缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响.pdf

第 52 卷 第 11 期 2019 年 11 月 天津大学学报自然科学与工程技术版 Journal of Tianjin University Science and Technology Vol. 52 No. 11 Nov. 2019 收稿日期2018-09-29；修回日期2019-03-19. 作者简介王卫兵（1967 ） ，男，教授，wwbshz. 通信作者孙亚权，yaquan0127. 基金项目国家自然科学基金资助项目51264034；石河子大学应用基础研究青年基金资助项目2015ZRKXYQ04. Supported by the National Natural Science Foundation of ChinaNo. 51264034，the Shihezi University Key Research Youth Program of Application FoundationNo. 2015ZRKXYQ04. DOI10.11784/tdxbz201809092 缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响 王卫兵 1，孙亚权1，冯静安1，喻俊志1, 2，张 恒1 1. 石河子大学机械电气工程学院，石河子 832000； 2. 中国科学院自动化研究所复杂系统管理与控制国家重点实验室，北京 100190 摘 要为降低传统旋风分离器工作时排气管内气流高速旋转造成的大量能量损失，将 Lapple 型旋风分离器的排气 管改进为缝隙式排气管，利用数值模拟和实验的方法分析了缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响．采用 RSM 模 型对气相流场的切向速度、静压、流动轨迹、湍流强度以及压降进行数值模拟，采用多相流模型中的 DPM 模型对 分离器的分离效率和颗粒运动轨迹进行仿真分析．仿真分析结果与实验验证结果吻合度较好，有较高的预报精 度．最终结果表明，缝隙式排气管可使传统旋风分离器的压降下降 6.8，分离效率提升 5.5；当排气管上缝隙长 度或宽度增加至一定数值，分离器的分离效率达到最大．随着排气管上缝隙长度或宽度的增加，旋风分离器的分离 效率逐渐趋于稳定，压降持续降低；排气管上的矩形缝隙可使排气管内产生旋进涡核PVC现象，随着缝隙长度的 增加，旋进涡核现象有所减弱，缝隙宽度的变化对旋进涡核现象影响较小；缝隙式排气管可有效抑制普通排气管中 心处回流区的产生，并使普通排气管底部以及外旋流的湍流强度降低，从而减少排气管底部的短路流，提高分离效 率．通过观察不同颗粒粒径的电石渣颗粒的运动轨迹，可知 Lapple 型旋风分离器与新型旋风分离器内部流场呈现出 有利于固体颗粒分离的组合涡结构，排气管结构的改变并未影响分离腔的原始涡流结构． 关键词旋风分离器；缝隙式排气管；压降；分离效率；流动轨迹 中图分类号TD454 文献标志码A 文章编号0493-2137201911-1201-10 Effect of Slot Vortex Finder on the Perance of Cyclone Separator Wang Weibing1，Sun Yaquan1，Feng Jing’an1，Yu Junzhi1, 2，Zhang Heng1 1. Institute of Mechanical and Electrical Engineering，Shihezi University，Shihezi 832000，China； 2. State Key Laboratory of Management and Control for Complex Systems，Institute of Automation， Chinese Academy of Sciences，Beijing 100190，China AbstractTo reduce the energy loss caused by the high speed of airflow in the vortex finder during the operation of the traditional cyclone separator，the vortex finder of the Lapple cyclone separator is improved into a slot vortex finder．Then，we analyzed the effect of the slot vortex finder on the perance of the cyclone separator by both numerical simulation and experiment．