高效飞灰分离设备冷态实验研究-毕业论文

高效飞灰分离设备冷态实验研究XXXX大学毕业（设计）论文3029-绪论1.1前言旋风除尘器是一种利用含尘气流在除尘器内部作高速旋转运动产生的离心力将尘粒与气流分离的装置。长期以来，凭借其结构简单,造价低廉以及分离效率高的特点，旋风除尘器一直被广泛应用于煤矿、冶金、建筑、石油等各个工业领域。1.2发展节能环保型工业锅炉的必要性1.2.1我国煤炭资源水平现状我国是世界上最大的煤炭生产国和消费国之一。长期以来，煤炭在我国能源结构中一直占有主导地位。据统计，2001年一次能源消费量，煤占67.0％，大大超出了27％的世界平均水平。《中国能源统计年鉴》的数据显示：2004年，中国一次能源生产总量18.46亿吨标准煤，比上年增长15.2%；消费总量19.7亿吨标准煤，比上年增长15.2%。其中原煤产量19.56亿吨，增长17.3%，消费18.7亿吨，增长14.4%；原油产量1.75亿吨，增长2.9%，消费2.9亿吨，增长16.8%。国家发改委能源局2004年公布，中国能源消费总量已经位居世界第二，约占世界能源消费总量的11%。从国家煤矿安全监察局了解到，2005年上半年我国煤炭产量达到9.4亿吨，同比增产8292万吨、增长9.7％。仅上海市2003年一次能源消费就达6698万吨标煤，比2002年增长了9.5%，其中，煤炭消耗占59.2%，石油占34.8%，天然气占1%，水电、核电等其他能源占5%。据统计，我国煤炭用于锅炉生产蒸汽发电的约占31.5%，用于工业锅炉和窑炉的约占40%，民用煤约占20%，其它占7.5%。我国有工业锅炉约53万台，平均容量2.5蒸吨/小时，热效率约65％。年耗煤占我国煤炭产量的35％左右，达3.0-3.5亿吨。欧、美等国燃煤工业锅炉运行效率在80％以上，与之相比低10到20个百分点[21]。电站锅炉的热效率比工业锅炉、窑炉和民用炉灶要高得多，但与世界上发达国家相比差距仍很大。到2003年为止，我国电力总装机容量达3.91亿千瓦，其中燃煤火电机组占2.90亿千瓦，年耗煤约8.4亿吨，全国平均供电煤耗为381克/度，而国外发达国家平均供电煤耗为313克/度，相差68克/度。按2005年经济发展需要电量2.27万亿度来计算，同发电量我国与国外发达国家相比，一年就多消耗1.2.2煤炭生产和应用对于环境的影响煤炭对于环境的污染是贯穿于煤炭的采集、运输、燃烧等过程之中的。在煤炭的开采过程中，大量的粉尘会进入空气之中，直接影响了当地的空气质量。著名的云岗石窟就是一个典型的例子。在距离云岗石窟不到一公里的地区就有华宫储煤场和吴官屯矿储煤场这两座煤场。而这两座煤场出产的原煤直接堆放所造成的黑色扬尘对于云岗石窟内的壁画，雕刻等造成了严重的影响；而由于附近的两座煤矸石山含硫量极高且自燃现象严重，又造成了该地区出现了局部酸雨的现象。这对于那些具有悠久历史的文化瑰宝是具有毁灭性破坏的。而根据大同市环境监测站连续两年对云岗石窟总悬浮颗粒物、二氧化硫、降尘、硫酸盐化速率、氮氧化物和一氧化碳的监测，由于石窟周边区域居民取暖、炊事用煤，冬季云岗石窟降尘和硫酸盐化速率比夏季高出一倍左右。长此以往，云岗石窟将最终成为历史，从我们的视线中永远地消失。而同样地，开采过程中的废水如果处理不当，也会污染附近的河流、湖泊造成水质的污染；同时，煤矿开采也会造成当地土壤的污染与退化。而由于开采所造成的地表塌陷，河流断流等地质灾害也是一个重大的问题。而在煤炭的运输过程中对于铁路沿线地区的污染也是相当严重的。