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第 48 卷 2020 年第 6 期 分选 编 辑 安 秀 清 49 α 型旋风分离器放大效应的数值分析 范军领1，王 超1，冯胜科2，陈光辉3 1青岛科技大学机电工程学院 山东青岛 266042 2北京航化节能环保技术有限公司 北京 100084 3青岛科技大学化工学院 山东青岛 266042 摘要旋风分离器放大效应显著，是影响其分离效率和压降的重要因素。利用 ANSYS 软件，对经过几 何相似放大的筒体直径分别为 80、150、240、320、450 和 1 000 mm 的 α 型旋风分离器进行数值模拟， 气相采用 RSM 模型，颗粒相采用 DPM 模型。结果表明旋风分离器尺寸按几何相似放大后，在相同 进口气速下，随着旋风分离器筒径的增大，切向速度、静压和湍动能均呈增大趋势；轴向速度分布由 倒 V 形变为倒 W 形，不利于颗粒的分离。颗粒运动数值模拟与分离效率试验结果均表明α 型旋风分 离器经过几何相似放大，筒体直径越大，颗粒运动轨迹更加紊乱，分离效率越低；旋风分离器放大效 应对直径 20 m 以上颗粒分离效率的影响不大，对直径 10 m 以下颗粒的分离效率影响显著。 关键词数值模拟；颗粒运动过程；两相流；旋风分离器；筒体直径 中图分类号TD455 文献标志码A 文章编号1001-3954202006-0049-06 Numerical simulation on enlargement effects of α type cyclone separator FAN Junling1, WANG Chao1, FENG Shengke2, CHEN Guanghui3 1School of Electromechanical Engineering, Qingdao University of Science the enlargement effects of the cyclone separator had little influence on the separation efficiency of particles whose diameter more than 20 m, while had significant influence on that of particles whose diameter less than 10 m. Key Wordsnumerical simulation; particulate motion process; two-phase flow; cyclone separator; cylinder diameter. 基金项目山东省重点研发计划 公益类科技攻关 2019GSF109038 作者简介范军领，女，1973 年生，硕士，副教授，研究方向为多相分离技术与设备。 通信作者陈光辉，男，1979 年生，副教授，研究生导师，研究方向为多相流体的流动与分离。 万方数据 第 48 卷 2020 年第 6 期 分选 编 辑 安 秀 清 50 随 着装置大型化的要求，含尘气体处理量日趋 增大，对旋风分离器的性能也提出了更高的要 求[1]。而旋风分离器放大效应显著，内外旋涡的相互 扰动随着旋风分离器直径增大更加明显，许多细颗粒 被夹带逸出排气管，分离效率明显降低。采用多台小 直径旋风分离器并联的多管式旋风分离器[2]，也存在 进气分布不均匀而导致分离效率不高的问题，且设备 结构复杂、安装困难、制作成本高。因此，研究旋风 分离器放大效应仍具有十分重要的理论意义与工程价 值。 金有海等人[3]以蜗壳式旋风分离器为基础旋风分 离器进行了相似放大试验，考察了直径对旋风分离 器分离效率的影响；邵明望[4]基于粉尘颗粒运动的基 本方程，对旋风分离器放大效应进行了理论研究； Jin 等人[5]通过数值模拟发现其他尺寸保持不变，仅 筒体直径增大，长锥型旋流器的压降几乎不变，分离 效率提高；袁惠新等人[6]研究认为进气速度一定时， Stairmand 型旋风分离器的压降随筒体直径增大而增 大；袁怡等人[7]对不同筒径的 Stairmand 型旋风分离器 进行试验研究，认为进口气速相同时，筒体直径增大 导致效率降低、压降升高，处理气量相同时，分离效 率和压降都降低。现有研究仅定性考察了直径对旋风 分离器压降和分离效率的影响，对造成旋风分离器放 大效应显著的内在机理则缺少深入的分析。而旋风分 离器内为三维强湍流流场，随着直径的增大，设备内 流场分布、局部涡尺度等产生明显的改变是造成旋风 分离器放大效应显著的主要原因。目前对旋风分离器 内部流场、局部涡随其直径增大的变化规律及对不同 粒径颗粒的影响机制研究尚不充分。 α 型旋风分离器的主要特征是顶盖为带一定倾角 的螺旋板，气体进口按顶盖倾斜角度与直筒体和顶 盖相切[8]。