In a multiphase flow model，we used the Reynolds stress modelRSM to per a numerical simulation of the tangential velocity，static pressure，flow trajectory，turbulence intensity， and pressure drop in the gas flow field，and a discrete phase modelDPM to simulate and analyze the separation efficiency and particle trajectory of the separator．The simulation and experimental results show good coincidence and higher prediction precision．Results show that the slot vortex finder can reduce the pressure drop of the traditional cyclone separator by 6.8 and the separation efficiency is increased by 5.5．When the length or width of the slot on the exhaust pipe increases to a certain value，the separation efficiency of the separator reaches its peak．With an in- crease in the length or width of the slot on the exhaust pipe，the separation efficiency of the cyclone separator tends to become stable and the pressure drop continues to decrease．A rectangular slot on the exhaust pipe can cause a pre- 1202 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 52 卷 第 11 期 cessing vortex corePVCto occur in the exhaust pipe．With an increase in the length of the slot，the PVC weakens but a change in the slot width has less influence on the PVC．The slot vortex finder can effectively inhibit the genera- tion of a recirculation zone at the center of the general vortex finder and reduce the turbulence intensity at the bottom and outer swirl of the traditional vortex finder，thus reducing the short-circuit flow at the bottom of the vortex finder and improving the separation efficiency．The observed trajectories of carbide slag particles with different particle sizes indicate that the internal flow fields of the Lapple and proposed cyclone separators produce a combined vortex structure that is beneficial to the separation of solid particles，and the change of exhaust pipe structure does not affect the original vortex structure of the separation chamber． Keywordscyclone separator；slot vortex finder；pressure drop；separation efficiency；flow trace 旋风分离器是一种重要的气固分离设备， 由于其 具有制造成本低、 消耗动力小、 分离效率高等特点被 广泛应用于化工、 炼油、 矿山等生产领域[1]． 