軸流式分離器的結構開發(fā)及綜合性能評估

朱德志,韓東,紀妍妍,何緯峰,彭濤

(南京航空航天大學 能源與動力學院,江蘇 南京 210016)

0 引言

旋風分離器由于結構簡單、成本低、維護方便、無運動部件等特點,被廣泛應用于能源、化工等工業(yè)領域,用于分離氣流中的顆?；蛞旱?。旋風分離器根據進口方式可分為切向流型和軸向流型。軸流式分離器因壓降小、安裝方便,被廣泛應用于燃機過濾及除塵等行業(yè)[1-2]。

分離效率和壓降一直是評價分離器性能的重要指標。許多學者通過實驗和計算流體力學(CFD)做了大量研究,發(fā)現結構與分離器性能息息相關。分離效率受導葉[3]、管道[4-5]和入口速度[5]等結構參數的影響,其中導葉是關鍵因素[6]。導葉的旋轉角度對阻力的影響不大[7],但是較大的角度會提高分離效率[8],而過大的旋轉角度會加劇二次夾帶現象,即粒子與壁面碰撞混入中心流場,致使粒子難以分離[9]。同時,葉片內角對分離效率的影響比外角的影響大,而增加導流葉片的數量會增大壓降[10]。此外,分離器筒體越長,分離效率越高。

湍流也在分離器中具有重要作用,分離器中的氣固耦合力遠大于粒子的重力,使顆粒極易發(fā)生二次破碎[11]。MAO等[7]通過正交試驗揭示了內部流場的流動規(guī)律,認為壓力梯度力、薩夫曼升力和馬格努斯力的改變對分離效率的影響并不明顯。CHEN等[12]發(fā)現隨著入口速度的增加,不同粒徑蠟滴的分離效率逐漸提高。在流場中,靜壓沿中心線對稱,徑向壓力分布呈V型,從中間向兩側逐漸增大。此外,壓降會隨著速度的增加而增加,排氣流量會隨排氣出口負壓的增加而增加[13]。

在軸流式分離器內,空氣流中粒子產生的二次夾帶現象導致分離效率過低,一直是亟需解決的難題。但是,現有設計中少有分離裝置能夠解決此問題。因此,本文設計一種帶有漸擴式內通道的新型分離器,將發(fā)生二次夾帶的粒子阻隔至分離器近壁面,借此來提高分離效率。通過實驗和CFD對比,研究有、無內通道對分離效率的影響,同時分析內通道的引入引起的軸流式分離器的流場變化。

1 實驗及數值方法

1.1 幾何模型

物理模型如圖1所示,具體尺寸如表1所示。圖1中新型軸流分離器A是在常規(guī)軸流分離器B的基礎上加入漸擴式內通道,且內通道的厚度可忽略不計。

表1 物理參數

圖1 不同軸流式分離器示意圖

1.2 實驗方案

如圖2所示,分離效率和壓降通過實驗獲得。實驗在常溫常壓下進行,采用石英作為實驗固體顆粒,體積分數為0.01%,密度為2 650 kg/m3。使用粒子輸送機將粒子送入至進料口。分離器前的管道應預留一段長度以便空氣與顆粒更好地混合。進口速度由風機-1和風機-2產生,最大體積流量分別為36.62 m3/h和54.94 m3/h。分離器流量范圍為9.16～23.82 m3/h。同時,進入排氣管和除塵箱的流量通過容積流量計測量并由閥門控制。此外,通過皮托管風速儀測量分離器的壓降。過濾棉可以把5μm以上的微粒從空氣中分離出來,因此安裝過濾棉避免顆粒進入風機,通過稱質量測量分離效率。

圖2 軸流式旋風除塵實驗系統(tǒng)圖

顆粒的體積分數由下式確定:

(1)

式中:Ms為粒子質量,kg;t為分離時間,s;qin為進入流體的風量,kg/s。

1.3 數值方法

1)數學模型

軸流式分離器數值模擬的關鍵在于選擇一個合適的湍流模型來預測復雜的旋轉運動。雷諾應力模型(RSM)在fluent中是最先進的雷諾時均模型,它在應力傳遞過程包含了旋流效應的精確項,能夠捕捉到所有應力傳遞的信息,廣泛應用于旋流的數值模擬中。不可壓縮流動的Reynolds-averaged Navier-Stokes (RANS)方程為:

(2)

(3)

式中:μ為動力黏度,Pa·s;v表示流體速度,m/s;ρ為空氣的密度,kg/m3。

采用離散相模型(DPM)的單項耦合來進行模擬顆粒的運動,顆粒在旋風管內受力較為復雜,受到曳力、壓力梯度力、質量力、馬格努斯升力、薩夫曼升力等力的影響。在流場中,顆粒受曳力的影響較為明顯,其表達式為

(4)

式中:rp表示顆粒半徑,m;vp為顆粒的速度,m/s;CD為曳力系數。

因為分離器內部壓力差明顯,因此必須考慮壓力梯度對顆粒的影響,壓力梯度力的表達式為

Fp=-VP(?p/?x)

(5)

式中VP為顆粒體積,m3。

分離器內存在徑向的速度差會產生薩夫曼升力,其表達式為

(6)

式中dp為顆粒的直徑,m3。

粒子在流體中的行為可用斯特克斯數表征:

St,k=T×vp/dc

(7)

