α 型旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)的數(shù)值分析

范軍領(lǐng)，王 超，馮勝科，陳光輝

1青島科技大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院 山東青島 266042

2北京航化節(jié)能環(huán)保技術(shù)有限公司 北京 100084

3青島科技大學(xué)化工學(xué)院 山東青島 266042

隨著裝置大型化的要求，含塵氣體處理量日趨增大，對(duì)旋風(fēng)分離器的性能也提出了更高的要求[1]。而旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)顯著，內(nèi)外旋渦的相互擾動(dòng)隨著旋風(fēng)分離器直徑增大更加明顯，許多細(xì)顆粒被夾帶逸出排氣管，分離效率明顯降低。采用多臺(tái)小直徑旋風(fēng)分離器并聯(lián)的多管式旋風(fēng)分離器[2]，也存在進(jìn)氣分布不均勻而導(dǎo)致分離效率不高的問(wèn)題，且設(shè)備結(jié)構(gòu)復(fù)雜、安裝困難、制作成本高。因此，研究旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)仍具有十分重要的理論意義與工程價(jià)值。

金有海等人[3]以蝸殼式旋風(fēng)分離器為基礎(chǔ)旋風(fēng)分離器進(jìn)行了相似放大試驗(yàn)，考察了直徑對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響；邵明望[4]基于粉塵顆粒運(yùn)動(dòng)的基本方程，對(duì)旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)進(jìn)行了理論研究；Jin 等人[5]通過(guò)數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)其他尺寸保持不變，僅筒體直徑增大，長(zhǎng)錐型旋流器的壓降幾乎不變，分離效率提高；袁惠新等人[6]研究認(rèn)為進(jìn)氣速度一定時(shí)，Stairmand 型旋風(fēng)分離器的壓降隨筒體直徑增大而增大；袁怡等人[7]對(duì)不同筒徑的 Stairmand 型旋風(fēng)分離器進(jìn)行試驗(yàn)研究，認(rèn)為進(jìn)口氣速相同時(shí)，筒體直徑增大導(dǎo)致效率降低、壓降升高，處理氣量相同時(shí)，分離效率和壓降都降低。現(xiàn)有研究?jī)H定性考察了直徑對(duì)旋風(fēng)分離器壓降和分離效率的影響，對(duì)造成旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)顯著的內(nèi)在機(jī)理則缺少深入的分析。而旋風(fēng)分離器內(nèi)為三維強(qiáng)湍流流場(chǎng)，隨著直徑的增大，設(shè)備內(nèi)流場(chǎng)分布、局部渦尺度等產(chǎn)生明顯的改變是造成旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)顯著的主要原因。目前對(duì)旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)、局部渦隨其直徑增大的變化規(guī)律及對(duì)不同粒徑顆粒的影響機(jī)制研究尚不充分。

α型旋風(fēng)分離器的主要特征是頂蓋為帶一定傾角的螺旋板，氣體進(jìn)口按頂蓋傾斜角度與直筒體和頂蓋相切[8]。α型旋風(fēng)分離器有效地消除了頂部“上灰環(huán)”，分離效率明顯高于傳統(tǒng)旋風(fēng)分離器，且壓降低、節(jié)能效果明顯，廣泛運(yùn)用于化工、石油、環(huán)保等領(lǐng)域，但在應(yīng)用于大處理量情況下仍存在放大效應(yīng)顯著的問(wèn)題。因此，筆者利用 ANSYS 軟件對(duì)經(jīng)過(guò)幾何相似放大的不同直徑α型旋風(fēng)分離器流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析，考察筒體直徑對(duì)α型旋風(fēng)分離器內(nèi)流場(chǎng)及顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡的影響，以期對(duì)旋風(fēng)分離器放大效應(yīng)得到更深入的認(rèn)識(shí)，為其優(yōu)化設(shè)計(jì)以及工業(yè)應(yīng)用提供參考。

1 物理模型

以α型旋風(fēng)分離器為基礎(chǔ)旋風(fēng)分離器進(jìn)行幾何相似放大，其直徑分別為 80、150、240、320、450 和1 000 mm，其他尺寸按比例放大，不同直徑的旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)如圖 1 所示，主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表 1 所列。對(duì)不同直徑旋風(fēng)分離器進(jìn)行網(wǎng)格劃分，經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性檢驗(yàn)后，網(wǎng)格數(shù)量如表 1 所列。

圖1 旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)示意Fig.1 Structural sketch of cyclone separator

表1 不同直徑的旋風(fēng)分離器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Main structural parameters of cyclone separators with various diameter

