張蕾蕾，陳延信，趙 博，黨敏輝，姚艷飛

（1.西安建筑科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，西安 710055；2.陜西煤業(yè)化工技術(shù)研究院，西安 710070）

0 引言

下排氣旋風(fēng)分離器是20世紀(jì)末為了適應(yīng)鍋爐的Ⅱ型布置、超短接觸流化床、循環(huán)流化床的要求而發(fā)展起來(lái)的。它與常規(guī)的反轉(zhuǎn)式旋風(fēng)分離器的相似，區(qū)別在于排氣管不在裝置的頂部，而分布在分離器的下部的直筒體、偏斜椎體、或者擴(kuò)散椎體等部位。

旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)決定內(nèi)部氣相流場(chǎng)的分布，固體顆粒在不同的流場(chǎng)中所表現(xiàn)出運(yùn)動(dòng)軌跡、速度、壓力場(chǎng)的分布也不同，從而影響旋風(fēng)分離器的分離性能。目前對(duì)于常規(guī)旋風(fēng)分離器［1-7］的研究比較多，均在其基礎(chǔ)上對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化改造以達(dá)到提高分離性能的目的。但是常規(guī)旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流場(chǎng)為蘭金組合渦，壓降相對(duì)較高，其次排氣管位于幾何頂部，從而增加了設(shè)備了高度，因此對(duì)于一些空間有限或者特殊情況下常規(guī)旋風(fēng)分離器不易布置。針對(duì)這種問(wèn)題，已經(jīng)有許多學(xué)者提出了新的研究方案。

王文等［8］對(duì)一種新型下出口旋風(fēng)分離器進(jìn)行了研究，其排氣管位于設(shè)備正下方，排料口安置于下側(cè)方，適合用于循環(huán)床鍋爐的π型布置。研究結(jié)果表明這種新型旋風(fēng)分離器內(nèi)部氣體流動(dòng)為順流式，流動(dòng)阻力相對(duì)較低，但是分離效率相對(duì)于傳統(tǒng)的旋風(fēng)分離器較低。劉振斌等［9］對(duì)一種錐體為漸縮式且排氣口從錐體下部的灰斗引出的新型順流式旋風(fēng)分離器的分離性能研究時(shí)發(fā)現(xiàn)這樣可減少排氣管對(duì)分離空間流場(chǎng)的影響，減少排塵返混的現(xiàn)象。黃盛珠等［10］設(shè)計(jì)的一種新型的底錐斜面為兩側(cè)內(nèi)外對(duì)切方式的旋風(fēng)分離器在總高度上比傳統(tǒng)通切式減小了一半，有利于對(duì)特殊場(chǎng)合的整體布置，但是由于排料口只設(shè)置了一面出口，導(dǎo)致灰斗出現(xiàn)了較大尺度的渦，使得外側(cè)向上的回流和向下的灰流對(duì)沖，阻礙一部分灰的收集。HAAKE等［12］將傳統(tǒng)旋風(fēng)分離器的錐部用方形腔室代替，并在內(nèi)部添加了渦流限流板，來(lái)實(shí)現(xiàn)相干結(jié)構(gòu)的反轉(zhuǎn)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)新的幾何結(jié)構(gòu)使得壓降相比較于傳統(tǒng)的旋風(fēng)分離器降低了，但是當(dāng)顆粒以低濃度注入時(shí)，壓降反而升高了10%。NOH等［13］在一個(gè)切向旋風(fēng)分離器上附加了多個(gè)小旋風(fēng)分離器，數(shù)值分析和試驗(yàn)結(jié)果表明，MSEC旋風(fēng)分離器能在降低壓降的同時(shí)提高收集效率。BALTR?NAS等［14］對(duì)一種新型多道旋風(fēng)除塵器去除侵蝕性氣流中細(xì)小固體顆粒進(jìn)行了研究，這種新型旋風(fēng)分離器包含了二次入口、內(nèi)狹縫和凸底，這些改進(jìn)可以避免粘性和潮濕的固體顆粒粘附在旋風(fēng)分離器的內(nèi)表面。因此，現(xiàn)有的下排氣旋風(fēng)分離器雖然在阻力損失上有很大的改進(jìn)但是分離效率卻不高甚至不及傳統(tǒng)的分離器，尤其是對(duì)于細(xì)顆粒低濃度的氣固兩相流。此外結(jié)構(gòu)的整體布置對(duì)經(jīng)濟(jì)成本也有著至關(guān)重要的影響。