旋风分 离器的主要功能是除去气体中携带的固体粉尘颗粒， 其内部工作机理是利用气流高速旋转带来的惯性离 心力将气流中的固体颗粒分离出去． 旋风分离器一 般由入口、 排气管、 柱段、 锥段、 排尘口和集灰器等组 成[2]． 排气管是旋风分离器的一个重要组件， 不同排 气管的结构和尺寸将会对旋风分离器的分离效率和 压力损失造成重要影响[3-5]． 许多科研工作者对分离器排气管的尺寸以及结 构进行研究并取得了一定的科研成果． Li 等[6]改变了 通用旋风分离器排气管的结构， 最终得到了最优的分 离效率和压降． Hesham[7]使用流场仿真软件 Fluent 对旋风分离器排气管的半径以及长度进行优化设计， 发现排气管的半径对压降影响较大， 排气管半径和旋 风分离器筒体半径的比值在 0.3～0.7 之间时， 旋风分 离器具有最优特性． Chen 等[8]改进了普通旋风分离 器的排气管， 通过数值模拟分析后发现其分离效率比 普通旋风分离器提高了 4.6～7.9 ， 但压力损失明 显增加． Khairy 等[9]和 Brar 等[10]采用数值仿真方法 分析了具有不同排气管半径的旋风分离器， 发现排气 管半径的减小可以增大分离效率以及减小压降， 同时 加剧流场的紊乱． Zhu 等[11]研究了几种不同排气管长 度下旋风分离器的分离效率， 发现排气管的长度和插 入深度对分离效率影响较大． Gao 等[12]采用 RSM 模 型研究了油气分离用旋风分离器的排气管高度和半 径对其性能的影响， 结果表明排气管半径的减小将会 导致旋风分离器内压力损失和流场切向速度减小. Farzad 等[13]研究了排气管偏置对旋风分离器特性的 影响， 发现排气管轴线相对于分离腔轴线的偏置会增 大旋风分离器能量消耗以及降低效率． Pei 等[14]在传 统 Lapple 型旋风分离器的排气通道内嵌入了十字金 属片， 对其研究后发现十字金属片可以增大切向速 度， 提高分离效率， 十字金属片长度以及宽度的增加 可减小排气管内的内旋流直径， 从而使旋风分离器的 压降减小． 传统旋风分离器工作时， 净化后的气体由排气管 排出时仍具有较高的旋转速度， 此时排气管内气流较 高的旋转速度对分离毫无益处， 并带来大量的能量损 耗． 本研究中， 为降低旋风分离器工作时排气管内气 流旋转造成的大量能量损失， 提高分离效率， 将 Lapple 型旋风分离器的排气管底部封闭， 在其壁面设 置矩形缝隙， 矩形缝隙具有不同的长度和宽度， 运用 Fluent 软件对具有此种缝隙式排气管的旋风分离器 模拟分析． 采用 RSM 模型与 DPM 模型对旋风分离 器内部的气相与颗粒相流场进行仿真， 探求其内部流 场分布特性， 结合实验验证最终揭示缝隙式排气管对 旋风分离器的性能影响． 1 实 验 1.1 旋风分离器尺寸和排气管结构 本文所使用的旋风分离器采用切向进气口形式， 图 1 为旋风分离器的尺寸图和网格图． （a）尺寸图 （b）网格图 图 1 旋风分离器尺寸图及网格图 Fig.1Dimensions and mesh diagram of the cyclone separator 图 2a所示为改进后的排气管结构， 其矩形缝 隙的长度和宽度各设定为 5 种， 包括 0.2De、 0.3De、 0.4De、 0.5De和 0.6De， 此时分别对应的缝隙长度和 宽度为定值， 均为 0.6De． 图 2b所示为 3 个测量位 置． 为便于分析缝隙式排气管对旋风分离器性能的 2019 年 11 月 王卫兵等缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响 1203 影响， 将分离器的排气管设计为可更换且缝隙可调形 式． 旋风分离器的结构参数见表 1． （a）缝隙式排气管结构 （b）测量位置 图 2 旋风分离器排气管结构图及测量位置 Fig.2 Vortex finder structure and measurement position of the cyclone secparator 表 1 旋风分离器的结构参数 Tab.1 Structure parameters of the cyclone separator 参数 符号 数值/mm 柱段直径 D 150 入口高度 a 50 入口宽度 b 50 排气管直径 De 50 排气管插入深度 s 88 柱段高度 h 128 分离腔高度 H 326 排尘口直径 B 30 1.2 实验装置和流程 如图 3 所示， 实验设备是由排尘口处装有灰斗的 旋风分离器、 进气管路、 排气管路和风机等组成的吸 风式负压流动管路， 压力降入口测量点设置在进口 处， 出口测量点设置在排气管出口， 实验在常温下进 行 ．