艾子昂，吳泉泉，孫燕，蘇正通，李建龍，吳代赦

(1.南昌大學(xué)資源環(huán)境與化工學(xué)院，江西 南昌 330031；2.南昌師范學(xué)院，江西 南昌 330032)

近年來(lái)隨著城市化及工業(yè)化的持續(xù)推進(jìn)，以及交通、運(yùn)輸業(yè)等不斷發(fā)展，人類活動(dòng)產(chǎn)生的粉塵顆粒物對(duì)人體健康和環(huán)境造成威脅[1-2]。目前被廣泛運(yùn)用的濾筒式除塵器，因其粉塵去除率高、濾料結(jié)構(gòu)緊密且可褶皺使用、安裝維修工作量小、運(yùn)行易控制等特點(diǎn)越來(lái)越受到工業(yè)及科研學(xué)術(shù)領(lǐng)域重視[2-3]。濾筒除塵器主要以“過(guò)濾-清灰-過(guò)濾”的方式運(yùn)轉(zhuǎn)，其清灰環(huán)節(jié)影響系統(tǒng)的正常運(yùn)行及濾筒的循環(huán)利用[4-7]。1957年，Rei-nhauer等首次利用脈沖技術(shù)進(jìn)行除塵器清灰[8]，并沿用至今，成為目前應(yīng)用最廣泛的清灰技術(shù)[9]。但是在濾筒脈沖噴吹過(guò)程中，因普遍存在上部壓力小而造成清灰不均勻，甚至出現(xiàn)清灰死區(qū)的問(wèn)題，導(dǎo)致清灰效率低且壽命減少[10]。

為了改善噴吹均勻性，研究者在針對(duì)噴嘴的設(shè)計(jì)方面進(jìn)行了研究與改進(jìn)。劉東等[11]通過(guò)采用上部開(kāi)口散射器對(duì)φ325 mm×1 000 mm濾筒進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)使用上部開(kāi)口散射器可有效改善濾筒頂部清灰強(qiáng)度。巨敏等[12]采用普通噴嘴與誘導(dǎo)噴嘴對(duì)φ325 mm×660 mm濾筒的噴吹性能進(jìn)行改進(jìn)研究，發(fā)現(xiàn)誘導(dǎo)噴嘴的使用可改善濾筒清灰效率。胡峰源等[13]利用拉瓦爾型噴嘴，通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)比普通噴嘴，發(fā)現(xiàn)濾筒平均側(cè)壁壓力峰值增大了53.2%。在濾筒結(jié)構(gòu)方面，張亞蕊等[14]通過(guò)數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)濾筒內(nèi)安裝長(zhǎng)圓臺(tái)體的新型濾筒結(jié)構(gòu)可有效改善濾筒內(nèi)部風(fēng)速均勻性及出入口壓差，提高濾筒壽命。Li等[15]通過(guò)安裝豎直錐體結(jié)構(gòu)改變?yōu)V筒結(jié)構(gòu)，改善了濾筒側(cè)壁壓力大小及整體清灰性能。Chen等[16]通過(guò)優(yōu)化濾筒外體褶皺形狀來(lái)改變?yōu)V筒結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)收斂擴(kuò)散型濾筒可使底部和中部壓降均提高50%，同時(shí)優(yōu)化了壓力峰值，為改善濾筒的清灰均勻性提供了新思路，但目前濾筒除塵器清灰效果仍有待提高。

本文嘗試在除塵濾筒內(nèi)設(shè)置氣流隔板來(lái)改善濾筒清灰性能，通過(guò)CFD模擬設(shè)置氣流隔板條件下濾筒內(nèi)部氣流流場(chǎng)及壓力變化，探究氣流隔板的尺寸及位置，并考察了不同噴吹距離對(duì)噴吹性能的影響。

1 試驗(yàn)方法

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

本文的模型基于脈沖噴吹濾筒除塵器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1(a)所示，除塵器箱體尺寸1 225 mm×750 mm×1 550 mm，濾筒由無(wú)紡布長(zhǎng)絨棉滌綸制作，并垂直安裝于除塵器內(nèi)部，其外形為直徑240 mm，長(zhǎng)度660 mm，濾料厚度為0.6 mm。噴嘴位于濾筒上方，與濾筒中心軸線對(duì)齊，其管徑為25 mm。脈沖寬度設(shè)置為0.15 s，采用19.5 L的氣包，初始?jí)毫υO(shè)置為0.5 MPa，傳感器采用壓電陶瓷高頻動(dòng)力傳感器，型號(hào)為MYD-1530A(φ7 mm×17 mm，靈敏度6～13 pC/kPa)。