本次研究采用排氣管安置于錐部下側(cè)方的新型旋風(fēng)分離器，主要用于粉煤熱解氣中細(xì)顆粒低濃度的氣固分離，通過(guò)在降低壓降的基礎(chǔ)上減小設(shè)備高度來(lái)適應(yīng)空間不足的場(chǎng)合。借助ANSYS FLUENT軟件采用雷諾應(yīng)力模型和離散相模型來(lái)模擬其內(nèi)部流場(chǎng)以及顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡，深入了解其流動(dòng)場(chǎng)中的速度分布、壓力分布，為進(jìn)一步優(yōu)化結(jié)構(gòu)提高分離性能奠定基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)物料

試驗(yàn)以粉煤灰為原料，密度為1 735 kg/m3，中位粒徑為25.26 μm，粒度分布如圖1所示。

圖1 粉煤灰粒度分布Fig.1 Particle size distribution of pulverized fuel ash

1.2 試驗(yàn)裝置與方法

試驗(yàn)在負(fù)壓條件下進(jìn)行，裝置如圖2所示，在進(jìn)氣管口、旋風(fēng)分離器入口處以及排氣管的出口處安置測(cè)量點(diǎn)，進(jìn)氣管口氣速通過(guò)畢托管來(lái)測(cè)量。設(shè)備型號(hào)見(jiàn)表1。

圖2 試驗(yàn)裝置流程Fig.2 Test device flow chart

表1 設(shè)備型號(hào)Tab.1 Equipment models

壓降利用手持差壓儀和壓力變送器來(lái)測(cè)量，入口風(fēng)速通過(guò)引風(fēng)機(jī)來(lái)調(diào)節(jié)。物料加入喂料倉(cāng)通過(guò)喂料儀來(lái)控制喂料速度。分離效率采用加料、收料稱(chēng)重法計(jì)算。

式中 M——喂料質(zhì)量，kg；

m——試驗(yàn)結(jié)束后收集物料的質(zhì)量，kg。

1.3 數(shù)值計(jì)算模型

在旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場(chǎng)為復(fù)雜的強(qiáng)旋流流動(dòng)，黃盛珠等［10］在對(duì)新型旋風(fēng)分離器進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，分別用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型、RNG k-ε模型和RSM進(jìn)行模擬，結(jié)果發(fā)現(xiàn)標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型、RNG k-ε模型壓降預(yù)報(bào)值偏低。MISIULIA D等［15］用RSM和LES對(duì)高效旋風(fēng)分離器內(nèi)的流動(dòng)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)兩種模型模擬的結(jié)果大致相同。陳建磊［16］等對(duì)旋風(fēng)分離器流場(chǎng)計(jì)算流體力學(xué)的湍流面模型的選擇進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)雷諾應(yīng)力模型比RNG k-ε模型在表征分離器切向速度場(chǎng)的組合渦特征方面更準(zhǔn)確。雷諾應(yīng)力模型避免了各向同性的渦粘性假設(shè)，包含了更多的物理過(guò)程的影響，考慮了流線(xiàn)曲率、旋渦、旋轉(zhuǎn)曲率和浮力的效應(yīng)等，對(duì)于復(fù)雜的流場(chǎng)有著較好的計(jì)算結(jié)果，因此比較適合模擬強(qiáng)旋湍流。此外雷諾應(yīng)力模型拋棄了渦黏性系數(shù)的概念，直接求解應(yīng)力輸送方程。

1.3.1 控制方程

質(zhì)量連續(xù)性方程為：

動(dòng)量方程為：

xi（i=1，2，3）分別為在直角坐標(biāo)下的X，Y和Z方向上分量，ui（i=1，2，3）分別為在直角坐標(biāo)系下瞬時(shí)速度X，Y和Z方向上分量。

準(zhǔn)確表達(dá)三維流場(chǎng)中湍流行為的模型有標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、RNG k-ε模型、realizable k-ε模型以及RSM模型，其中RNG k-ε模型是在標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，有效改善了精度。realizable k-ε模型與標(biāo)準(zhǔn)k-ε型兩者區(qū)別之處在于以下2個(gè)方面，一是包含了湍流黏度的替代公式，另一方面由漩渦脈動(dòng)的均方差推導(dǎo)出耗散率的修正輸運(yùn)方程。雷諾應(yīng)力模型與其他3種最大的區(qū)別在于完全摒棄了各向同性渦黏性假設(shè)，考慮了各向異性的效應(yīng)。