实 验 过 程 中 的 粉 料 选 取 经 研 磨 后 密 度 为 2234kg/m3的电石渣颗粒， 使用激光粒度分析仪测定 经筛分后的电石渣的颗粒粒度分布情况， 分析结果如 表 2 所示， 其中含量是指当前粒径范围内电石渣颗粒 质量占总质量的百分比， 累计是指当前粒径范围内电 石渣含量开始， 将百分比由上而下累加至最后一项所 得结果． 表 2 电石渣颗粒粒径分布 Tab.2 Particle size distribution of the calcium carbide slag 粒径范围/μm 含量/ 累计/ 0～2.5 05.9 100.00 2.5～5.0 06.6 94.1 5.0～7.5 12.4 87.5 7.5～10.0 14.1 75.1 10.0～12.5 14.6 61.0 12.5～15.0 20.7 46.4 ＞15.0 25.7 25.7 在实验过程中， 打开风机， 将空气通入旋风分离 器内， 通过变频调速器调节风机的电机转速来控制旋 风分离器入口速度为 14m/s， 待流速稳定后， 将电石 渣颗粒通过给料装置从旋风分离器给料口均匀加入， 保持电石渣颗粒的入口速度与气流速度一致． 加料 2min 后， 计算灰斗收集的电石渣颗粒质量与进料口 处加入的电石渣颗粒质量的比值求得旋风分离器的 分离效率， 使用 U 型压力计测量入口测量点与出口 测量点之间的压力差． （a）实验装置实物图 （b）实验装置示意 1给料口；2入口；3U 型压差计；4旋风分离器；5灰 斗；6吸风机；7集尘器 图 3 实验装置 Fig.3 Experimental device 2 数值模拟 2.1 湍流模型 采用流场仿真软件 Fluent 对旋风分离器内部流 场进行仿真时， 一般常用的湍流模型有雷诺应力模 型， RNG k-ε 模型和标准 k-ε 模型． 由于雷诺应力模 型摒弃了涡黏模型理论， 严格地考虑到流线弯曲和旋 涡特征， 可以准确地预测旋风分离器内部流场的分布 规律， 这使得旋风分离器的仿真分析结果与实验测量 结果保持较高的一致性， 因此本文采用雷诺应力模型 对此旋风分离器内的复杂流场进行数值模拟计 算． 雷诺应力的输运方程为 kijijijijij uuuDP x φε ∂ ′ ′ − ∂ 1 湍流扩散项 Dij的方程为 1204 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 52 卷 第 11 期 t ij ij kk uu v D kxσ ⎛⎞′ ′ ∂ ∂ −⎜⎟ ⎜⎟ ∂∂ ⎝⎠ 2 式中 vt为运动分子黏滞系数． 剪应力产生相 Pij的方程为 g jj ijijij kk uu Puuuu xx ρ ∂∂⎛⎞ ′ ′′ ′ − ⎜⎟ ∂∂ ⎝⎠ 3 压力应变项φij的方程为 jj ij ji uu P xx φ ⎛⎞′′ ∂∂ ⎜⎟ ⎜⎟ ∂∂ ⎝⎠ 4 黏性耗散项εij的方程为 2 j i ij kk u u xx εμ ′∂ ′∂ ∂∂ 5 式中 ρg为颗粒的密度， kg/m3； ij uu ′ ′ 为雷诺应力张 量， Pa； 为流体黏度， Pas. 2.2 颗粒相 1 颗粒相模型． 固体颗粒相采用多相流模型 中的 DPM 模型研究颗粒在旋风分离器内的运动状 况， 本文选取的电石渣颗粒， 其体积分数小于 10， 可忽略颗粒间的碰撞作用． 仅考虑颗粒的离心力、 曳 力、 重力以及边界层处的速度梯度力， 旋风分离器流 场中粉尘固体颗粒的输运方程为 ppp p r 2 pp psaff r p p r d 1 d d 1 d d 1 d uu v uuu tr vu vvvF tr w wwwg t τ τ τ ⎧ ′−− ⏐ ⏐ ⏐ ⏐ ′−−− ⎨ ⏐ ⏐ ′⏐−− ⏐ ⎩ 6 式中 up、vp、wp分别为固体物料颗粒的切向速度、 径向速度以及轴向速度， m/s； τr为颗粒的弛豫时间， s； g 为重力加速度， m/s2； u 为流体速度， m/s． 2 gp r 18 d f ρ τ μ 7 d 24/ C f Re 8 式中 p d为颗粒粒径， μm； Cd为曳力系数； Re 为雷诺 数； Fsaff为 Saffman 力， N， 其表达式为 1/2 1/2 g saff0p d9.6 d u Fuu y μρ− π 9 式中 y 为流体对应位置， m； du/dy 为流体速度变化 梯度． 2 颗粒粒径分布模拟．Rosin-RammlerR-R 分布函数是描述颗粒粒径分布最常用的函数， 该函数 可将颗粒尺寸范围离散为尺寸组， 本文使用此函数模 拟了电石渣颗粒的粒径分布． R-R 分布函数方程为 1 p e n k d GI − − 10 式中 n 为传播系数； k1为系数； G 为粉尘累计重量百 分数． 2.3 网格划分 如图 1b所示为旋风分离器网格划分后的网格 模型． 网格划分方法应尽量合理运用， 力求对结构模 型使用结构化网格划分[15]．在利用网格生成软件 Gambit2.4.6 划分网格时， 考虑到本文主要研究缝隙 式排气管对整个旋风分离器的影响， 因此排气管区域 网格相对较密， 其他入口等部位网格相对较疏， 最终 将网格数确定为 25104个左右． 