溢流管结构参数对旋风分离器性能影响的仿真研究

刘 鹤，贾新勇，王 博

（1.甘肃建筑职业技术学院，兰州 730050；2.兰州大学 资源环境学院，兰州 730000）

0 引言

旋风分离器自问世以来，其两大性能指标——分离效率η及压降ΔP备受学者关注。早期该设备的能耗ΔP还未成为制约其性能优化的关键因素；学者通常采取各种措施单方面提高收集效率η。目前实现分离器η提高的措施主要有加设导流叶片（或圆锥形挡板）［1］、抽出部分旋流气体［2-4］、将含尘气流导入特殊环境使得颗粒成核、并聚［4-7］等方式。例如，在排气管进口处安装一个二次分离元件（百叶窗等）后，部分随内旋流上行的小颗粒经过百叶窗附近时遭到反弹碰撞而实现二次边壁分离，旋风分离器的效率提高3%～6%［8］。旋风分离器作为空气净化设备，目前存在的关键问题是分离效率较高者流动阻力较大。针对旋风分离器这一矛盾特点，随着多种压降模型及机理应运而生，有些学者终止单方面开发效率潜能［9］，试图通过保留利于颗粒分离的能耗而使无效能耗大幅度降低，即借助各种途径实现“保效减阻”。本文基于性能试验，通过绘制网格对溢流管“伸出”结构进行分割及在溢流管内安装“减阻导流”叶片，利用CFD对溢流管结构参数改变前后的传统Lapple型旋风分离器性能进行数值模拟，得到能够实现“保效减阻”的气固分离装置。

1 分离器性能的试验研究及数值模拟

1.1 几何模型及网格划分

1.1.1 传统Lapple型旋风分离器

采用筒体直径D=200 mm的传统Lapple型旋风分离器，其几何模型及网格划分见图1（a）（c）；其各部分几何尺寸见表1。

表1 传统Lapple型旋风分离器的几何尺寸 mm

图1 传统Lapple型旋风分离器模型

1.1.2 溢流管分割模型

将溢流管均等分割成不等份额的模型设计如图2所示。从左到右依次将溢流管管壁均等分割成 6，8，12，20，36 份，每隔一份设置成“wall”，如图中溢流管管壁上深灰色区域；相邻设置为“pressure-outlet”，如图中溢流管管壁上浅灰色所示。

图2 溢流管分割的不同模型

1.2 流场计算模型

采用低雷诺应力模型（Low-Re Stress-Omega）模型［10］模拟优化前后 Lapple型旋风分离器内特有的弯曲表面和回旋流三维湍流流场；在单相流计算收敛结果基础上，采用离散化模型（基于拉格朗日法的随机轨道模型）［11］计算气固两相流中颗粒的运动特征。

1.3 测量方法

1.3.1 试验测量方法

试验装置流程见图3。通过在旋风分离器溢流管上端固定通风管道及通风机，通风机正常工作时，实现试验在负压下进行。物料通过螺旋给料机从进气管口以上0.5 m处输入。采用水泥生料作为试验用粉尘颗粒，颗粒密度为3 320 kg/m3。将水泥生料过200 µm筛后，混合均匀，以“田”字取样法进行取样（取10份，每份10 g）；借助LS230型激光粒度分析仪分析得到样品粒径（介于 0.1～100 µm之间），其中粒径为 0.1～5 µm 的颗粒累积体积分数＜21%，如图4所示。通过控制调风机闸门调节风速大小，在进气管下端入口处设有测速孔，利用倾斜式微压计测量入口进气速度，确保分离器入口风速可控制在5～30 m/s范围内（即 5，10，15，20，25，30 m/s）；通过控制给料机的转动频率控制固气比为0.5。设备图出口压强为标准大气压，空气进口密度为1.278 kg/m3，动力黏度为 1.789 4×10-5kg/（m·s）。

图3 试验装置流程

图4 试验用水泥生料粒度测量（水泥生料粒级分布曲线）

分离器两大工作性能计算：通过记录单位时间2 min内的收料量和给料量，计算两者比值可得总分离效率η；在分离器入口、出口处分别设有测压孔，利用标准U型测压计测量两处压强差，即压降ΔP。

1.3.2 数值测量方法

采用计算机流体力学方法实现流场测试，同时取得切向、径向、轴向三维速度值及压力值。为研究溢流管结构改变对分离器流场的影响，在分离器中心截面上取了5个位置，如图1（b）所示，以分离器顶盖为z轴零点，向上为正，并对这五个位 置 上（z=0.05，-0.15，-0.36，-0.46，-0.70 m）的流场变化进行讨论。