雷諾應(yīng)力方程為：

其中，Cij，DL，ij，Pij，F(xiàn)ij不需要模型，DT，ij，Gij，φiij，εij則需要建立模型。

1.3.2 DPM模型

當(dāng)旋風(fēng)分離器中顆粒相的體積分?jǐn)?shù)小于10%時(shí)，在內(nèi)部流動(dòng)中可以不考慮顆粒與顆粒之間的相互作用［2］，因此可以在拉格朗日框架下對(duì)單個(gè)粒子的軌跡進(jìn)行追蹤進(jìn)而求取力平衡方程，對(duì)于單個(gè)粒子的力平衡方程如下所示：

式中 Upi——顆粒速度，m/s；

FD——Stokes曳力；

FD（Ui-Upi）——?dú)怏w與顆粒之間因相對(duì)滑移產(chǎn)生的單位質(zhì)量曳力；

ρp——顆粒密度，kg/m3；

gi——重力加速度，m/s2；

Fi——其它各類(lèi)附加力。

其中，K=2.594，dij為變形張量，這種升力形式適合用于小顆粒的雷諾數(shù)，適用于亞微米顆粒。

在本次研究中，認(rèn)為入射顆粒的當(dāng)量直徑較小且為球狀，可以利用Stokes曳力表達(dá)式求得FD為：

式中 CD——曳力系數(shù)；

Re——顆粒相的相對(duì)雷諾數(shù)。

2 數(shù)值模擬

2.1 物理模型以及網(wǎng)格的劃分

試驗(yàn)以新型下排氣旋風(fēng)分離器為模型，排氣管管徑結(jié)構(gòu)尺寸為200 mm，使用有機(jī)玻璃制造，結(jié)構(gòu)如圖3所示，無(wú)量綱尺寸見(jiàn)表2。

表2 新型旋風(fēng)分離器無(wú)量綱尺寸Tab.2 Dimensionless dimensions table of the new cyclone

圖3 新型下排氣旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)示意Fig.3 Schematic structural diagram of the new type down exhaust cyclone

模型采用圖3示出的下排氣旋風(fēng)分離器，網(wǎng)格利用FLUENTMESHING劃分為多面體-六面體混合網(wǎng)格如圖4所示。經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證如圖5所示最終采用的網(wǎng)格數(shù)量為63 974。

圖4 新型旋風(fēng)分離器的網(wǎng)格劃分Fig.4 The grid generation diagram of the new type cyclone

圖5 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.5 Grid independence verification

2.2 湍流模型和邊界條件

數(shù)值模擬采用ANSYS FLUENT，同時(shí)選用RNG k-ε、realizable k-ε和RSM模型來(lái)計(jì)算，前兩者采用穩(wěn)態(tài)，后者采用非穩(wěn)態(tài)，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

圖6 不同湍流模型下計(jì)算的進(jìn)出口壓降隨風(fēng)量的變化Fig.6 The change of inlet and outlet pressure drop with wind volume under different turbulence models

由圖6可以看出，3種湍流模型計(jì)算下的結(jié)果，其中RNG k-ε、realizable k-ε的結(jié)果稍偏高，RSM模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值最為接近。因?yàn)镽SM模型更適用于強(qiáng)旋流流。

因此，本研究中選用RSM模型，入口邊界條件為速度入口，介質(zhì)為常溫常壓空氣，密度為1.225 kg/m3，黏度為 1.798×10-5Pa·s，同時(shí)設(shè)置湍流強(qiáng)度和水力直徑。出口邊界條件為outflow，壁面邊界條件為無(wú)滑移，標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，粗糙度為0.5。對(duì)于顆粒相的設(shè)置采用DPM模型，使不同粒徑的顆粒均勻地從入口面射入，初始速度與氣相速度相同，當(dāng)顆粒流動(dòng)到壁面時(shí)只考慮反彈和沉積，故壁面設(shè)置為reflect，物料收集口為trap，排氣管為escape。

2.3 求解控制參數(shù)的設(shè)置

壓力速度耦合采用SIMPLEC，壓力差值格式為PRESTO!，動(dòng)量方程采用QUICK，湍流動(dòng)能和耗散率采用二階迎風(fēng)格式［16］，雷諾應(yīng)力項(xiàng)采用一階迎風(fēng)。

3 模擬結(jié)果和分析

由于新型旋風(fēng)分離器排氣管位置的特殊性使得內(nèi)部流場(chǎng)不同于常規(guī)旋風(fēng)分離器，圖7示出其內(nèi)部氣相流場(chǎng)軌跡。