(a) 未設(shè)置氣流隔板

(a) 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意

為了改進(jìn)噴吹性能，在濾筒內(nèi)設(shè)置外徑為R的氣流隔板，為了避免隔板過(guò)度影響噴吹氣流進(jìn)入濾筒內(nèi)部，在其內(nèi)部開(kāi)設(shè)半徑為r的圓孔，如圖1(b)所示。

1.2 模型構(gòu)建與簡(jiǎn)化

鑒于濾筒形狀為中心軸對(duì)稱，可將其簡(jiǎn)化為二維結(jié)構(gòu)，箱體簡(jiǎn)化為圓柱形，簡(jiǎn)化后箱體截面半徑541 mm，簡(jiǎn)化后的二維模型如圖2所示，簡(jiǎn)化后的二維模型旋轉(zhuǎn)360°即為除塵器濾筒，在此模型條件下可將計(jì)算負(fù)荷降低。P1～P5設(shè)置為用于監(jiān)測(cè)壓力變化的測(cè)點(diǎn)，其每?jī)牲c(diǎn)間距均為110 mm，同時(shí)維持P1測(cè)點(diǎn)距濾筒頂部、P5測(cè)點(diǎn)距濾筒底部為110 mm。由于實(shí)驗(yàn)箱體高度僅滿足350 mm以下噴吹距離，而本文擬對(duì)450～650 mm的噴吹距離進(jìn)行分析，故將模型中箱體高度增加至1 850 mm。

圖2 幾何模型簡(jiǎn)化Fig.2 Simplified geometric model

模擬采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)絡(luò)的方式進(jìn)行網(wǎng)格劃分，計(jì)算后存在網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)總數(shù)為2.4萬(wàn)個(gè)，元素總數(shù)為2.36萬(wàn)個(gè)。為驗(yàn)證網(wǎng)格獨(dú)立性，將模擬所用網(wǎng)格最大尺寸進(jìn)行加密，加密后節(jié)點(diǎn)總數(shù)為2.17萬(wàn)個(gè)，元素總數(shù)為2.12萬(wàn)個(gè)。模擬選用Realizablek-ε湍流模型求解和壓力-速度耦合算法計(jì)算。

1.3 邊界條件與初始值

模擬的計(jì)算采用Ansys Fluent軟件。且模擬過(guò)程中的氣流視作理想氣體，為非穩(wěn)態(tài)、可壓縮且等溫的湍流，不考慮粉塵運(yùn)移，并忽略濾筒形變的影響。

為測(cè)量噴嘴出口壓力，將傳感器設(shè)置在噴嘴下方10 mm處，并將其固定好，在脈沖氣流從噴嘴處噴出后，即可得出噴嘴出口壓力變化圖像，隨后將傳感器取下。通過(guò)對(duì)圖像進(jìn)行分段及函數(shù)擬合，得出口壓力P(kPa)與時(shí)間t(s)關(guān)系函數(shù)式(1)，并將式(1)導(dǎo)入本文模擬。

(1)

濾料介質(zhì)層的計(jì)算，需要在標(biāo)準(zhǔn)流體方程上附加一個(gè)動(dòng)量源，并分為黏性損失項(xiàng)和慣性損失項(xiàng)。在用達(dá)西定律表示厚度有限的介質(zhì)的黏性損失項(xiàng)后，將速度較低的流動(dòng)的慣性損失項(xiàng)忽略不計(jì)[17]，其中計(jì)算可見(jiàn)先前報(bào)道，此處不做詳細(xì)描述[18-19]，可得出在0.6 mm濾料厚度、0.5 m·min-1過(guò)濾風(fēng)速的實(shí)驗(yàn)條件下，經(jīng)計(jì)算得壓降為18.0 Pa，黏性損失系數(shù)1/α為2.0×1011m-2。

1.4 模擬方案設(shè)計(jì)

(1) 設(shè)置氣包壓力為0.5 MPa，脈沖寬度0.15 s，噴吹距離為250 mm條件，對(duì)比考察設(shè)置氣流隔板(R=105 mm，r=45 mm)前后濾筒內(nèi)噴吹壓力及氣流時(shí)空分布。