运输煤炭的列车就像一个“移动污染源”，所经过的地区空气中黑灰含量都很高，对于当地的居民及动植物的健康都有巨大的影响。煤炭的燃烧对于大气的污染更为严重。由于化石燃料的燃烧需要排放出各种污染物。在排放到大气的污染物中，99%的氮氧化物（NOX）、99%的一氧化碳（CO）、91%的二氧化硫（SO2）、78%的二氧化碳（CO2）、60%的粉尘和43%的碳化氢是化石燃料燃烧过程中产生的，其中煤燃烧所产生的污染物又占绝大多数。我们能源以煤为主，燃煤产生的大气污染物占污染物排放总量的比例较大。例如，二氧化硫占87%，氮氧化物占67%，一氧化碳71%，烟尘占60%。而据统计资料显示，1995年度，全国废气排放量为12.3亿立方标米，废气中烟尘排放量为1478万吨，二氧化硫（SO2）排放量1891万吨，工业排放废气量为10.7亿立方标米，工业烟尘排放量837.9万吨，工业二氧化硫排放量1405万吨。1995年SO2排放量较1990年增加了26.4%，烟尘排放量增加了70%[5]。SO2是形成酸雨的原凶，而近几年来，我国的酸雨受害地区呈不断扩大的趋势。NOx主要来源于煤炭的高温燃烧，它有加剧温室效应和臭氧层破坏的作用。CO2则是最主要的温室气体。1.2.3我国能源发展的政策根据最新的《中国的能源状况与政策》白皮书的介绍,中国能源发展坚持节约发展、清洁发展和安全发展。坚持发展是硬道理，用发展和改革的办法解决前进中的问题。落实科学发展观，坚持以人为本，转变发展观念，创新发展模式，提高发展质量。坚持走科技含量高、资源消耗低、环境污染少、经济效益好、安全有保障的能源发展道路，最大程度地实现能源的全面、协调和可持续发展。而作为节能减排重点对象之一的工业领域，应该坚持走科技含量高、经济效益好、资源消耗低、环境污染少、人力资源得到充分发挥的新型工业化道路[3]。所以像火力发电这样的燃煤大户，为了实现上述目标，应该注意提高煤炭资源的利用率及降低其环保影响。煤炭是我国主要能源，80%以上的煤炭以直接燃烧方式被利用。燃煤工业锅炉广泛用于工业生产和社会生活等领域。工业锅炉是我国第二大燃煤用户，每年燃煤4～5亿吨。但是目前，燃煤工业锅炉普遍技术落后，热效率低，污染严重，污染物排放总量接近电站锅炉。因此我国迫切需要发展工业锅炉高效燃烧和烟气除尘一体化技术，彻底解决工业锅炉的燃烧与污染问题。目前各城市都在急于寻求适用的燃煤工业锅炉技术，半悬浮回燃式抛煤机工业锅炉将使锅炉效率提高10％以上，并大大减少烟尘的排放，能有效解决工业锅炉能耗高、污染重的技术难题，可作为工业锅炉的新型炉型大范围进行推广和应用。1.3抛煤机锅炉简介抛煤机锅炉是我国50年代末开始生产的，主要容量有35t/h、20t/h、10t/h。其产品大部分用于孤立电网的发电站或大型工厂的自备电站。抛煤机锅炉的特点是火床燃烧和悬浮燃烧的结合，其燃烧过程的强烈使运行的安全性、可靠性、煤种的适应性、燃烧效率等性能指标都优于链条炉，对燃料结焦特性的限制较为宽松，负荷变化迅速[1]。而相对于循环流化床锅炉，它在造价与维护成本上也有着很大的经济优势。以下是抛煤机锅炉火场床燃烧的过程[22]：图1-1抛煤机锅炉火场床燃烧示意图图1-1抛煤机锅炉火场床燃烧示意图图1-1表示了风力机械抛煤机锅炉的火床燃烧过程。炉排面起端部分上面的燃料，除了在播撒时飞行过程中已经在炉膛中吸收了少量热量以外，其燃烧情况大致与链条炉相似：主要依靠来自炉膛的辐射热来加热和引燃，燃烧自上而下发展，随着炉排的移动，沿炉排长度形成燃料加热干燥、析出挥发分和焦碳燃烧几个阶段（见图中的区域a）。