α 型旋風分離器放大效應的數值分析

范軍領，王 超，馮勝科，陳光輝

1青島科技大學機電工程學院 山東青島 266042

2北京航化節能環保技術有限公司 北京 100084

3青島科技大學化工學院 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，對旋風分離器的性能也提出了更高的要求[1]。而旋風分離器放大效應顯著，內外旋渦的相互擾動隨著旋風分離器直徑增大更加明顯，許多細顆粒被夾帶逸出排氣管，分離效率明顯降低。采用多臺小直徑旋風分離器并聯的多管式旋風分離器[2]，也存在進氣分布不均勻而導致分離效率不高的問題，且設備結構復雜、安裝困難、制作成本高。因此，研究旋風分離器放大效應仍具有十分重要的理論意義與工程價值。

金有海等人[3]以蝸殼式旋風分離器為基礎旋風分離器進行了相似放大試驗，考察了直徑對旋風分離器分離效率的影響；邵明望[4]基于粉塵顆粒運動的基本方程，對旋風分離器放大效應進行了理論研究；Jin 等人[5]通過數值模擬發現其他尺寸保持不變，僅筒體直徑增大，長錐型旋流器的壓降幾乎不變，分離效率提高；袁惠新等人[6]研究認為進氣速度一定時，Stairmand 型旋風分離器的壓降隨筒體直徑增大而增大；袁怡等人[7]對不同筒徑的 Stairmand 型旋風分離器進行試驗研究，認為進口氣速相同時，筒體直徑增大導致效率降低、壓降升高，處理氣量相同時，分離效率和壓降都降低。現有研究僅定性考察了直徑對旋風分離器壓降和分離效率的影響，對造成旋風分離器放大效應顯著的內在機理則缺少深入的分析。而旋風分離器內為三維強湍流流場，隨著直徑的增大，設備內流場分布、局部渦尺度等產生明顯的改變是造成旋風分離器放大效應顯著的主要原因。目前對旋風分離器內部流場、局部渦隨其直徑增大的變化規律及對不同粒徑顆粒的影響機制研究尚不充分。

α型旋風分離器的主要特征是頂蓋為帶一定傾角的螺旋板，氣體進口按頂蓋傾斜角度與直筒體和頂蓋相切[8]。α型旋風分離器有效地消除了頂部“上灰環”，分離效率明顯高于傳統旋風分離器，且壓降低、節能效果明顯，廣泛運用于化工、石油、環保等領域，但在應用于大處理量情況下仍存在放大效應顯著的問題。因此，筆者利用 ANSYS 軟件對經過幾何相似放大的不同直徑α型旋風分離器流場進行數值模擬分析，考察筒體直徑對α型旋風分離器內流場及顆粒運動軌跡的影響，以期對旋風分離器放大效應得到更深入的認識，為其優化設計以及工業應用提供參考。

1 物理模型

以α型旋風分離器為基礎旋風分離器進行幾何相似放大，其直徑分別為 80、150、240、320、450 和1 000 mm，其他尺寸按比例放大，不同直徑的旋風分離器結構如圖 1 所示，主要結構參數如表 1 所列。對不同直徑旋風分離器進行網格劃分，經網格無關性檢驗后，網格數量如表 1 所列。

圖1 旋風分離器結構示意Fig.1 Structural sketch of cyclone separator

表1 不同直徑的旋風分離器主要結構參數Tab.1 Main structural parameters of cyclone separators with various diameter

2 數值模擬方法

2.1 數學模型

常用于旋風分離器氣相流場模擬的湍流模型有標準κ-ε模型、RNGκ-ε模型、雷諾應力模型 (RSM)和大渦模型 (LES)。雷諾應力模型 (RSM) 完全拋棄了渦粘性假設，完全求解雷諾應力的微分輸運方程，與前 2 種湍流模型相比，對旋風分離器的模擬與試驗結果最為吻合[9]，同時較大渦模型 (LES) 運算量小[10]。旋風分離器中多采用隨機軌道模型 (DPM) 對顆粒相進行模擬[11]，該研究中顆粒相的體積分數小于 10%，可以忽略顆粒之間的相互作用及顆粒對氣相流場的影響。因此筆者采用雷諾應力模型 (RSM) 計算出α型旋風分離器內穩定的氣相流場，再引入隨機軌道模型(DPM) 對固體顆粒進行追蹤，獲得顆粒運動軌跡，計算其分離效率。

2.2 邊界條件及參數設置

氣相介質設置為常壓空氣，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：

設置氣相介質進口氣速u=20 m/s，入口邊界條件為速度入口 (velocity-inlet)，出口為充分發展 (out flow)，其余壁面采用標準壁面函數處理。對于顆粒相，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。

模擬求解中各個參數設置如表 2 所列[12]。

表2 求解參數設置表Tab.2 Setting for parameter solution

2.3 模型驗證

Zhou 等人[13]采用 RSM 模型對 Stairmand 型旋風分離器進行了數值模擬，切向速度與軸向速度模擬結果與試驗數據對比如圖 2 所示，模擬值與試驗值較為吻合，證明旋風分離器內強旋流流場采用 RSM 模型進行模擬可靠性令人滿意。筆者考查的α型旋風分離器與文獻中選用的 Stairmand 型旋風分離器設備主體結構類似，內部流場同樣為強旋流流場，因此選用RSM 模型進行數值模擬是可信的。