2 數(shù)值模擬方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

常用于旋風(fēng)分離器氣相流場(chǎng)模擬的湍流模型有標(biāo)準(zhǔn)κ-ε模型、RNGκ-ε模型、雷諾應(yīng)力模型 (RSM)和大渦模型 (LES)。雷諾應(yīng)力模型 (RSM) 完全拋棄了渦粘性假設(shè)，完全求解雷諾應(yīng)力的微分輸運(yùn)方程，與前 2 種湍流模型相比，對(duì)旋風(fēng)分離器的模擬與試驗(yàn)結(jié)果最為吻合[9]，同時(shí)較大渦模型 (LES) 運(yùn)算量小[10]。旋風(fēng)分離器中多采用隨機(jī)軌道模型 (DPM) 對(duì)顆粒相進(jìn)行模擬[11]，該研究中顆粒相的體積分?jǐn)?shù)小于 10%，可以忽略顆粒之間的相互作用及顆粒對(duì)氣相流場(chǎng)的影響。因此筆者采用雷諾應(yīng)力模型 (RSM) 計(jì)算出α型旋風(fēng)分離器內(nèi)穩(wěn)定的氣相流場(chǎng)，再引入隨機(jī)軌道模型(DPM) 對(duì)固體顆粒進(jìn)行追蹤，獲得顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡，計(jì)算其分離效率。

2.2 邊界條件及參數(shù)設(shè)置

氣相介質(zhì)設(shè)置為常壓空氣，密度為 1.225 kg/m3，黏度為 1.789 4×10-5kg/(m·s)。固體顆粒密度為 1 550 kg/m3。其邊界條件如下：

設(shè)置氣相介質(zhì)進(jìn)口氣速u=20 m/s，入口邊界條件為速度入口 (velocity-inlet)，出口為充分發(fā)展 (out flow)，其余壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理。對(duì)于顆粒相，其速度與氣相速度一致，入口和出口均采用Escape 邊界條件，灰斗壁面采用 Trap 邊界條件，其他壁面均采用 Reflect 邊界條件。

模擬求解中各個(gè)參數(shù)設(shè)置如表 2 所列[12]。

表2 求解參數(shù)設(shè)置表Tab.2 Setting for parameter solution

2.3 模型驗(yàn)證

Zhou 等人[13]采用 RSM 模型對(duì) Stairmand 型旋風(fēng)分離器進(jìn)行了數(shù)值模擬，切向速度與軸向速度模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖 2 所示，模擬值與試驗(yàn)值較為吻合，證明旋風(fēng)分離器內(nèi)強(qiáng)旋流流場(chǎng)采用 RSM 模型進(jìn)行模擬可靠性令人滿意。筆者考查的α型旋風(fēng)分離器與文獻(xiàn)中選用的 Stairmand 型旋風(fēng)分離器設(shè)備主體結(jié)構(gòu)類似，內(nèi)部流場(chǎng)同樣為強(qiáng)旋流流場(chǎng)，因此選用RSM 模型進(jìn)行數(shù)值模擬是可信的。

圖2 模擬結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.2 Comparison between simulation results and test data

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 切向速度分布

切向速度對(duì)旋風(fēng)分離器分離效率的影響最為關(guān)鍵，一般認(rèn)為切向速度越大，離心力越大，顆粒越容易被分離[14]。圖 3 所示為y=0 截面處不同直徑旋風(fēng)分離器的切向速度分布云圖。由圖 3 可以看出，切向速度分布整體呈現(xiàn)出較好的軸對(duì)稱性；但在錐體部分，中心渦核偏離軸線而左右擺動(dòng)，軸對(duì)稱性差，即產(chǎn)生了明顯的“擺尾”現(xiàn)象；當(dāng)筒體直徑超過(guò) 240 mm時(shí)，內(nèi)外旋流交界處逐漸產(chǎn)生了局部渦流，且局部渦的大小隨筒體直徑的增大而增大；筒體直徑為 1 000 mm 時(shí)的局部渦最為明顯 (見圖 3(f))。這些局部渦一方面會(huì)夾帶外旋流內(nèi)顆粒進(jìn)入內(nèi)旋流，另一方面也會(huì)加劇“擺尾”現(xiàn)象，都會(huì)導(dǎo)致分離效率的大幅下降。

圖3 y=0 截面處不同直徑旋風(fēng)分離器的切向速度分布云圖Fig.3 Distribution contours of tangential velocity of cyclone separators with various diameter at section of y =0

圖4(a) 所示為在z=-0.8D截面上的切向速度分布。由圖 4 可以看出，切向速度分布以最大速度點(diǎn)為分界點(diǎn)，內(nèi)旋渦為準(zhǔn)強(qiáng)制渦，外旋渦為準(zhǔn)自由渦，呈現(xiàn)出 Rankine 組合渦[15]特征，有一定的對(duì)稱性。旋風(fēng)分離器筒體直徑由 80 mm 增加到 1 000 mm 時(shí)，最大切向速度由 36.27 m/s 減小到 34.56 m/s；且隨著直徑的增大，最大切向速度的相對(duì)位置r/R的值由 0.18增大到 0.40，表現(xiàn)為內(nèi)部強(qiáng)制渦增大，外部自由渦減小，不利于顆粒的分離。