区域b中的燃烧则具有抛煤机炉子的各项特点：在这个区域内连续落下的煤粒总是盖在正在燃烧或将燃尽的焦碳层上，下部引燃作用十分强烈，着火条件优越；而且煤粒经过炉内分选，落在炉排每个断面上的煤的粒度组成比较一致，因此炉排强度可以提高，能适应的煤种范围也比较广。其次，由于燃烧的燃料层较薄，而且比较均匀地分布在炉排面上，因此沿炉排长度方向上各断面上的燃烧情况是相似的，火床上面的气体成分也比较均匀，化学不完全燃烧损失一般很小。同时由于煤层薄，燃烧又很猛烈，因此炉子的热惯性较小，调节灵敏。此外，煤粒在炉膛中穿过高温烟气时，一部分表明已经焦化，加之火床中煤粒的粒度又比较一致，因此无论燃煤性质是否属于粘结，火床中一般都不会出现结大块渣的现象。但是抛煤机锅炉同样存在有很严重的问题：a.由于炉膛温度较低，致使许多煤粉尚未燃烧就被排出去了，造成飞灰中碳含量非常高，造成严重的效率降低及环境污染。b.由于炉膛体积有限，导致煤粉内的碳未能完全燃烧，同样会导致燃燃料损失和燃烧效率的降低。因此，改善抛煤机锅炉的燃烬率、提高燃烧效率；减少粉尘和有害气体的排放，是开发高效洁净半悬浮式抛煤机锅炉的关键技术。随着我国对于合理、节约利用资源和大力发展环境保护的要求不断提高，在燃煤领域进行相关的技术改造是不可避免的。而要解决抛煤机锅炉中存在的这些问题，方法主要分为两大类：一是从炉内燃烧的燃料和空气的角度入手，如改变燃料种类或者是改变空气组分；二是改变抛煤机锅炉系统结构，如加入飞灰回燃技术。本文的研究背景就是建立在回燃式抛煤机锅炉飞灰分离系统之上的。下图是回燃式抛煤机锅炉示意图（图1-2）[20]：图图1-2回燃式抛煤机锅炉示意图1.4旋风除尘器在抛煤机锅炉中的运用在抛煤机锅炉系统中加入烟气飞灰分离收集环节，使未燃尽的煤炭被捕集回收，可以提高燃料的使用率，降低环境污染。在抛煤机锅炉系统中使用的旋风除尘器做为一种气固分离设备，它与传统煤粉炉使用的气固分离设备（如静电除尘器和布袋除尘器）有着不同的作用。静电除尘器和布袋除尘器的作用主要是捕集锅炉燃烧产生的灰尘，达到减小环境污染的目的，它们的安装位置通常是在整个锅炉系统尾部温度较低的地方。而本实验研究的旋风除尘器则是安装在温度较高的位置，主要是用来分离炉膛内排出的燃烧烟气中尚未燃烬的煤碳，使之能够再次被送回燃烧室进行燃烧，从而提高煤碳的使用效率同时降低对于环境的负担。本课题实验所使用的研究模型正是基于用于抛煤机锅炉飞灰回燃系统的旋风除尘器而设计的。1.5本课题的研究内容I.课题的立题依据旋风除尘器作为锅炉烟气飞灰分离系统的一个关键部分，长久以来，关于其结构的优化研究已经有许多人研究过了。但是，到至今为止，对于旋风除尘器排气管段的位置问题，并没有太多人注意过。目前，几乎所有的旋风除尘器采取的都是中置的方案。然而，由于改变排气管的位置将改变旋风除尘器内部流场的特性，所以，旋风除尘器排气管的偏置有可能增加其分离效率和降低压力损耗。由于现有的关于这方面的文献资料比较有限，所以本课题的目的就是通过冷态模化实验和数值模拟对旋风除尘器排气管偏置所产生的分离效率及压力损失上的影响做一个详细的研究，并为旋风除尘器的优化设计提供一个新的思路。II.课题研究内容a.通过冷态模化实验研究旋风除尘器排气管插入深度对于分离效率和压力损失的影响，并确定一个最佳的插入深度。b.通过冷态模化实验研究旋风除尘器排气管偏置对分离效率和除尘器压力损失的影响。结合实验数据，分析排气管偏置对除尘器内部流场产生的作用并研究流场变化引起对应分离效率与压力损失变化的原因。综合评估排气管偏置对提高旋风除尘器性能的作用，并确定最佳方案。