对网格质量检查后 发现网格扭曲度均小于 0.85， 达到模型的适用条件． 2.4 边界条件及数值计算方法 本文中旋风分离器入口设置为速度入口velocity inlet． 气相流体采用常温空气， 密度为 1.225kg/m， 黏性为 1.810 －5 kg/ms， 速度为 14m/s， 水力直 径设置为 50mm， 湍流强度为 3.1. 对于气相流场， 由于旋风分离器出口处的法向梯度为 0， 其状态为充 分发展的流动状态， 因此将出口边界条件设定为自由 出流outflow． 对于颗粒相流场， 固体颗粒的初始速 度与气流入口速度相同， 颗粒运动到分离体壁面时只 考虑反弹和沉积， 因此壁面设置为反射reflect． 设 定排气口边界条件为逃逸escape， 即颗粒随气体流 动， 从排气口排出， 其运动轨迹到达排气口处终止计 算， 将其结果标记为 “逃逸” ． 设定排尘口边界条件 为捕集trap， 即当颗粒运动至排尘口处时即终止计 算并被标记为 “捕集” ， 其他壁面均设定为无滑移边 界条件． 在使用 DPM 模型对颗粒相进行模拟时， 电 石渣颗粒密度设定为 2234kg/m3， 其粒径分布满足 R-R 分布， 最小颗粒粒径为 0， 最大颗粒粒径为 15μm． 颗粒形状为球形， 由入口平面射入， 并考虑颗 粒相与连续相之间的相互作用， 采用随机轨道模型以 及单项耦合计算， 其他保持默认．离散格式采用 QUICK 格式， 压力速度耦合格式采用 SIMPLEC， 压 力插补格式选择 PRESTO[15]． 雷诺压力选择 1 阶迎 风， 其余选择 2 阶迎风． 3 结果与讨论 3.1 可靠性验证 为了更加准确地分析排气管开缝式旋风分离器 的内部流场， 提高数值模拟结果的可信度， 应进行网 格无关性和时间独立性检验[16]． 2019 年 11 月 王卫兵等缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响 1205 3.1.1 网格无关性验证 本研究将整个旋风分离器模型划分为 14104、 18104、 25104、 28104和 34104 5 种不同的网 格数， 对比不同网格数目在 z＝0.045m 截面上排气 管内的静压和切向速度分布， 结果如图 4 所示， 其中 r 为分离器 z＝0.045m 截面上， 排气管内径向上各点 与对应中心点之间的距离． 随着网格数目的增加， 静 压逐渐减小， 当网格数大于 25104时， 静压基本维持 恒定． 对于流场的切向速度， 当网格数增加至 25104 时， 流场的切向速度随网格数的增加而趋于稳定． 综 合考虑计算机的计算能力以及数值模拟的准确性， 本 研究中旋风分离器模型的网格数选择 25104． （a）静压 （b）切向速度 图 4 网格数目对流场的影响 Fig.4 Effect of the grid number on flow field 3.1.2 时间独立性验证 以网格数目为 25104的旋风分离器模型为模 拟对象， 按时间步长 0.0050s、 0.0025s、 0.0010s 和 0.0001s 对所选网格进行时间独立性验证． 对比不同 时间步长在 z＝0.105m 截面上的静压和切向速度分 布， 结果如图 5 所示， 其中 R 为分离器 z＝0.105m 截 面上， 分离腔内径向上各点与对应中心点处之间距 离． 由图 5a可知， 当网格数目达到一定程度后， 时 间步长对准强制涡区域的流场压力影响较小， 对准自 由涡区域的压力有一定影响， 随着时间步长的增大， 准自由涡区域的压力有轻微减小． 由图 5b可得随 着时间步长的改变， 流场的切向速度基本维持恒 定． 时间步长对流场计算结果的影响较小， 时间步长 较大会增加仿真计算时间． 综合考虑以上因素， 时间 步长选取 0.0001s． （a）静压 （b）切向速度 图 5 时间步长对流场的影响 Fig.5 Effect of the time step on flow field 3.2 综合性能 旋风分离器的两个重要性能参数为分离效率和 压降， 在进行旋风分离器的设计时， 应尽量提高分离 效率， 减小压降． 图 6 所示为不同结构参数的排气管 对旋风分离器的性能影响， 图 6 中 x 轴中 0 代表 Lapple 型旋风分离器． 对比图 6 中数值模拟结果与实验结果可得， 数值 模拟结果与实验结果吻合度较高， 表明采用 RSM 模 型和 DPM 模型能较好地预测压降以及分离效率． 如 图 6 所示， 排气管上矩形缝隙长度和宽度的变化对旋 风分离器的性能影响相似． 缝隙长度和宽度的增加 均导致旋风分离器的压降减小， 当缝隙长度或宽度为 0.6De时压降达到最小． 矩形缝隙的长度为 0.2De时， 旋风分离器的两个性能参数最优， 其分离效率相对 Lapple 型旋风分离器提高了 5.5 ， 压降减小了 6.8． 