圖7 氣相流場(chǎng)軌跡Fig.7 The trajectory of the gas flow field

由圖7可以看出，新型下排氣旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)為單旋流，氣流由入口進(jìn)入旋風(fēng)分離器分為兩路，一路直接進(jìn)入排氣管，另一路繼續(xù)向下旋轉(zhuǎn)進(jìn)入錐部區(qū)域時(shí)由于結(jié)構(gòu)的束縛形成偏心漩渦，最終沿著排氣管外壁逆向流動(dòng)到排氣管口排出。而常規(guī)旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)為蘭金組合渦，分離空間內(nèi)壁為螺旋向下的下旋流，中心區(qū)域?yàn)槁菪蛏系膬?nèi)旋流。相比較于常規(guī)旋風(fēng)分離器內(nèi)部的翻轉(zhuǎn)式雙旋流單旋流流場(chǎng)壓力損失更低。

此外可以看出錐部形成的偏心旋流速度最小，相比較于文獻(xiàn)［10］中新型旋風(fēng)分離器在排氣管內(nèi)仍然存在較強(qiáng)的旋流和灰斗設(shè)計(jì)為兩側(cè)對(duì)切式并且只設(shè)置了一側(cè)出口導(dǎo)致產(chǎn)生的外側(cè)向上的上旋流和由上向下的灰流對(duì)沖，從而阻止了一部分灰的收集。因此本次設(shè)計(jì)的下排氣旋風(fēng)分離器可以避免此類(lèi)問(wèn)題。

由于新型下排氣旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)的改變，使得內(nèi)部流場(chǎng)在不同高度處的特性存在差異，因此取 Z 軸上的不同高度 Z=20，180，350，400，500，700 mm來(lái)對(duì)其進(jìn)行分析。

3.1 不同入口風(fēng)速對(duì)切向速度的影響

切向速度的大小決定顆粒離心力的大小，因此切向速度對(duì)分離性能有著至關(guān)重要的影響。圖8示出在不同高度上不同風(fēng)速對(duì)切向速度的影響。由圖8可以看出，在新型旋風(fēng)分離器內(nèi)部不同區(qū)域切向速度的分布有著很大的差異，并且與常規(guī)旋風(fēng)分離器最大的區(qū)別在于排料管與錐部區(qū)域的分布，新型旋風(fēng)分離器由于排氣管位置的原因，在排料管和錐部的切向速度表現(xiàn)出明顯的非軸對(duì)稱(chēng)特性。

圖8 不同高度上切向速度隨入口風(fēng)速的變化Fig.8 Changes of tangential velocity with inlet wind speed at different heights

從圖8（a）可以看出，在排料管的壁面處切向速度最大，并且隨著入口風(fēng)速的增大而增大，由于排氣管所處位置的束縛可以發(fā)現(xiàn)X軸正方向切向速度大于X軸負(fù)方向的切向速度，這是因?yàn)閄軸正方向上的流動(dòng)空間大從而使得切向速度增大。其次可以看出在幾何中心處切向速度為負(fù)值，說(shuō)明在此處出現(xiàn)了二次渦流，這是由于氣流的旋轉(zhuǎn)中心與設(shè)備的幾何中心出現(xiàn)偏差而造成的，并且二次渦流的強(qiáng)度隨著入口風(fēng)速的增大而增強(qiáng)，因此入口風(fēng)速不宜過(guò)高否則會(huì)降低分離效率。從圖8（b）可以明顯看出，在錐部氣流的旋轉(zhuǎn)中心出現(xiàn)偏心現(xiàn)象，另一方面可以看出切向速度出現(xiàn)了兩處峰值，一處出現(xiàn)在排氣管壁面處，另一處出現(xiàn)在錐部壁面附近。從圖8（c）和（d）可看出，有排氣管插入部分的筒部區(qū)域切向速度分布趨勢(shì)大致相同，隨著入口風(fēng)速的增大切向速度的最大值也隨之增大，但是在排氣管入口處即圖8（d）排氣管內(nèi)部流場(chǎng)切向速度的最大值大于Z=350 mm處切向速度的最大值，并且入口風(fēng)速越高在此處切向速度增加越大。這是因?yàn)闆](méi)有了排氣管的束縛流動(dòng)空間變大導(dǎo)致切向速度的增大。這有利于增大顆粒的離心力，使其甩向邊壁，從而減小了顆粒直接由排氣管排出的幾率。從圖8（e）和（f）可看出，無(wú)排氣管插入的筒體區(qū)域，兩者差異不大，且表現(xiàn)出明顯的軸對(duì)稱(chēng)性。