式中:T為弛豫時間;dc為粒子碰撞壁面的當量直徑。

2)網格驗證及求解方法

根據軸流式分離器的物理模型,采用四面體網格。圖3所示為3套網格驗證網格數對分離效率的影響,網格總單元數分別為30萬、80萬和243萬網格。其中,30萬網格與80萬網格的最大誤差可達14.29%,而80萬網格與243萬網格的吻合度較好。因此,為了節(jié)省計算量,采用80萬網格進行數值計算。

圖3 不同網格的徑向速度

邊界條件采用速度入口和壓力出口,空氣與顆粒的速度保持一致,DPM中將出口設置為trap邊界,壁面為reflect邊界。使用SIMPLEC算法進行壓力-速度耦合,對于壓力項,使用PRESTO!的插值方式,動量項的離散格式為一階迎風,湍流耗散率使用QUICK求解。

2 結果與分析

2.1 分離效率與壓降對比

如圖4所示,通過實驗和CFD,計算速度分別為1m/s、5m/s、10m/s時的壓降,仿真與實驗的最大誤差為6.99%,表明RSM可以分析流場分布。隨著速度的增大,流體微團橫向遷移現象加劇,因此壓降隨速度的增大而增大。因內通道間截面的突然變化引起能量耗散,A與B相比具有更大的壓降。通過實驗,計算粒徑為30μm、50μm、120μm和150μm的粒子在v=5m/s時的分離效率。顯然,A的分離效率高于B。這是因為內通道阻擋了產生彈性碰撞的粒子進入中心流場。

圖4 壓降與分離效率對比

表2為速度為5m/s時不同粒子分離效率的仿真與實驗對比。實驗與仿真的最大實驗誤差為7.22%,表明DPM可以用于粒子分離效率的計算。

表2 v=5m/s時不同粒子的分離效率

2.2 氣相流場

1)內通道對壓力的影響

圖5為不同分離器結構的壓力云圖。兩種結構的壓力分布符合U型對稱性。而新型結構在導葉后存在更小的徑向壓差,這將導致壓力梯度力的減少。流體流經逐漸擴張的內通道后,壓力能下降嚴重。其原因是內通道增加了沿程損失和局部損失[14]。分離器壁面與內通道之間的流體截面收縮后突擴,造成較大壓損,使壓力降低。但內通道能阻止朗肯渦中間準壓縮渦的偏轉,這種效應可以防止靠近壁面的顆粒進入中心流場。

圖5 v=10m/s不同分離器的壓力云圖

2)內通道對切向速度的影響

切向速度是衡量分離器分離效果重要參數之一。圖6顯示了不同結構的切向速度云圖。流體流過導葉后出現切向速度,在內通道之前的結構A與結構B的切向速度差別不大,但是A中的切向速度更加均勻,這表明內通道能夠防止外部自由渦向中間的準壓迫渦偏斜,從而避免自由渦中裹挾的顆粒進入到中部流場。A中流體在流過內通道時產生黏性摩擦,同時在流過內通道的局部區(qū)域時,流體質點間發(fā)生劇烈的摩擦和動量交換,這會消耗流體的機械能,所以流過內通道的切向速度較B衰減嚴重。

圖6 不同速度下的切向速度云圖

圖7為切向速度的徑向分布,切向速度分布符合旋流不對稱“雙峰”分布特征,但是A中近壁面的切向速度比B要略高,這更有利于粒子的分離。同時,在內通道的尾部,A的切向速度與B一致,這表明A的能量損耗更大。

圖7 v=10m/s下的切向速度徑向分布圖

2.3 固相流場

圖8為50μm、120μm、150μm的粒子在v=5m/s時的跡線。在B中,粒子粒徑越大,運動越劇烈,這是由于隨著粒子粒徑的增大,St,k數增大,粒子的慣性增大,因此對氣流的跟隨性變差。而加入內通道后的A抑制了粒子的二次夾帶,分離效率明顯提高。但是,內通道的引入會導致粒子運動更加混亂,這是因為粒子碰撞壁面的當量直徑減小,導致St,k數增大。

圖8 v=5m/s時不同粒徑的粒子運動跡線圖

3 結語

本文通過實驗和仿真對引入內通道的新型分離器A進行性能和流場分析,與未引入內通道的常規(guī)分離器B進行對比,具體結論如下。

1)通過實驗和仿真,計算不同結構分離器的分離效率和壓降,實驗與仿真的誤差最大為7.22%,表明實驗與仿真具有良好的一致性。在兩種分離器中,壓降都會隨速度的增大而增加。A的最大分離效率為96.15%,最大壓降為1 765 Pa;B的最大分離效率為90.86%,最大壓降為1 468 Pa,表明內通道可以提高分離效率,但是會增大壓降。這是因為內通道可以抑制粒子的二次夾帶,避免粒子從排氣管逃逸,同時也增大了流體的局部阻力和沿程阻力,致使壓降過大。

2)氣相流場中,結構A與B的壓力分布都符合U型特征,切向速度分布符合雙峰特征。與B相比,A在內通道之前的徑向壓差明顯降低,切向速度變化不大,但是切向速度的動量更加貼近壁面。這是因為A引入內通道后,流體為克服局部阻力而消耗機械能,流體層與層之間的動量向分離器的近壁面遷移。

3)隨著粒子粒徑的增大,B中粒子運動更加劇烈,粒子碰撞壁面后反彈到中心流場,降低分離效率。而內通道的引入可以避免粒子回彈到中心流場,但會使粒子運動更加劇烈。這是因為A中引入內通道后會減小dc,增大了粒子的St,k數,使粒子的慣性增大。

以上結論可以為提高分離器的分離效率提供指導。