旋风除尘器理论基础2.1旋风除尘器的发展历史及研究进展从1886年Morse的第一台圆锥形旋风分离器使用至今，已有一百多年的时间了。旋风分离器早期用于食品工业，主要用于气力输送谷物的收集。随着近现代工业的发展，旋风分离器在众多需要气固分离的领域使用范围越来越广。这主要与旋风分离器的结构和运行特点有关。旋风分离器有以下几个特点:a.本身无运动部件，结构简单，不需特殊的附属辅助设备，占地面积小，制造、安装费用较少。b.操作、维护简便，压力损失中等，阻力损失不大，运行、维护费用较低。c.操作弹性较大，性能稳定，不受含尘气体的浓度、温度限制。对于粉尘的物理性质无特殊要求，同时可根据工作条件的不同要求，选用不同材料制作或内衬各种不同的耐磨、耐热材料，以提高使用寿命[4]。从最初的设计到如今，在旋风除尘器投入使用的这一百多年里，人们对于提高其分离效率与降低其压力损失的研究始终没有停止过。赵兵涛在文献[6]中介绍了从上个世纪70年代至今，国内外众多科研人员对于旋风除尘器内部气固两相分离模型做出的研究。彭雷[4]论文中也介绍了旋风分离器的几何尺寸、切割粒径和能量耗散的发展变化情况以及旋风除尘器内部流场研究的发展。陈宏基和姜大志[10]，杨丽萍[9]，徐剑等[8]对于通过改变旋风除尘器的设计结构来提高效率和降低阻力损耗均做了深入的研究。2.2旋风除尘器内部流场的相关概念1.气流在旋风除尘器内的运动过程当气流从旋风除尘器入口进入除尘器内部之后大部分会沿筒壁向下做螺旋运动，形成外旋流。在这个过程中，大部分的颗粒会由于离心力的作用而被甩向壁面并由于重力的原因下落至底部灰斗被收集，而少部分的颗粒会随着气流继续向下运动。而当旋转气流进入锥体部分之后，随着锥体半径的急剧收缩，根据“旋转矩不变”原理，其切向速度不断提高。当气流运动到锥体的某一特定位置之后，便会发生转向，向上继续做螺旋运动，形成内旋流并从排气管排出；同时其夹带的少部分颗粒物也会一并逃逸。上灰环的形成：所谓上灰环，指的就是当含尘气体进入旋风除尘器之后，有一部分颗粒会在筒体上部靠近盖板处的环形区域内做环绕运动，并最后沿排气管外壁直接进入排气管入口，与内旋流一起排出，形成短路流，造成分离效率下降。形成上灰环的主要原因是由于在环形区域做完一圈旋转运动的气流在回到入口处的时候会受到新进入气流的补充，旋转速度增大，其内部尘粒获得的动量将使之保持在环形区域内继续做旋转运动。2.切向速度在三个速度分量中，切向速度对于分离效率的影响是最为明显的。颗粒在做螺旋运动的时候会受到切向速度的作用，产生离心沉降。所以切向速度越大则分离效果越好。根据[11]，在旋风除尘器内部的切向速度是强制与自由两股涡流合成的兰金复合涡。自由涡在外部，而内部是一股强制涡流。涡流的最高速度发生在两个涡流交界处，可以达到进口平均速度的1.7倍。下图为旋风除尘器筒体内部切向速度分布[4]（图2-1）：图2-1切线速度分布图2-1切线速度分布3.轴向速度旋风除尘器筒体中外旋流的轴向速度向下，而内旋流则相反。轴向速度决定了尘粒在旋风除尘器内部停留时间的长短。根据[4]轴向速度不仅沿径向上的分布复杂，而且沿轴向上的变化也很大，轴对称性不如切向速度。4.径向速度通常径向速度的方向是指向旋风除尘器几何中心的。径向速度决定了尘粒的沉降速度。相较于切向和轴向速度，径向速度要小一个数量级，而且测量起来非常困难。5.涡流由于旋风除尘器内部流场非常复杂，流动产生的各类涡流对于分离器的分离效果和压力损失影响很大。以下介绍的是两个最主要的涡流：a.短路流。