α 型旋风分离器有效地消除了顶部“上灰 环”，分离效率明显高于传统旋风分离器，且压降 低、节能效果明显，广泛运用于化工、石油、环保等 领域，但在应用于大处理量情况下仍存在放大效应显 著的问题。因此，笔者利用 ANSYS 软件对经过几何 相似放大的不同直径 α 型旋风分离器流场进行数值模 拟分析，考察筒体直径对 α 型旋风分离器内流场及 颗粒运动轨迹的影响，以期对旋风分离器放大效应得 到更深入的认识，为其优化设计以及工业应用提供参 考。 1 物理模型 以 α 型旋风分离器为基础旋风分离器进行几何相 似放大，其直径分别为 80、150、240、320、450 和 1 000 mm，其他尺寸按比例放大，不同直径的旋风分 离器结构如图 1 所示，主要结构参数如表 1 所列。对 不同直径旋风分离器进行网格划分，经网格无关性检 验后，网格数量如表 1 所列。 2 数值模拟方法 2.1 数学模型 常用于旋风分离器气相流场模拟的湍流模型有标 准 κ - ε 模型、RNG κ - ε 模型、雷诺应力模型 RSM 和大涡模型 LES。雷诺应力模型 RSM 完全抛弃了 涡粘性假设，完全求解雷诺应力的微分输运方程，与 前 2 种湍流模型相比，对旋风分离器的模拟与试验结 果最为吻合[9]，同时较大涡模型 LES 运算量小[10]。 旋风分离器中多采用随机轨道模型 DPM 对颗粒相 进行模拟[11]，该研究中颗粒相的体积分数小于 10， 可以忽略颗粒之间的相互作用及颗粒对气相流场的影 响。因此笔者采用雷诺应力模型 RSM 计算出 α 型 旋风分离器内稳定的气相流场，再引入随机轨道模型 DPM 对固体颗粒进行追踪，获得颗粒运动轨迹，计 算其分离效率。 2.2 边界条件及参数设置 气相介质设置为常压空气，密度为 1.225 kg/m3， 黏度为 1.789 410-5 kg/m s。固体颗粒密度为 1 550 图 1 旋风分离器结构示意 Fig. 1 Structural sketch of cyclone separator 表 1 不同直径的旋风分离器主要结构参数 Tab. 1 Main structural parameters of cyclone separators with various diameter Q/m3h-1 65 215 535 970 1 930 9 500 D/mm 80 150 240 320 450 1 000 u/m s-1 20 a/mm 45 77 120 160 230 510 b/mm 22 38 60 80 115 255 网格数 764 961 853 616 760 676 907 780 1 004 169 1 485 473 d/D 0.5 h1/D 1.5 h2/D 2.0 万方数据 第 48 卷 2020 年第 6 期 分选 编 辑 安 秀 清 51 kg/m3。其边界条件如下 设置气相介质进口气速 u 20 m/s，入口边界条 件为速度入口 velocity-inlet，出口为充分发展 out flow，其余壁面采用标准壁面函数处理。对于颗 粒相，其速度与气相速度一致，入口和出口均采用 Escape 边界条件，灰斗壁面采用 Trap 边界条件，其 他壁面均采用 Reflect 边界条件。 模拟求解中各个参数设置如表 2 所列[12]。 2.3 模型验证 Zhou 等人[13]采用 RSM 模型对 Stairmand 型旋风 分离器进行了数值模拟，切向速度与轴向速度模拟结 果与试验数据对比如图 2 所示，模拟值与试验值较为 吻合，证明旋风分离器内强旋流流场采用 RSM 模型 进行模拟可靠性令人满意。笔者考查的 α 型旋风分 离器与文献中选用的 Stairmand 型旋风分离器设备主 体结构类似，内部流场同样为强旋流流场，因此选用 RSM 模型进行数值模拟是可信的。 3 模拟结果与分析 3.1 切向速度分布 切向速度对旋风分离器分离效率的影响最为关 键，一般认为切向速度越大，离心力越大，颗粒越容 易被分离[14]。图 3 所示为 y 0 截面处不同直径旋风分 离器的切向速度分布云图。由图 3 可以看出，切向速 度分布整体呈现出较好的轴对称性；但在锥体部分， 中心涡核偏离轴线而左右摆动，轴对称性差，即产 生了明显的“摆尾”现象；当筒体直径超过 240 mm 时，内外旋流交界处逐渐产生了局部涡流，且局部涡 的大小随筒体直径的增大而增大；筒体直径为 1 000 mm 时的局部涡最为明显 见图 3f。这些局部涡一 方面会夹带外旋流内颗粒进入内旋流，另一方面也会 加剧“摆尾”现象，都会导致分离效率的大幅下降。 图 4a 所示为在 z -0.8 D 截面上的切向速度分 布。由图 4 可以看出，切向速度分布以最大速度点为 分界点，内旋涡为准强制涡，外旋涡为准自由涡，呈 现出 Rankine 组合涡[15]特征，有一定的对称性。