能分離該粒徑顆粒,碰到捕集口的粒子被捕捉到,碰到排氣口的粒子逃逸。分離器的分級效率η的計算表達式為

(6)

兩種分離器對不同粒徑的液滴分離效率如圖7所示,Ⅱ型分離器在0.5～3.5 um的液滴捕捉能力比Ⅰ型分離器強,主要是因為當氣流反轉(zhuǎn)向上時,漸擴管的倒坡結(jié)構(gòu)使液膜的提升速度下降。

圖7 兩種分離器的分離效率

3 結(jié) 論

1) 分離器下方帶直管段與漸擴管段相比,在管段處直管段的切向速度大,氣體的擾動強度大,容易造成返混現(xiàn)象。

2) 漸擴管段的分離器在該管段處的軸向速度呈現(xiàn)倒V型分布,下降的氣流很快反轉(zhuǎn)向上,使部分氣流不能進入灰斗,減少了返混現(xiàn)象。

3) 帶漸擴管段的分離器的性能要優(yōu)于帶直管段的分離器,是因為漸擴管可以減少因突縮造成的能耗,能遏制液膜的攀升,減少了返混的現(xiàn)象,但其長度和擴散角仍需要進一步定量計算。

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(責(zé)任編輯 侯世春)

Numerical simulation on the optimization of solid outlet structure of cyclone separator

MI Liedong

(Jilin Inspection Center for Special Equipment, Jilin 132012, China)

In order to study the internal flow field of cyclone separator, so as to complete the optimization for outlet structure, the author makes the numerical simulation through RSM and DPM provided by FLUENT on the cyclone separators with straight and divergent pipes at the bottom of solid accumulation inlet, and calculates the internal flow flied. The result shows that the separator with divergent pipe is superior to that with straight pipe, with the lower decreased pressure at the solid accumulation inlet than that in the separator with straight pipe and the higher rising speed of decreased air flow, which prevents part of the air flow from entering into ash hopper, so as to reduce back mixing.

cyclone separator; numerical simulation; separation efficiency

2015-01-26。

米列東(1989—),男,碩士,研究方向為電廠檢驗檢測。

TQ028

A

2095-6843(2015)04-0335-04