正如前面提到的，短路流指的就是在旋风除尘器盖板、桶内壁和排气管外壁组成的环形区域内，有部分气流会由于除尘器顶部压力下降而不再向下做螺旋运动，而是沿排气管外壁面向盖板顶部旋转运动，到达顶部后又管壁向下至排气管入口处随内旋流一起排出。短路流的存在会使得其夹带的尘粒一起逃逸，造成旋风除尘器分离效率的下降。b.旋进涡核。旋进涡核PVC(PrecessingVortexCore)是在强旋流流场中产生的一种三维、非稳态流动现象。强旋流表现在流体中心受力，旋涡区偏离中心轴，并且绕着中心轴线旋进。旋进涡核很容易引起低频高幅值的压力、速度振荡和随机湍流，除了产生很大的噪音和分离效率的下降之外，压力波动还可能会对设备的壳体产生过压现象；由振荡所引起的系统共振还会影响系统的正常操作及缩短工作寿命。[14]2.3切割粒径的推导[15]切割粒径是反映旋风除尘器性能的一个基本指标。它主要由旋风除尘器内部气流的旋转流动情况所决定。在除尘器内，粒子能否被分离的影响因素主要是它在内外旋流交界面上所受到的两个力之间的大小关系：螺旋运动产生的离心力和气流向心运动时施加在粒子上的向心阻力。当离心力大于向心阻力时，粒子被甩向桶壁，进而被捕集；当离心力小于向心阻力时，粒子在向心气流的带动下进入内旋流，进而从排气管中逃逸出去；当离心力等于向心阻力时，则从理论上来说，粒子受外力和为零，在交界面上不停旋转。而实际上，由于各种随机因素的影响，处于这种平衡状态的尘粒有50%的可能性进入内旋流，也有50%的可能性移向桶壁，此时的除尘效率为50%，即为切割粒径。其推导方法如下：对于球形粒子，由斯托克斯定律可得：（式2-1）（式2-1）其中，为交界面处气流的切向速度，；的大小可根据下式计算：（式2-2（式2-2）其中为旋转半径可由下式计算：（式2-3（式2-3）其中为旋风除尘器处理风量，；分别为交界圆柱面的半径和高度，；（式2-4（式2-4）所以，越小说明旋风除尘器的分离效率越高。第三章实验设备及测试方法3.1实验系统简介如图3-1所示,整个旋风除尘器实验系统主要由振动给料机，气固混合管段，旋风除尘器模型，灰斗，引风机和压降、速度测量装置组成。由于实际运行过程中大多数的旋风除尘器是处于负压工作状态，所以本实验也采取同样负压设置。选定的固体颗粒与空气在气固混合管段进行充分混合之后沿切线进入旋风除尘器。含尘气体在旋风除尘器内部做螺旋运动，产生的离心力将绝大部分颗粒甩向壁面，并通过底部灰斗进行收集。气体及少量剩余颗粒物沿螺旋路径到达除尘器锥体底部之后反向向上继续做螺旋运动，从排气管通过引风机被排出通入空气中。图3-1图3-1实验系统图3.2相似模化3.本实验使用的旋风除尘器由切线入口室、除尘器筒体、集灰斗和排气管段组成。由于本实验是冷态实验，所以实验室模型的各项参数必须根据实际工况中使用的旋风除尘器进行相似模化，以满足几何相似。模化推导过程如下：原形参数：烟气流量=110000m3烟气温度=600℃筒内烟气上升速度=5m/s筒体直径=2.8m入口宽度=0.7m入口高度=2=1.4m排气管直径=1/2=1.4m灰斗集灰口直径=1/4=0.7m圆筒高=2=4.8m计算过程：根据筒内气体运动相似，流量比例常数CQ等于：（式3-（式3-1）其中为线性比例常数，为速度比例常数，()代表原形。由于本实验计算中将实体和模型的入口速度v和筒内烟气上升速度vup设为相同，所以根据上式，可得（式3-（式3-2）所以几何相似比等于6。