旋风 分离器筒体直径由 80 mm 增加到 1 000 mm 时，最大 切向速度由 36.27 m/s 减小到 34.56 m/s；且随着直 表 2 求解参数设置表 Tab. 2 Setting for parameter solution 求解方式 压力插补格式 压力与速度耦合形式 动量离散项 湍动能 湍流耗散率 稳态 PRESTO SIMPLEC QUICK QUICK QUICK 图 2 模拟结果与试验数据对比 Fig. 2 Comparison between simulation results and test data 图 3 y 0 截面处不同直径旋风分离器的切向速度分布云图 Fig. 3 Distribution contours of tangential velocity of cyclone separators with various diameter at section of y 0 a z -0.8 D 万方数据 第 48 卷 2020 年第 6 期 分选 编 辑 安 秀 清 52 径的增大，最大切向速度的相对位置 r/R 的值由 0.18 增大到 0.40，表现为内部强制涡增大，外部自由涡减 小，不利于颗粒的分离。 图 4b 所示为在 z 2.65 D 截面 位于灰斗内 的 切向速度分布，可以看出，随着筒体直径的增加，切 向速度呈增大趋势，而灰斗内切向速度增大使得气流 旋转强度增强，容易重新卷起已分离的粉尘颗粒，将 其带入分离空间内，造成分离效率的降低。当筒体 直径为 1 000 mm 时，切向速度增大更为明显，灰斗 内最大切向速度比直径 450 mm 旋风分离器增大了约 1/2。 3.2 轴向速度分布 α 型旋风分离器内存在轴向速度为 0 的面，气流 分为近壁区的下行流和中心区的上行流，而下行流是 粉尘颗粒分离的主要原因[16]。粉尘颗粒受到离心力后 被壁面捕集，随着下行流向下移动最终被带入到灰斗 中。图 5 所示为在 z -0.8 D 截面处，不同直径旋风 分离器的轴向速度分布情况。随着旋风分离器筒体直 径的增大，排气管底端截面轴向速度分布由倒 V 形变 为倒 W 形，中心轴线附近轴向速度由 33.72 m/s 减小 到 8.10 m/s，中心区上行流速度的减小使得上行流中 夹带的颗粒受到的离心力减小，不利于颗粒的二次分 离。 3.3 静压分布 图 6 所示为不同直径旋风分离器在 y 0 截面静 压分布云图。总体来看，静压分布呈现较好的轴对称 性，外旋流的静压高，内旋流静压低；从边壁到中心 轴线，静压值逐渐减小，在轴线附近最低，存在负压 区；同时随着筒体直径的增大，负压区一直延伸至灰 斗内，容易使得锥体底部出现“返流”现象，不利于 粉尘的分离。 3.4 湍动能分析 湍动能的大小与流场的稳定性密切相关，湍动能 的增大会造成流场稳定性降低。图 7 所示为在 z - 0.8D 截面，不同直径旋风分离器的湍动能分布情况。 在下行流区域，筒体直径的增大，对湍动能的大小影 响不明显，而在排气管底端上行流区域，直径的增大 导致湍动能明显升高，最大湍动能由 15.92 m2/s2 增 加到 30.22 m2/s2。排气管底端湍动能的增大则易造成 “短路流”[17]，从而降低旋风分离器内粉尘颗粒的分 离精度。 b z 2.65 D 图 4 在进口气速为 20 m/s 的条件下，不同截面处旋风分离器 的切向速度分布情况 Fig. 4 Distribution of tangential velocity of cyclone separator at various sections on inlet velocity being 20 m/s d D 320 mm e D 4500 mm f D 1 000 mm 图 6 在 y 0 截面，不同直径旋风分离器静压分布云图 Fig. 6 Distribution contours of static pressure of cyclone separators with various diameter at section of y0 a D 80 mm b D 150 mm c D 240 mm 图 5 在 z -0.8D 截面，不同直径旋风分离器的轴向速度分布情况 Fig. 5 Distribution of axial velocity of cyclone separators with various diameter at section of z -0.8D 万方数据 第 48 卷 2020 年第 6 期 分选 编 辑 安 秀 清 53 3.5 颗粒运动轨迹及分级效率 图 8 所示为不同筒体直径旋风分离器内，粒径为 5 m 颗粒的运动轨迹。由图 8 可以看出，随着筒体 直径的增大，从排气管逃逸的颗粒数量大幅度增加， 且颗粒运动轨迹更加紊乱。图 9 所示为进口气速为 20 m/s 时，不同直径旋风分离器的分级效率曲线。统计 不同直径的旋风分离器对不同粒径颗粒的分离效率如 表 3 所列。