3.2 不同入口風(fēng)速對(duì)軸向速度的影響

從圖9中可以看出與常規(guī)旋風(fēng)分離器相比較軸向速度的方向發(fā)生了明顯的改變，軸向速度決定了氣體進(jìn)入排氣管的分布，而軸向速度依賴(lài)于分離器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)。

圖9 不同高度上軸向速度隨入口風(fēng)速的變化Fig.9 Changes of axial velocity with inlet wind speed at different heights

由圖10（a）可以看出在排氣管內(nèi)部以及筒部局部區(qū)域存在向上的軸向速度，這是因?yàn)榕艢夤芮矢淖儗?dǎo)致結(jié)構(gòu)對(duì)氣流產(chǎn)生束縛，因此會(huì)有一部分氣流改變方向向上流動(dòng)。由圖9（a）可以看出在排灰管的X軸負(fù)方向上即排氣管下側(cè)方軸向速度為正值即方向朝上，并且隨著入口風(fēng)速的增大而增大，這不利于粉塵的收集，因?yàn)闀?huì)將沉積在壁面上的粉塵重新卷?yè)P(yáng)起來(lái)，并且有可能夾帶出排氣管。圖9（b）表明在錐部排氣管內(nèi)部氣流存在二次渦流與圖11的軸向速度分布云圖和矢量相符。此外錐部?jī)?nèi)排氣管外軸向速度峰值的大小隨著入口風(fēng)速的增大而增大。從圖9（c）（d）可以看出，排氣管中心處和壁面處軸向速度依舊為正值，至圖9（e）（f）中排氣管上側(cè)軸向速度都為負(fù)值，即軸向速度方向朝下。這是因?yàn)樵谂艢夤軆?nèi)部以及排氣管入口處存在二次渦流的原因，如圖10中的（b）湍流矢量圖所示。

圖10 軸向速度分布云圖和湍流矢量Fig.10 Axial velocity distribution nephogram and turbulence vector diagram

由圖10的軸向速度分布云圖（b）可以看出旋風(fēng)分離器存在二次渦流主要分布在排氣管內(nèi)部以及筒部區(qū)域排氣管入口處。

3.3 不同入口風(fēng)速對(duì)徑向速度的影響

圖11示出新型旋風(fēng)分離器內(nèi)部徑向速度正負(fù)值交替出現(xiàn)，說(shuō)明內(nèi)部氣流離心、向心運(yùn)動(dòng)交替進(jìn)行，采用試驗(yàn)手段很難測(cè)量，而數(shù)值模擬可以準(zhǔn)確的呈現(xiàn)分布規(guī)律并加以分析。排氣管出口處的徑向速度顯示變大，是由于排氣管結(jié)構(gòu)的改變使得氣流路徑發(fā)生偏轉(zhuǎn)從而導(dǎo)致氣流與壁面發(fā)生碰撞。

圖11 徑向速度分布云圖Fig.11 Radial velocity distribution nephogram

不同高度上徑向速度隨入口風(fēng)速的變化由圖12所示。

圖12 不同高度上徑向速度隨入口風(fēng)速的變化Fig.12 Changes of radial velocity with inlet wind speed at different heights

由圖12示出的徑向速度分布曲線(xiàn)可以發(fā)現(xiàn)，在不同高度上的流場(chǎng)區(qū)域徑向速度的分布差異很大，各不相同，同時(shí)可以看出徑向速度相對(duì)于切向速度和軸向速度是最小的，說(shuō)明內(nèi)部徑向流動(dòng)整體較弱，從而對(duì)流場(chǎng)的影響最小。其次整體表現(xiàn)為徑向速度隨著入口風(fēng)速的增大而增大，在排料管位置徑向速度分布最小，徑向運(yùn)動(dòng)最弱。在X=180 mm處當(dāng)風(fēng)速達(dá)到25 m/s時(shí)，X軸負(fù)方向壁面處的徑向速度變?yōu)檎担砻魉俣仍龃笤诖颂幈憩F(xiàn)為向心運(yùn)動(dòng)。在錐部圖12（b）以及有排氣管插入筒部區(qū)域圖12（c）和（d）的徑向速度高于無(wú)排氣管插入的筒部區(qū)域圖12（e）和（f）的分離空間，這是由于流通面積的縮小以及內(nèi)部氣流碰撞的原因。