则模型的宽度b=0.7/6=0.12，其余的参数根据旋风除尘器设计手册得出如下（表3-1）：表3-1表3-1旋风除尘器的设计尺寸入口高度aa=2b=0.24m筒体直径=4b=0.46m排气管直径==0.25m灰斗集灰口直径==0.1m圆筒高=1.5D=0.7m锥体高=2.5D=1.1m总高HH=+=1.8m排气管插入深度m*排气管插入深度的确定过程将后文详细阐述旋风除尘器的结构见图3-2。图3-2旋风除尘器设计尺寸(单位：cm)图3-2旋风除尘器设计尺寸(单位：cm)3.2由于本实验是冷态实验，所以需要对于实际高温烟气中颗粒物的粒径进行相似模拟,以获得对应的实验室条件下的颗粒粒径，从而使得筒内粒子的运动轨迹与实际情况相似。在各类相似准则中，对于实验流动状况产生比较明显影响的是斯托克斯准则和雷诺准则Re。斯托克斯准则表达的是颗粒惯性力与气流阻力之比。惯性力是促使气固两相分离的力，而阻力则相反。由于实验条件的限制，我们无法使得斯托克斯准则完全相等，只能尽量保持接近。下面是斯托克斯数的表达式：（式3（式3-3）其中：为颗粒密度与空气密度之差。由于颗粒密度远大于空气密度，所以可以近似认为等于颗粒密度；为实际颗粒和实验颗粒的粒径；为原型和模型的特征速度；为气体粘度，对于实际烟气=，而对于实验室冷空气=；为原型的特征尺寸，这里选择筒径；推导过程：I）实际工况下的：（式3-（式3-4）II）实验室状态下的：（式（式3-5）因为要保证I，II状态下两斯托克斯数相等，所以：（式（式3-6）即实验室模拟使用的颗粒粒径为原型的四分之一。雷诺准则Re在粘性流体受迫运动中，是对流动状态起决定作用的因素，故模型中Re值应保证和实物中的Re值相等。但当流动Re小于第一临界Re数或大于第二临界Re数时，惯性力成为决定性因素，粘性力影响可忽略，流场结构与Re数的大小无关。此时称流动处于自模化状态。通常进入自模化区的Re[4]。而根据雷诺数公式：（式3-（式3-7）其中：为流体密度；为当量直径；为流体流动速度；为气体粘度，对于实际烟气=，而对于实验室冷空气=；推导过程：实际工况下的Re：（式3-8（式3-8）II）实验室状态下的：（式3-9（式3-9）所以原型和实验室状态下的雷诺数皆处于第二自模化区。3.2.典型的抛煤机锅炉的飞灰粒度分布见表3-2表表3-2抛煤机锅炉飞灰粒度分布根据3.2.2的计算，实验室对应使用的颗粒的粒径分布应为（表3-3表3-表3-3颗粒粒径分布（颗粒物总重量：1000g）<10的含量5000目2.611%110g<20的含量2500目5.223%120g<44的含量1250目10.442%190g<74的含量800目1956%140g<149的含量300目4573%170g>149的含量200目7527%270g3.3偏置角度及偏置距离本实验采用了6个偏置角度及对应每个角度上4个偏置距离，加上排气管中置的方案，一共25个工况。各工况点排气管位置如图3-3所示。根据相对偏心距L的定义：（式3-10（式3-10）所有实验工况组合如下（表3-4）表3-表3-4实验工况序号偏置方向（°）偏置距离S（mm）相对偏心距（L）其它实验条件1000系统入口风速：19m系统入口浓度：6000mg/m3测试温度：20℃20100．1030150．1440250．2450350．33690100．10790150．14890250．24990350．3310135100．1011135150．1412135250．2413135350．3314180100．1015180150．1416180250．2417180350．3318225100．1019225150．1420225250．2421225350．3322270100．1023270150．