(2) 考察氣流隔板的外徑R(15，30，45，60，75，90，105，120 mm)、內(nèi)徑r(0，15，30，45，60，75，90，105 mm)以及放置位置(位于濾筒內(nèi)的深度H)(-55，0，55，110，220，330，440，550 mm)對(duì)噴吹性能的影響。

(3) 考察噴吹距離h(50，150，250，350，450，550，650 mm)對(duì)噴吹性能的影響，并確定最優(yōu)噴吹距離。

2 結(jié)果與分析

2.1 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證

設(shè)置噴吹距離為250 mm，驗(yàn)證測(cè)點(diǎn)選取濾筒內(nèi)壁中間測(cè)點(diǎn)，將模擬及實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示。

時(shí)間/s圖3 試驗(yàn)與模擬壓力隨時(shí)間變化對(duì)比Fig.3 Comparison of pressure over time during experiment and simulation

通過(guò)對(duì)比模擬值1(網(wǎng)格加密前模擬值)與模擬值2(網(wǎng)格加密后模擬值)隨時(shí)間的變化，加密前后模擬值吻合較好，可認(rèn)為網(wǎng)格加密前就已經(jīng)達(dá)到了網(wǎng)格獨(dú)立性的要求，故其條件可在本模擬采用。并且繼續(xù)對(duì)比模擬值1(高度增加后模擬值)與模擬值3(高度增加后模擬值)，其結(jié)果依舊吻合較好，可認(rèn)為箱體高度增加的影響可作忽略不計(jì)。

圖3中實(shí)驗(yàn)值波動(dòng)幅度較大(相較于模擬值)，主要為實(shí)際實(shí)驗(yàn)中，濾筒壁面易受脈沖氣流引起的沖擊波影響并帶起傳感器發(fā)生不規(guī)則振動(dòng)，進(jìn)而引起實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)波動(dòng)。但觀察其壓力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)，模擬值與實(shí)驗(yàn)值隨時(shí)間的變化趨勢(shì)基本一致，可認(rèn)為模擬條件達(dá)到要求為本文所采用。

2.2 噴吹壓力的時(shí)空分布

在噴吹高度為250 mm時(shí)(氣包壓力為0.5 MPa，脈沖寬度0.15 s)，通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)比設(shè)置氣流隔板(選用R=105 mm，r=45 mm作為試驗(yàn))前后脈沖噴吹過(guò)程中濾筒內(nèi)靜壓力云圖及流線(圖4)。

由圖4(a)可知，未設(shè)置氣流隔板的濾筒，脈沖氣流自噴嘴噴出，對(duì)周圍空氣產(chǎn)生卷吸作用從而使氣流發(fā)生擴(kuò)張，隨后進(jìn)入濾筒內(nèi)部。在濾筒內(nèi)部，靜壓從底部向上蓄積，濾筒底部靜壓蓄積大而頂部靜壓蓄積較小。濾筒內(nèi)壓力在t=0.04 s時(shí)達(dá)到最大，并且維持穩(wěn)定至t=0.155 s，之后濾筒內(nèi)部壓力開(kāi)始逐漸降低。而在濾筒徑向上，噴吹壓力的變化則不明顯。

濾筒上部壓力明顯小于濾筒中下部區(qū)域，甚至在濾筒上部出現(xiàn)了負(fù)壓，主要是因?yàn)闅饬髟谂c濾筒底部撞擊時(shí)發(fā)生蓄積[20]，在上部清灰不足，易形成清灰死區(qū)。

由圖4(b)可知，設(shè)置氣流隔板后的濾筒，內(nèi)部壓力到t=0.04 s時(shí)基本達(dá)到穩(wěn)定，t=0.155 s后逐漸減弱，這與未設(shè)置隔板時(shí)濾筒內(nèi)部壓力蓄積過(guò)程相同。但設(shè)置氣流隔板后濾筒內(nèi)蓄積的壓力增大，濾筒上部小壓力區(qū)域變小，原本難清灰區(qū)域的噴吹強(qiáng)度得到提高。