圖4 在進(jìn)口氣速為 20 m/s 的條件下，不同截面處旋風(fēng)分離器的切向速度分布情況Fig.4 Distribution of tangential velocity of cyclone separator at various sections on inlet velocity being 20 m/s

圖4(b) 所示為在z=2.65D截面 (位于灰斗內(nèi)) 的切向速度分布，可以看出，隨著筒體直徑的增加，切向速度呈增大趨勢(shì)，而灰斗內(nèi)切向速度增大使得氣流旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度增強(qiáng)，容易重新卷起已分離的粉塵顆粒，將其帶入分離空間內(nèi)，造成分離效率的降低。當(dāng)筒體直徑為 1 000 mm 時(shí)，切向速度增大更為明顯，灰斗內(nèi)最大切向速度比直徑 450 mm 旋風(fēng)分離器增大了約1/2。

3.2 軸向速度分布

α型旋風(fēng)分離器內(nèi)存在軸向速度為 0 的面，氣流分為近壁區(qū)的下行流和中心區(qū)的上行流，而下行流是粉塵顆粒分離的主要原因[16]。粉塵顆粒受到離心力后被壁面捕集，隨著下行流向下移動(dòng)最終被帶入到灰斗中。圖 5 所示為在z=-0.8D截面處，不同直徑旋風(fēng)分離器的軸向速度分布情況。隨著旋風(fēng)分離器筒體直徑的增大，排氣管底端截面軸向速度分布由倒 V 形變?yōu)榈?W 形，中心軸線附近軸向速度由 33.72 m/s 減小到 8.10 m/s，中心區(qū)上行流速度的減小使得上行流中夾帶的顆粒受到的離心力減小，不利于顆粒的二次分離。

圖5 在 z=-0.8D 截面，不同直徑旋風(fēng)分離器的軸向速度分布情況Fig.5 Distribution of axial velocity of cyclone separators with various diameter at section of z =-0.8D

3.3 靜壓分布

圖6 所示為不同直徑旋風(fēng)分離器在y=0 截面靜壓分布云圖。總體來(lái)看，靜壓分布呈現(xiàn)較好的軸對(duì)稱性，外旋流的靜壓高，內(nèi)旋流靜壓低；從邊壁到中心軸線，靜壓值逐漸減小，在軸線附近最低，存在負(fù)壓區(qū)；同時(shí)隨著筒體直徑的增大，負(fù)壓區(qū)一直延伸至灰斗內(nèi)，容易使得錐體底部出現(xiàn)“返流”現(xiàn)象，不利于粉塵的分離。

圖6 在 y=0 截面，不同直徑旋風(fēng)分離器靜壓分布云圖Fig.6 Distribution contours of static pressure of cyclone separators with various diameter at section of y=0

3.4 湍動(dòng)能分析

湍動(dòng)能的大小與流場(chǎng)的穩(wěn)定性密切相關(guān)，湍動(dòng)能的增大會(huì)造成流場(chǎng)穩(wěn)定性降低。圖 7 所示為在z=-0.8D截面，不同直徑旋風(fēng)分離器的湍動(dòng)能分布情況。在下行流區(qū)域，筒體直徑的增大，對(duì)湍動(dòng)能的大小影響不明顯，而在排氣管底端上行流區(qū)域，直徑的增大導(dǎo)致湍動(dòng)能明顯升高，最大湍動(dòng)能由 15.92 m2/s2增加到 30.22 m2/s2。排氣管底端湍動(dòng)能的增大則易造成“短路流”[17]，從而降低旋風(fēng)分離器內(nèi)粉塵顆粒的分離精度。

圖7 在 z=-0.8D 截面，不同直徑旋風(fēng)分離器的湍動(dòng)能分布情況Fig.7 Distribution of turbulent kinetic energy of cyclone separator with various diameter at section of z =-0.8D

3.5 顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡及分級(jí)效率

圖8 不同筒體直徑旋風(fēng)分離器內(nèi)，粒徑為 5 μm 的顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡Fig.8 Motion trajectory of particle whose diameter being 5 μm in cyclone separators with various diameter