1424270250．2425270350．33图3-3表示了旋风除尘器盖板上偏置点位置图3-3偏置角度及距离图3-3偏置角度及距离3.4测量设备及给料系统I．本实验的测量设备分为以下几种：a.称量用电子秤。JM型数字式电子秤，主要用来称量测试前后颗粒物的质量。使用测试后收集的颗粒质量除以入口给料量即可以获得对应工况的分离效率。b.笛形管（均速管流量计）。主要用于测量旋风除尘器系统前后的全压差。c.U型管压差计。本实验中主要用它来连接旋风除尘器系统前后的笛形管，以直接读出系统的压力损失。II．根据入口浓度c=8000mg/m3，v=19m/s由以下的式子可以计算出颗粒的给料浓度：（式3-11）（式3-11）为防止颗粒聚合，在正式实验之前需进行搅拌处理。颗粒通过一台型号为ZG-10的电磁给料机加入。而通过使用前的标定，给料机给料过程均匀，可以满足实验需要。3.5实验测量方法本实验中，测量系统压力损失的工具是笛形管，其工作原理如下：图3-图3-4笛形管工作原理如图3-4所示，笛形管安装在管道中央垂直于气流来流方向位置。按照等面面积环法，我们将管道分成面积相等的若干个圆环并在笛形管上的对应位置开全压测量孔。当气流流经笛形管的时候，各个测压孔可以获得气流的全压。由于这若干个测压孔是相通的，所以当使用总压管将各点测值汇总到一起并连接到U型管的一端时，这一端的压力就是气流的全压。从管壁出接出一根静压管，连接到U型管的另一端，此时U型管的液面差就是测试截面的动压。为了保证笛形管不会对管内流场产生过于严重的影响，造成测量误差，根据文献[2]，在保证刚度的条件下，笛形管越细越好，一般取。因此在本实验中，笛形管的管径取为5mm。对于全压孔，直径也是越小越好，但是为了防止堵塞，全部测压孔面积的总和不应超过笛形管内总截面积的30%。所以，本实验中笛形管的全压孔直径定为3mm。3.5.1压力测量的关键在于如何有效测地选择截面上测量点。I．进口段全压测点的分布。对于像入口管段这样的矩形管道，为了能测得全压和流速的平均值，必须把截面用经纬线分成若干面积相等的小矩形[2]。小矩形面积的数量取决于管道的边长。根据经验，对于矩型截面管道边长小于500mm的情况，均匀分布的小矩形数量（测点排数）应该为3排。所以本实验系统入口段全压测点分布为（图3-6）：II.出口段全压测点的分布。根据[12],由于出口管段是圆管，而气流圆管道截面上的速度分布是不均匀的，因而全压不能单纯取截面中点的测定值。截面上测点的位置可按等截面分环法确定。对于圆截面管道，如图3-5所示，可将其划分成几个等面积的同心圆环，测点则定于等到分圆环截面的中心线与管直径的交点处，令各点划线相对圆心的距离为，管道半径为，圆截面积为，则有：（式3（式3-12）由图可知：（式（式3-13）（式3（式3-14）（式3（式3-15）（式3（式3-16）所以：（式3（式3-17）若以管壁做为基准，则测点距离管壁的距离为：（式（式3-18）通常来说，截面上划分的圆环数愈多，所测数据平均后的结果愈接近实际值，然而也不能太多。根据经验，一般对于直径为250mm的圆管，圆环数量取4个。所以根据上述公式，本实验中出口全压测量点依次取=81mm，=48mm，=26mm，=8mm。根据轴对称性，在两边各取4个测点，一共8点。图3-7为出口管截面测点分布情况。图3-5等图3-5等截面分环法示意图图3-7图3-7出口管道截面上的测点分布图3-6进口管段动压测点分布将两根总压管分别连接在U形管的两端，即可直接测出旋风除尘器系统前后压力损失。