觀察圖4(a)中氣流流線，可以發(fā)現(xiàn)濾筒開(kāi)口附近存在一個(gè)較大的氣流渦旋，且同時(shí)存在于濾筒內(nèi)外部。渦旋使得濾筒上部區(qū)域出現(xiàn)負(fù)壓，并且增大了氣流的能量消耗，是濾筒上部清灰不足的主要原因[18]。而觀察圖4(b)，在加入氣流隔板后，濾筒內(nèi)部的氣流渦旋明顯變小，并且渦旋只存在于濾筒內(nèi)部，減少了渦旋對(duì)氣流能量消耗的影響。且氣流在進(jìn)入濾筒內(nèi)部時(shí)，由于氣流隔板的存在，氣流入口的橫截面積變小，增大了氣流進(jìn)入濾筒的速度，而隔板的封閉作用使氣流活動(dòng)范圍較未設(shè)置隔板前減小，利于濾筒內(nèi)部靜壓能的蓄積，對(duì)濾筒內(nèi)部的壓力明顯增大。

各測(cè)點(diǎn)壓力隨時(shí)間的變化如圖5所示，在設(shè)置氣流隔板前后，各測(cè)點(diǎn)壓力隨時(shí)間而增大，且在t=0.04 s時(shí)達(dá)到最大并維持穩(wěn)定至t=0.155 s，之后逐漸降低，與圖4及上文分析一致。設(shè)置隔板后各測(cè)點(diǎn)壓力測(cè)點(diǎn)較未設(shè)置隔板的情形更大，其中濾筒內(nèi)最大壓力的P5測(cè)點(diǎn)的壓力峰值由1 702 Pa增大至2 417 Pa，最小壓力的P1測(cè)點(diǎn)的壓力峰值由365 Pa增大至832 Pa。

時(shí)間/s(a) 未設(shè)置氣流隔板

2.3 氣流隔板尺寸及位置

為考察氣流隔板尺寸對(duì)濾筒脈沖清灰效果的影響，對(duì)比了氣流隔板外徑R(15～120 mm)、氣流隔板內(nèi)徑r(0～105 mm)的情形。

噴吹強(qiáng)度和噴吹均勻性常用來(lái)評(píng)價(jià)脈沖噴吹性能，噴吹強(qiáng)度可用正壓力峰值的平均值表示，正壓力峰值的均值越大，噴吹強(qiáng)度就越大，清灰效果越好；而噴吹均勻性可以用壓力峰值的變異系數(shù)(壓力標(biāo)準(zhǔn)差和平均值的比值)表示，壓力峰值的變異系數(shù)越小，噴吹均勻性越好，清灰效果越好[21-22]。

通過(guò)改變氣流隔板外徑R和內(nèi)徑r(下文中以[R,r]的格式表述)，實(shí)現(xiàn)氣流隔板尺寸的改變。

由圖6可知，濾筒噴吹性能隨隔板外徑R的增大而增大，隨隔板內(nèi)徑r的增大先增后減。當(dāng)氣流隔板內(nèi)徑r較小(r≤30 mm)，或是氣流隔板外徑R不夠大時(shí)(R<105 mm)，噴吹強(qiáng)度與變異系數(shù)相較未加氣流隔板前，均沒(méi)有表現(xiàn)出明顯改善效果，甚至大部分都出現(xiàn)噴吹強(qiáng)度變小，均勻性變差的情況。這是因?yàn)楫?dāng)隔板內(nèi)徑r較小時(shí)，脈沖氣流易與氣流隔板直接發(fā)生碰撞，過(guò)度阻礙氣流進(jìn)入濾筒，減小了濾筒內(nèi)蓄積壓力。而在隔板外徑R不夠大時(shí)(R<105 mm)，隔板與濾筒壁面間距較大，對(duì)于抑制濾筒上部氣流渦旋作用有限，靜壓能的蓄積不明顯，使中上部的壓力較未加氣流隔板差異較小。

[R,r]/mm圖6 脈沖噴吹過(guò)程中噴吹性能隨氣流隔板尺寸的變化Fig.6 Change of pulse-jet performance with the size of airflow baffle in the process of pulse-jet