矩形缝隙的长度或宽度在 0.3De～0.5De之间 时， 带有缝隙式排气管的旋风分离器分离效率低于 Lapple 型旋风分离器， 并且变化较小． 3.3 气相流场 3.3.1 切向速度 旋风分离器内旋转流场的速度分为切向速度、 轴 1206 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 52 卷 第 11 期 向速度和径向速度， 其中切向速度起着主导作用， 对 尘粒的分离效率有着至关重要的影响[17]． 如图 7 所 示为旋风分离器内部气相流场的切向速度云图和不 同部位的切向速度分布． 由图 7 可以看出， 排气管的 结构形式改变后， 分离器内部同样具有有利于颗粒分 离的组合涡结构． （a）缝隙长度对分离器性能的影响 （b）缝隙宽度对分离器性能的影响 图 6 缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响 Fig.6 Effect of slot vortex finder on the perace of the cyclone separator 图 7 旋风分离器流场切向速度云图 Fig.7 Contours of tangential velocity of the cyclone separator 旋风分离器内部对称流场的中心线与旋风分离 器的几何中心线不在同一直线上， 这种现象称为旋进 涡核PVC现象． 旋进涡核现象加剧了流体内部的湍 动， 使系统阻力增加， 压力损失增大． 图 8a为 z＝ 0.080m 处不同矩形缝隙长度下排气管内流场的切向 速度分布， 排气管内旋转流场的中心线随着排气管上 矩形缝隙长度的减小而逐渐偏离排气管几何结构的 中心线， 旋进涡核现象逐渐增强． 由图 8b中 z＝ 0.080m 处不同矩形缝隙宽度下排气管内流场的切向 速度分布可得， 缝隙宽度的改变对排气管内旋进涡核 现象的影响较小， 不同缝隙宽度造成相似程度的旋进 涡核现象． （a）缝隙长度变化 （b）缝隙宽度变化 图 8z z＝0.080 m 处排气管缝隙长度及宽度不同时的切 向速度分布 Fig.8Tangential velocity distribution at z z＝0.080 m for different slot lengths and widths 图 9 为 z＝0.105m 处不同矩形缝隙长度和宽度 下分离腔内流场的切向速度分布， 矩形缝隙的长度与 宽度对分离腔内流场的影响情况相似， 带有缝隙式排 气管的旋风分离器分离腔内流场的切向速度低于 Lapple 型旋风分离器， 矩形缝隙长度或宽度的改变对 分离腔内流场的切向速度影响较小． 3.3.2 静 压 如图 10 和图 11 所示， 旋风分离器内流场的压强 由壁面至中心处逐渐减小， 缝隙式排气管内的压力随 着缝隙长度和宽度的增加而减小， 缝隙长度与宽度的 增大对整个分离器准自由涡区域的静压影响较大， 对 准强制涡区域的压力影响较小． 此外， Lapple 型旋风 分离器排尘口附近出现明显的负压区． 研究表明， 排 尘口周围的负压区将引起降低分离效率的 “颗粒返 混” 现象[18]． 将图 10 中 Lapple 型旋风分离器和带有缝 隙式排气管的旋风分离器内的静压云图进行对比分 2019 年 11 月 王卫兵等缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响 1207 析， 发现后者排尘口附近的负压区A 区域消失， 有 效降低了排尘口处颗粒返混的几率， 提高了分离效率. （a）缝隙长度变化 （b）缝隙宽度变化 图 9 z z＝0.105 m 处排气管缝隙长度及宽度不同时的切 向速度分布 Fig.9 Tangential velocity distribution at z z＝0.105 m for different slot lengths and widths （a）缝隙长度对静压的影响 （b）缝隙宽度对静压的影响 图 10 旋风分离器 z z＝0.080 m和 y＝0处的静压云图 Fig.10 Contours of static pressure of cyclone separator in z z＝0.080 m and y＝0 section （a）缝隙长度对静压分布的影响 （b）缝隙宽度对静压分布的影响 图 11 旋风分离器 z＝0.105 m处静压分布 Fig.11Static pressure distribution of the cyclone separa- tor in z＝0.105 m section 3.3.3 流动轨迹 如图 12a为 Lapple 型旋风分离器内部流场的 流线图， 图 12b为带有缝隙式排气管的旋风分离器 内部流场的流线图． 