1.4 边界条件与参数设置

边界条件的设定主要分为气体相与颗粒相。对于气体相，设定入口为“velocity-inlet”，进口速度控制在5～30 m/s范围内（同上；模型优化时将速度恒定为16 m/s），且流动均匀；并将入口平均动能的1%设定为湍动能，同时假设湍动能能耗守恒，即耗散量和生成量数量相等，从而读出湍动能耗散率。将出口设定为“pressure-outlet”，出口压降定为一个标准大气压，假设壁面满足无滑移条件。对于颗粒相，假设分离器边壁为反弹界面，颗粒与边壁之间的碰撞为完全弹性碰撞。设定排灰口为捕捉边界，即颗粒的运动轨迹到达该处时标记为“trap”；设定排气口为逃逸边界，即当颗粒到达排气口处也终止计算，并将其结果标记为“escape”。

1.5 模型的验证

利用上述已选模型仿真模拟传统Lapple型旋风分离器，将不同粒径的颗粒注入传统Lapple型旋风分离系统，通过比较试验与数值模拟的η值结果，表明两者吻合较好，如图5所示。

图5 试验结果与数值结果对比

以分离器顶盖为z轴零点，向上为正；选取x=0测量截面上 3个z值（z=-0.3，-0.4，-0.65 m）测量线上的切向、轴向速度值，分别与Wang等［12-13］利用激光多普勒测速仪测定的试验值进行比较，如图6（a）（b）所示。由图可知，考虑到旋风分离器内流场湍流特征极其复杂，在预期范围之内模拟值和试验值吻合性较好。

图6 切向与轴向速度的试验结果与模拟结果对比

2 结果与分析

2.1 性能曲线

不同溢流管模型对分离器性能的影响如图7所示。图7（a）中，与空筒相比，新型分离器收集效率均呈现先急剧增加后缓慢减小的趋势；压降则是先急剧减小而后缓慢增加。与图7（a）相对应，图7（b）中新型旋风分离的分级效率曲线几乎均与空筒重合而略比空筒更靠近y轴。结果表明，将溢流管切割份数最小时，f-n-1型分离器性能达到最优，从某种程度上实现“升效降阻”；该型分离器压降减小15.34%，效率却增加0.66%。无疑该分离器设计打破其他探究成果中η及ΔP变化趋势一致的传统认识。

图7 不同溢流管模型对旋风分离器性能的影响

2.2 速度分布

图8所示为测量截面上、中心测量线上切向速度的分布。图8（a）结果表明，将溢流管切割后，切向速度的分布向朝着有利于效率变化的方向发展。f-n系列切向速度均比传统分离器大，溢流管内切向低速区域及数值均发生变化而变得不显著，因该区域切向速度对颗粒分离意义不大，可忽略其影响；且随着溢流管切割份数的增大，切向速度峰值增大量减小。对f-n系列而言，将溢流管进行切割具有一定程度的整流作用，使得切向速度以中心轴线为界，左右对称性显著优于传统模型；流场较稳定意味着颗粒分离向有利方向发展，图8（b）中心测量线上切向速度分布也展示该特点。另一方面，切割份数及“wall”的疏密程度对分离器性能的影响具有协同作用；即切割份数为6（f-n-1型）时，性能最佳；随着切割份数增加，旋风分离器内流场对称性、稳定性均稍有下降。

图8 不同溢流管模型对旋风分离器中心截面上、中心测量线上切向速度分布的影响

2.3 湍流强度分布

湍流强度分布如图9所示。将溢流管分割后湍流强度变化较大的区域为锥体段低湍流区及溢流管内高湍流区，显然，溢流管入口区域高湍流减小而散布在溢流管其他区域，说明入口能耗是压降损失的重要组成部分，正是因为该区域湍流变弱，而其他分离空间无显著变化，导致能耗损失降低。

图9 不同溢流管模型对旋风分离器中心截面上湍流强度分布的影响

3 结论

（1）将传统Lapple型旋风分离器的收集效率η进行试验及数值模拟，二者结果吻合较好；将Hoekstra等［13］利用激光多普勒测速仪测定的切向速度、轴向速度试验值与相同测量点上的数值模拟结果进行比较，二者结果吻合较好。从而证明利用数值模拟对旋风分离器溢流管结构进行优化具有可行性。

（2）通过绘制网格将溢流管均等分割成6，8，12，20，36份，对不同溢流管模型的性能进行数值模拟，结果表明，f-n-1型分离器（溢流管切割份数为6）性能达到最优，从某种程度上达到“升效降阻”的效果；压降减小15.34%，效率反而增加0.66%。

（3）进一步证实，溢流管内流场变化是压降损失随之改变的原因之一；能量损耗主要区域为内旋流强制涡区，尤其是溢流管区域。