在所研究的尺寸中，[R,r]=[105,45]、[120,45]、[120,60]時(shí)噴吹性能最好，噴吹強(qiáng)度分別達(dá)到了1 819，2 103，1 935 Pa，是未加氣流隔板的1.47，1.70，1.56倍；變異系數(shù)為0.378，0.328，0.327，噴吹均勻性是未加氣流隔板的1.23，1.43，1.43倍(噴吹均勻性為變異系數(shù)的倒數(shù))，說(shuō)明在這3種尺寸的氣流隔板改善下，氣流隔板的存在能在濾筒內(nèi)靜壓蓄積時(shí)，形成較小的氣流渦旋，達(dá)到改善上部的清灰效率及整體清灰均勻性，同時(shí)提升了整體的清灰強(qiáng)度。

進(jìn)一步考察氣流隔板位置對(duì)噴吹性能的影響，如圖7所示為氣流隔板在不同濾筒內(nèi)深度H條件下的噴吹強(qiáng)度和變異系數(shù)。

隔板深度/mm(a) [R,r]=[105,45]

3種隔板尺寸下濾筒噴吹強(qiáng)度隨氣流隔板位置的下移先增大后減小、變異系數(shù)先減小后增大。當(dāng)[R,r]=[105,45]時(shí)，隨著氣流隔板從濾筒上部下移至中部，氣流在濾筒中部及上部靜壓的蓄積減弱，導(dǎo)致壓力降低。而H過(guò)大接近底部時(shí)，對(duì)抑制濾筒中上部氣流渦旋的作用則過(guò)小，與未加氣流隔板時(shí)差距不大。

與未封閉的情形[105,45]不同，當(dāng)[R,r]=[120,45]、[120,60]時(shí)，噴吹強(qiáng)度并未在H=0時(shí)達(dá)到最大，而是隨著H的增加有繼續(xù)增大的趨勢(shì)，但變異系數(shù)也隨之變大，這是因?yàn)闅饬鞲舭逋鈴絉為120 mm時(shí)，隔板外圍與花板形成封閉效果，較未封閉的情形[105,45]，靠近濾筒壁側(cè)的氣流不能通過(guò)濾筒口泄放，多數(shù)氣流在接觸到隔板后反彈，在隔板下形成渦旋(較[105,45]渦旋更小)，同時(shí)部分動(dòng)壓轉(zhuǎn)化為靜壓，濾筒底部蓄積的壓力更大，底部測(cè)點(diǎn)壓力峰值優(yōu)化效果顯著。但是在氣流隔板上方與濾筒口下方的區(qū)域，頂部測(cè)點(diǎn)壓力優(yōu)化效果不明顯，雖然噴吹強(qiáng)度變大，但底部與頂部測(cè)點(diǎn)壓力峰值差值更大，均勻性變差。而當(dāng)H繼續(xù)增大時(shí)，對(duì)清灰效率的影響則過(guò)小，與[R,r]=[105,45]情形相同。

當(dāng)H=0時(shí),氣流的運(yùn)動(dòng)不易過(guò)度被隔板阻礙，靜壓可以自下而上蓄積，氣流隔板的存在使氣流整體活動(dòng)范圍變小，增大了氣流對(duì)濾筒內(nèi)部的壓力，濾筒各部位的壓力均得到提升，且改善了濾筒清灰均勻性。

當(dāng)氣流隔板位置為濾筒頂部開(kāi)口處下高度H為0，尺寸為[105,45]、[120,45]和[120,60]時(shí)，無(wú)論在噴吹強(qiáng)度還是壓力分布的均勻性上，對(duì)濾筒整體噴吹性能都有較好優(yōu)化。且通過(guò)3種氣流隔板的改善，噴吹強(qiáng)度分別是未加氣流隔板時(shí)的1.47，1.70，1.56倍，噴吹均勻性是未加氣流隔板的1.23，1.43，1.43倍。

另外，模擬發(fā)現(xiàn)，在一般過(guò)濾風(fēng)速(1 m/min)[8]條件下，上述隔板設(shè)置后增加的過(guò)濾阻力在0.1～12.0 Pa的范圍，相比過(guò)濾除塵器的一般運(yùn)行阻力(1 500 Pa)[8]相對(duì)很小，認(rèn)為對(duì)運(yùn)行阻力的影響可以忽略。