由表 3 可以看出，对于 10 m 以下颗粒， 大直径旋风分离器的分离效率远低于小直径旋风分离 器，如粒径为 1 m 的颗粒，筒体直径 1 000 mm 的旋 风分离器的分离效率仅为 36.27，远低于直径 80 mm 的 51.34；当颗粒粒径为 10 m 时，小直径旋风分离 器可以实现颗粒的全部分离，而直径 1 000 mm 的旋 风分离器的分离效率为 73.88；当颗粒粒径大于 20 m 时，不同直径旋风分离器都可以实现颗粒的全部 分离，只有直径 1 000 mm 的旋风分离器的分离效率略 低，但也达到 95 以上。由此可见，随着筒体直径的 增大，旋风分离器对细颗粒的分离效率降低更明显， 对直径 20 m 以上颗粒分离效率的影响不显著。 3.6 试验验证 试验采用图 10 所示的筒体直径分别为 150 和 450 mm 的 α 型旋风分离器，具体结构尺寸如表 1 所列。 气相介质为常温空气，颗粒介质为煤灰，密度为 1 550 kg/m3，图 11 所示为原物料粒径分布情况，平均粒径 为 15.7 m。在进口气速为 20 m/s 的条件下，试验 测得 α 型旋风分离器的分级效率对比曲线如图 12 所 示。由图 12 可以看出，在同一气速条件下，筒体直 径为 450 mm 旋风分离器的分离效率低于直径为 150 mm 旋风分离器的分离效率；各自分级效率的模拟值 与试验值变化的趋势较一致，说明模拟所得结果是准 确的，筒体直径的增大，使得旋风分离器的分离能力 减弱，分离效率降低。 图 7 在 z -0.8D 截面，不同直径旋风分离器的湍动能分布情况 Fig. 7 Distribution of turbulent kinetic energy of cyclone separator with various diameter at section of z -0.8D d D 80 mm e D 150 mm f D 240 mm 图 8 不同筒体直径旋风分离器内，粒径为 5 m 的颗粒运动轨迹 Fig. 8 Motion trajectory of particle whose diameter being 5 m in cyclone separators with various diameter a D 80 mm b D 150 mm c D 240 mm 图 9 进口气速为 20 m/s 时，不同直径旋风分离器的分级效率曲线 Fig. 9 Curves of separating efficiency of cyclone separators with various diameter on inlet gas velocity being 20 m/s 分离效 率/ 表 3 不同直径时，不同粒径颗粒的分离效率 Tab. 3 Separation efficiency of cyclone separators with various diameter for various-size particles D/mm dp 1 m dp 3 m dp 5 m dp 10 m dp 20 m dp 25 m 80 51.34 87.18 98.20 100.00 100.00 100.00 150 42.05 71.03 89.70 100.00 100.00 100.00 240 36.94 59.79 82.15 98.26 100.00 100.00 320 38.58 58.95 77.52 96.87 100.00 100.00 450 42.19 61.42 70.13 86.93 99.44 100.00 1000 36.27 43.45 48.96 73.88 95.68 98.99 万方数据 第 48 卷 2020 年第 6 期 分选 编 辑 安 秀 清 54 4 结论 1 在相同的进口气速条件下，随着筒体直径的 增大，切向速度呈增大趋势，且在锥体内局部涡流明 显增多，而轴向速度分布则随着筒体直径的增大由倒 V 形变为倒 W 形，中心轴线附近轴向速度降低，上 行流速度减小，都是旋风分离器存在放大效应的重要 因素。 2 随着筒体直径的增大，中心轴线处的负压区 一直延伸至灰斗内导致的返流现象，排气管底端湍动 能的增大造成的“短路流”都使旋风分离器流场稳定 性变差，降低了粉尘的分离效率。 3 旋风分离器分级效率的数值模拟与试验测试 结果均表明相同粒径颗粒的分离效率随旋风分离器 直径增大而降低。旋风分离器的放大，对 10 m 以下 细颗粒的分离效率降低更明显，对 20 m 以上颗粒 分离效率的影响不显著。模拟与试验曲线趋势基本一 致，且误差较小，数值模拟所得的结果是准确的。 参 考 文 献 [1] 陈继辉．大型 CFB 锅炉气固流动若干关键性技术研究 [D]． 重庆重庆大学，200815-115. 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