圖8 所示為不同筒體直徑旋風(fēng)分離器內(nèi)，粒徑為5 μm 顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡。由圖 8 可以看出，隨著筒體直徑的增大，從排氣管逃逸的顆粒數(shù)量大幅度增加，且顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡更加紊亂。圖 9 所示為進(jìn)口氣速為 20 m/s 時(shí)，不同直徑旋風(fēng)分離器的分級(jí)效率曲線。統(tǒng)計(jì)不同直徑的旋風(fēng)分離器對(duì)不同粒徑顆粒的分離效率如表 3 所列。由表 3 可以看出，對(duì)于 10 μm 以下顆粒，大直徑旋風(fēng)分離器的分離效率遠(yuǎn)低于小直徑旋風(fēng)分離器，如粒徑為 1 μm 的顆粒，筒體直徑 1 000 mm 的旋風(fēng)分離器的分離效率僅為 36.27%，遠(yuǎn)低于直徑 80 mm的 51.34%；當(dāng)顆粒粒徑為 10 μm 時(shí)，小直徑旋風(fēng)分離器可以實(shí)現(xiàn)顆粒的全部分離，而直徑 1 000 mm 的旋風(fēng)分離器的分離效率為 73.88%；當(dāng)顆粒粒徑大于 20μm 時(shí)，不同直徑旋風(fēng)分離器都可以實(shí)現(xiàn)顆粒的全部分離，只有直徑 1 000 mm 的旋風(fēng)分離器的分離效率略低，但也達(dá)到 95% 以上。由此可見，隨著筒體直徑的增大，旋風(fēng)分離器對(duì)細(xì)顆粒的分離效率降低更明顯，對(duì)直徑 20 μm 以上顆粒分離效率的影響不顯著。

圖9 進(jìn)口氣速為 20 m/s 時(shí)，不同直徑旋風(fēng)分離器的分級(jí)效率曲線Fig.9 Curves of separating efficiency of cyclone separators with various diameter on inlet gas velocity being 20 m/s

表3 不同直徑時(shí)，不同粒徑顆粒的分離效率Tab.3 Separation efficiency of cyclone separators with various diameter for various-size particles

3.6 試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)采用圖 10 所示的筒體直徑分別為 150 和 450 mm 的α型旋風(fēng)分離器，具體結(jié)構(gòu)尺寸如表 1 所列。氣相介質(zhì)為常溫空氣，顆粒介質(zhì)為煤灰，密度為 1 550 kg/m3，圖 11 所示為原物料粒徑分布情況，平均粒徑為 15.7 μm。在進(jìn)口氣速為 20 m/s 的條件下，試驗(yàn)測(cè)得α型旋風(fēng)分離器的分級(jí)效率對(duì)比曲線如圖 12 所示。由圖 12 可以看出，在同一氣速條件下，筒體直徑為 450 mm 旋風(fēng)分離器的分離效率低于直徑為 150 mm 旋風(fēng)分離器的分離效率；各自分級(jí)效率的模擬值與試驗(yàn)值變化的趨勢(shì)較一致，說(shuō)明模擬所得結(jié)果是準(zhǔn)確的，筒體直徑的增大，使得旋風(fēng)分離器的分離能力減弱，分離效率降低。

圖10 筒體直徑為150 和 450 mm 的 α 型旋風(fēng)分離器Fig.10 α type cyclone separators whose diameter being 150 and 450 mm respectively

圖11 原物料粒徑分布情況Fig.11 Distribution of particle size of raw material

圖12 進(jìn)口氣速為 20 m/s 時(shí)，α 型旋風(fēng)分離器分級(jí)效率對(duì)比曲線Fig.12 Comparison of separation efficiency curves of α type cyclone separators on inlet gas velocity being 20 m/s

4 結(jié)論

(1) 在相同的進(jìn)口氣速條件下，隨著筒體直徑的增大，切向速度呈增大趨勢(shì)，且在錐體內(nèi)局部渦流明顯增多，而軸向速度分布則隨著筒體直徑的增大由倒V 形變?yōu)榈?W 形，中心軸線附近軸向速度降低，上行流速度減小，都是旋風(fēng)分離器存在放大效應(yīng)的重要因素。

(2) 隨著筒體直徑的增大，中心軸線處的負(fù)壓區(qū)一直延伸至灰斗內(nèi)導(dǎo)致的返流現(xiàn)象，排氣管底端湍動(dòng)能的增大造成的“短路流”都使旋風(fēng)分離器流場(chǎng)穩(wěn)定性變差，降低了粉塵的分離效率。

(3) 旋風(fēng)分離器分級(jí)效率的數(shù)值模擬與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果均表明：相同粒徑顆粒的分離效率隨旋風(fēng)分離器直徑增大而降低。旋風(fēng)分離器的放大，對(duì) 10 μm 以下細(xì)顆粒的分離效率降低更明顯，對(duì) 20 μm 以上顆粒分離效率的影響不顯著。模擬與試驗(yàn)曲線趨勢(shì)基本一致，且誤差較小，數(shù)值模擬所得的結(jié)果是準(zhǔn)確的。