圖2 模擬結果與試驗數據對比Fig.2 Comparison between simulation results and test data

3 模擬結果與分析

3.1 切向速度分布

切向速度對旋風分離器分離效率的影響最為關鍵，一般認為切向速度越大，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出較好的軸對稱性；但在錐體部分，中心渦核偏離軸線而左右擺動，軸對稱性差，即產生了明顯的“擺尾”現象；當筒體直徑超過 240 mm時，內外旋流交界處逐漸產生了局部渦流，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 時的局部渦最為明顯 (見圖 3(f))。這些局部渦一方面會夾帶外旋流內顆粒進入內旋流，另一方面也會加劇“擺尾”現象，都會導致分離效率的大幅下降。

圖3 y=0 截面處不同直徑旋風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為分界點，內旋渦為準強制渦，外旋渦為準自由渦，呈現出 Rankine 組合渦[15]特征，有一定的對稱性。旋風分離器筒體直徑由 80 mm 增加到 1 000 mm 時，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位置r/R的值由 0.18增大到 0.40，表現為內部強制渦增大，外部自由渦減小，不利于顆粒的分離。

圖4 在進口氣速為 20 m/s 的條件下，不同截面處旋風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) 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，而灰斗內切向速度增大使得氣流旋轉強度增強，容易重新卷起已分離的粉塵顆粒，將其帶入分離空間內，造成分離效率的降低。當筒體直徑為 1 000 mm 時，切向速度增大更為明顯，灰斗內最大切向速度比直徑 450 mm 旋風分離器增大了約1/2。

3.2 軸向速度分布

α型旋風分離器內存在軸向速度為 0 的面，氣流分為近壁區的下行流和中心區的上行流，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，不同直徑旋風分離器的軸向速度分布情況。隨著旋風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 形變為倒 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分離器在y=0 截面靜壓分布云圖。總體來看，靜壓分布呈現較好的軸對稱性，外旋流的靜壓高，內旋流靜壓低；從邊壁到中心軸線，靜壓值逐漸減小，在軸線附近最低，存在負壓區；同時隨著筒體直徑的增大，負壓區一直延伸至灰斗內，容易使得錐體底部出現“返流”現象，不利于粉塵的分離。

圖6 在 y=0 截面，不同直徑旋風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 湍動能分析

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

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

3.5 顆粒運動軌跡及分級效率

圖8 不同筒體直徑旋風分離器內，粒徑為 5 μm 的顆粒運動軌跡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分離器內，粒徑為5 μm 顆粒的運動軌跡。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量大幅度增加，且顆粒運動軌跡更加紊亂。圖 9 所示為進口氣速為 20 m/s 時，不同直徑旋風分離器的分級效率曲線。統計不同直徑的旋風分離器對不同粒徑顆粒的分離效率如表 3 所列。由表 3 可以看出，對于 10 μm 以下顆粒，大直徑旋風分離器的分離效率遠低于小直徑旋風分離器，如粒徑為 1 μm 的顆粒，筒體直徑 1 000 mm 的旋風分離器的分離效率僅為 36.27%，遠低于直徑 80 mm的 51.34%；當顆粒粒徑為 10 μm 時，小直徑旋風分離器可以實現顆粒的全部分離，而直徑 1 000 mm 的旋風分離器的分離效率為 73.88%；當顆粒粒徑大于 20μm 時，不同直徑旋風分離器都可以實現顆粒的全部分離，只有直徑 1 000 mm 的旋風分離器的分離效率略低，但也達到 95% 以上。由此可見，隨著筒體直徑的增大，旋風分離器對細顆粒的分離效率降低更明顯，對直徑 20 μm 以上顆粒分離效率的影響不顯著。

圖9 進口氣速為 20 m/s 時，不同直徑旋風分離器的分級效率曲線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，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 試驗驗證

試驗采用圖 10 所示的筒體直徑分別為 150 和 450 mm 的α型旋風分離器，具體結構尺寸如表 1 所列。氣相介質為常溫空氣，顆粒介質為煤灰，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。在進口氣速為 20 m/s 的條件下，試驗測得α型旋風分離器的分級效率對比曲線如圖 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 旋風分離器的分離效率低于直徑為 150 mm 旋風分離器的分離效率；各自分級效率的模擬值與試驗值變化的趨勢較一致，說明模擬所得結果是準確的，筒體直徑的增大，使得旋風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 進口氣速為 20 m/s 時，α 型旋風分離器分級效率對比曲線Fig.12 Comparison of separation efficiency curves of α type cyclone separators on inlet gas velocity being 20 m/s

4 結論

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

(2) 隨著筒體直徑的增大，中心軸線處的負壓區一直延伸至灰斗內導致的返流現象，排氣管底端湍動能的增大造成的“短路流”都使旋風分離器流場穩定性變差，降低了粉塵的分離效率。

(3) 旋風分離器分級效率的數值模擬與試驗測試結果均表明：相同粒徑顆粒的分離效率隨旋風分離器直徑增大而降低。旋風分離器的放大，對 10 μm 以下細顆粒的分離效率降低更明顯，對 20 μm 以上顆粒分離效率的影響不顯著。模擬與試驗曲線趨勢基本一致，且誤差較小，數值模擬所得的結果是準確的。