3.4 不同入口風(fēng)速對(duì)壓降和分離效率的影響

壓降為旋風(fēng)分離器的能量損耗，主要在包含進(jìn)口擴(kuò)大損失、出口收縮損失，內(nèi)旋流損失以及排氣管內(nèi)氣流的能動(dòng)耗散。圖13示出新型旋風(fēng)分離器壓降隨著入口風(fēng)速的變化。

圖13 不同風(fēng)速下的壓降Fig.13 Pressure drop under different wind speeds

從圖13可以看出，壓降隨著入口風(fēng)速增大而增大，與文獻(xiàn)［17］中的下排氣旋風(fēng)分離器的Rankine渦相比，新型旋風(fēng)分離器的單旋流流場(chǎng)簡(jiǎn)單且壓降低。

本次采用的新型旋風(fēng)分離器的特點(diǎn)在于排氣管的結(jié)構(gòu)以及安置的位置，其中因?yàn)樾L(fēng)分離器內(nèi)部湍流的能動(dòng)耗散所引起的壓降是最重要原因，湍流動(dòng)能主要來(lái)源于湍流脈動(dòng)，是由雷諾切應(yīng)力提供，是影響壓降和分離效率的重要因素。

數(shù)值模擬中通過(guò)對(duì)顆粒進(jìn)行追蹤計(jì)算，可分別得到trap number、escape以及trap的數(shù)量，由此可計(jì)算分離效率 μ為：

式中 trap——捕集顆粒數(shù)；

trap number——追蹤顆粒數(shù)；

escape——逃逸顆粒數(shù)。

模擬計(jì)算結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果如圖14所示。

圖14 不同風(fēng)速下不同粒徑的分離效率Fig.14 The separation efficiency of different particle sizes under different wind speeds

由圖14可以看出，新型下排氣旋風(fēng)分離器對(duì)細(xì)顆粒的分離效率較高。在不同風(fēng)速下分離效率隨著粒徑的增大而增大，切割粒徑隨著風(fēng)速的增大而減小即分離效率越高，但是在粒徑大于5 μm時(shí)分離效率隨著入口風(fēng)速的增大先增大后減小，在入口風(fēng)速為25 m/s時(shí)達(dá)到最大，這是因?yàn)轱L(fēng)速過(guò)大導(dǎo)致湍流強(qiáng)度增大使得已經(jīng)沉積在壁面上的顆粒重新卷?yè)P(yáng)起來(lái)最終降低分離效率，因此應(yīng)適當(dāng)提高入口風(fēng)速。此外也可以看到試驗(yàn)結(jié)果與模擬值吻合度較高，因次模擬計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確。

4 結(jié)論

用ANSYS FLUENT 軟件的不同湍流模型和拉格朗日DPM模型對(duì)新型下排氣旋風(fēng)分離器氣相流場(chǎng)、壓力損失以及分離效率進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了不同入口風(fēng)速 10，15，20，25，30 m/s下在不同高度截面上 Z=20，180，350，400，500，700 mm的切向速度、軸向速度、徑向速度的變化規(guī)律，結(jié)論如下。

（1）RSM模型更適合新型下排氣旋風(fēng)分離器的流場(chǎng)計(jì)算。

（2）新型旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)為單旋流，縮短氣流流程，降低壓降。

（3）新型旋風(fēng)分離器內(nèi)部不同區(qū)域流場(chǎng)有著很大的差異，在排料管Z=20 mm和錐部Z=180 mm的切向速度和軸向速度表現(xiàn)出明顯的非軸對(duì)稱(chēng)特性，并且在排氣管出現(xiàn)二次渦現(xiàn)象。其次，隨著入口風(fēng)速的增大切向、軸向速度以及徑向速度的最大值也隨之增大；徑向速度相對(duì)于切向速度和軸向速度最小，內(nèi)部徑向流動(dòng)整體較弱，對(duì)流場(chǎng)的影響最小。

（4）新型下排氣旋風(fēng)分離器設(shè)備高度降低可以適應(yīng)空間不足的特殊場(chǎng)合，且對(duì)10 μm及以下的細(xì)顆粒分離較高，分離效率在不同風(fēng)速下隨著粒徑的增大而增大，入口風(fēng)速和壓降呈正相關(guān)關(guān)系，但風(fēng)速不宜過(guò)高。