由图 12a和b可以看出旋风 分离器内部流场存在明显的内外旋流区， 且两种旋风 分离器的外旋流均为向下的准自由涡， 内旋流均为向 上的准强制涡． 图 12a和b中两种不同旋风分离 器内部流场中的 A 区域出现了 “短路流” 现象， “短 路流” 现象是指从旋风分离器入口进入的含尘气流未 经过分离腔分离便直接进入排气管排出的现象， 多发 生在排气管下口附近， 这种现象对分离产生不利影 响， 降低分离效率[19]， 对比图 12a和b中 A 区域， 可知排气管的改进减少了传统排气管底部附近 “短 路流” 现象的产生， 由此可解释图 6 中排气管缝隙长 度为 0.2De时旋风分离器的分离效率高于 Lapple 型 旋风分离器的原因． 图 12a中 B 区域出现了 “回流” 现象， 当排气 管中气流的轴向速度由排气管壁面至中心处降低并 且速度梯度较大， 甚至中心处出现负值时， 此时将产 生 “回流” 现象， 排气管中心附近产生的 “回流” 现象 必然导致排气管内流动阻力增加， 从而造成相应的能 量损失[20]． 如图 12b所示， 排气管中心处不存在 “回流” 现象， 底部的封闭结构有效抑制了回流区的 产生， 降低了能量损失． 图 12c为图 12b中 C 区 1208 天津大学学报自然科学与工程技术版 第 52 卷 第 11 期 域的局部放大， 由图可知， 排气管的底部虽然封闭，但是并未影响内旋流气流的排出． （a）Lapple 型旋风分离器 （b）带有缝隙式排气管的旋风分离器 （c）图bC 区域的局部放大 图 12 旋风分离器 y＝0处流线图 Fig.12 Streamline of the cyclone separator at y＝0 3.3.4 湍流强度 图 13 所示为具有不同排气管结构的旋风分离器 内流场的湍流强度云图， 将 Lapple 型旋风分离器与 带有缝隙式排气管的旋风分离器对比后发现， 排气管 的改进不仅影响了排气管内的湍流强度分布， 而且影 响了整个分离腔的湍流强度分布． Lapple 型旋风分 离器的最小湍流强度出现在锥段底部图 13a中 C 区域附近， 最大湍流强度出现在排气管底部附近图 13a中 A 区域． 对于带有缝隙式排气管的旋风分 离器， 其最小湍流强度出现在排气管封闭部位的底部 图 13a中 E 区域， 最大湍流强度出现在缝隙附近 图 13a中 D 区域， 并且相对于 Lapple 型旋风分 离器排气管底部附近的湍流强度有所降低． 图 13 中 旋风分离器 z＝0.080m 处的湍流强度即为排气管底 部附近的湍流强度， 此部位的湍流强度过大易造成 “短路流” 现象[21]， 缝隙式排气管有效地降低了传统 排气管底部附近的湍流强度， 改善了排气管底部的 “短路流” 现象， 由此解释了图 13b中 A 区域相对 于图 13a中 A 区域“短路流” 现象减少的原因． Pei 等[14]发现排气管内的湍流强度和锥段内旋流 的湍流强度对旋风分离器影响较小， 外旋流湍流强度 的减小可提高分离效率． 将图 13 中 Lapple 型旋风分 离器和带有缝隙式排气管且矩形缝隙长度为 0.2De 的旋风分离器对比分析， 可得出 Lapple 型旋风分离 器外旋流图 13a中 B 区域的湍流强度明显大于 排气管改进后旋风分离器相同部位的湍流强度， 由此 可得排气管的改进降低了旋风分离器外旋流流场的 湍流强度， 提高了分离效率． 对比具有不同结构参数 缝隙式排气管的旋风分离器的湍流强度分布可知， 排 气管矩形缝隙附近湍流强度较大， 随着排气管上矩形 缝隙长度和宽度的增加， 外旋流流场的湍流强度有轻 微减小， 对分离效率影响较小． （a）缝隙长度对湍流强度影响 （b）缝隙宽度对湍流强度影响 图 13旋风分离器在 z z＝0.080 m和 y＝0处的湍流强度云 图 Fig.13Contours of turbulence intensity of cyclone sepa- rator in z z＝0.080 m and y＝0 section 3.3.5 颗粒运动轨迹 图 14 所示为不同颗粒粒径电石渣固体颗粒在两 种分离器中的运动轨迹． 由图 14 可知， 传统 Lapple 型旋风分离器与新型旋风分离器内部流场均为有利 于固体颗粒分离的组合涡结构， 少量细小颗粒由排气 口排出， 大部分较粗颗粒由排尘口排出． 当排气管上 缝隙长度或宽度为 0.2De时， 带有缝隙式排气管的旋 风分离器排气口排出的细微固体颗粒明显少于 2019 年 11 月 王卫兵等缝隙式排气管对旋风分离器的性能影响 1209 Lapple 型旋风分离器排气管排出的固体颗粒， 由此可 得出改进后的分离器分离效率提高． 观察图 14 中具 有不同结构参数排气管的旋风分离器可知， 当缝隙的 长度或宽度由 0.3De逐渐增加时， 由于矩形缝隙的面 积逐渐增大， 此时缝隙处气流将逐渐受到入口处气流 的影响， “短路流” 现象的产生也将增加， 严重降低 分离效率． 当缝隙长度或宽度大于 0.3De时， 短路流 现