2.4 噴吹距離對(duì)氣流隔板噴吹性能的影響

為進(jìn)一步改善氣流隔板對(duì)濾筒脈沖清灰的效果，分析了噴吹性能隨噴吹距離h(150，250，350，450，550，650 mm)的變化。

由圖8可知，隨著噴吹距離的增加，3種氣流隔板條件下的噴吹強(qiáng)度均為先增大后減小、變異系數(shù)持續(xù)減小。這是因?yàn)閲姶稻嚯x的增加使氣流噴出后卷吸更多周圍氣流進(jìn)入濾筒，其中原本清灰不足的上部區(qū)域也得到改善，脈沖噴吹強(qiáng)度增大，使清灰逐漸均勻，變異系數(shù)減小。

隔板深度/mm(a) [R,r]=[105,45]

當(dāng)[R,r]=[105,45]、[120,45]時(shí)，噴吹強(qiáng)度在噴吹距離h為250～450 mm逐漸穩(wěn)定。h<250 mm時(shí)，隨著噴吹距離的增大，渦旋位置上移，由于氣流隔板的存在，上移的渦旋在隔板位置被隔斷，渦旋變小，減小了脈沖氣流在向下運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的能量消耗；h為250～450 mm時(shí)，雖然渦旋還會(huì)上移，但此時(shí)，以一定射流角噴出的脈沖氣流在經(jīng)過(guò)隔板時(shí)，氣流橫截面大于隔板內(nèi)徑，部分氣流無(wú)法經(jīng)由隔板進(jìn)入濾筒；h>450mm時(shí)，隔板對(duì)氣流的阻隔作用強(qiáng)于優(yōu)化作用，噴吹強(qiáng)度變小。

當(dāng)[R,r]=[120,60]時(shí)，噴吹強(qiáng)度在噴吹距離h=350 mm逐漸穩(wěn)定。這是因?yàn)橄噍^于[105,45]與[120,45]，[120,60]的隔板內(nèi)徑更大，可以容納更多氣流進(jìn)入濾筒，所以噴吹強(qiáng)度達(dá)到穩(wěn)定需要的噴吹距離更大，并且噴吹強(qiáng)度在h=450 mm時(shí)達(dá)到最大。當(dāng)h>450 mm后因隔板阻隔作用，噴吹強(qiáng)度開(kāi)始降低，與[R,r]=[105,45]、[120,45]時(shí)相同。

由此可判斷當(dāng)[R,r]=[105,45]、[120,45]時(shí)，最優(yōu)的噴吹距離應(yīng)控制在250～450 mm，噴吹強(qiáng)度均在h=350 mm達(dá)到最大，[105,45]最大噴吹強(qiáng)度為1 900 Pa，是未設(shè)置氣流隔板的1.53倍，變異系數(shù)為0.295，噴吹均勻性是未設(shè)置氣流隔板的1.58倍；[120,45]最大噴吹強(qiáng)度為2 268 Pa，是未設(shè)置氣流隔板的1.83倍，變異系數(shù)為0.230，噴吹均勻性是未設(shè)置氣流隔板的2.03倍。對(duì)當(dāng)[R,r]=[120,60]時(shí)，最優(yōu)的噴吹距離應(yīng)控制在350～450 mm，噴吹強(qiáng)度在h=450 mm時(shí)達(dá)到最大，最大噴吹強(qiáng)度為2 613 Pa，是未設(shè)置氣流隔板的2.11倍，此時(shí)變異系數(shù)為0.100，噴吹均勻性是未設(shè)置氣流隔板4.68倍。

3 結(jié)論

(1) 無(wú)論是否設(shè)置氣流隔板，脈沖噴吹氣流形成的靜壓均自濾筒底部向上蓄積，濾筒內(nèi)側(cè)壁壓力峰值表現(xiàn)為底部壓力大而頂部壓力小。

(2) 半密閉式氣流隔板的設(shè)置有利于濾筒內(nèi)噴吹氣流靜壓能的蓄積、減小濾筒開(kāi)口附近氣流渦旋降低能量耗損、增強(qiáng)了濾筒內(nèi)整體噴吹壓力大小和均勻性。

(3) 濾筒噴吹性能隨隔板外徑R的增大而增大，隨隔板內(nèi)徑r、布置深度H和噴吹距離h的增大則先增后減，其中[R,r]=[105,45]、[120,45]、[120,60]3種尺寸隔板噴吹性能最好，最佳噴吹距離分別為350，350，450 mm，噴吹強(qiáng)度較未設(shè)置隔板分別提升至1.53，1.83，2.11倍，噴吹均勻性提升至1.58，2.03，4.68倍。