3.5分离效率的测量方法主要有三种：质量法，浓度法和质量浓度法。本实验采用的是质量法。（式3-19）质量法即通过测量实验前后颗粒物的质量，以实验后的质量除以实验前的质量求得效率（式3-19）第四章实验数据分析4.1排气管插入深度的确定排气管的插入深度对于旋风除尘器分离效果有直接的影响，一般来说，如过插入深度过浅的话，容易造成排气管入口处发生粉尘短路的现象；而如果插入深度过深的话虽然可以减少短路流造成的损失，但又会使得尘粒直接随内旋流夹带排出的几率增大。本实验利用5.2的微珠进行分离效率和压力损失的测试，比较实验结果以确定最佳的插入深度。下图（图4-1）是实验结果的曲线：图4-1排气管插入深度实验结果图4-1排气管插入深度实验结果由图可知，当插入深度为0.85D时，分离效率最高，为91.6%。所以本实验排气管的插入深度确定为0.85D，即39.1cm。4.2排气管偏置对于分离效率和压力损失的影响。下表（表4-1）为25个工况的实验数据。表4-1冷态实验数据表4-1冷态实验数据序号偏置方向（°）偏置距离S（mm）相对偏心距（L）插入深度总压差(kPa)分离效率(%)10000.85D1.5091.6020100.10.85D1.4691.8830150.140.85D1.0990.1740250.240.85D0.9483.0050350.330.85D1.0482.58690100.10.85D1.5192.20790150.140.85D0.9792.87890250.240.85D0.9389.96990350.330.85D0.9086.2510135100.10.85D1.5292.4211135150.140.85D1.0491.6112135250.240.85D0.9891.6113135350.330.85D0.9691.3014180100.10.85D1.5092.5315180150.140.85D1.1692.6616180250.240.85D1.0688.4017180350.330.85D1.0588.5018225100.10.85D1.5692.2519225150.140.85D1.2894.1220225250.240.85D1.1990.0621225350.330.85D1.0688.4022270100.10.85D1.5892.0623270150.140.85D1.1591.6224270250.240.85D1.1192.0425270350.330.85D1.1185.384.2.1通过对于数据的整理，我们可以发现排气管位置的变化对于分离效率的影响是非常明显的（图4-2a，4-2b）：图4图4-2a图4-2b图4-2b根据图4-2a，我们可以看到并不是所有工况的分离效率都相较于中置情况均有所上升。在相对偏心距为0.1到0.14的范围内，分离效率基本都能有所提高，而从0.14往后效率反而有所降低。根据图4-2b可以发现，效率上升的工况主要集中90°~225°之间。在其中效率上升最多的是偏置方向为225°，相对偏心距为0.14的情况，上升了2.52%我们主要从排器管外壁上的离体流区（detachedflow）以及排气管入口截面上的旋进涡核现象这两方面入手，对旋风除尘器分离效率随排气管位置变化而升高的原因进行分析。I．离体流区。离体流区的定义：当流体在排气管与筒壁之间高速流动时，由于排气管外壁面比较粗糙，对流体流动产生磨擦，使得靠近排气管外壁面的一部分流体的切向速度变得远小于中间部分流体的切向速度，造成流体沿流动截面出现速度梯度，从而在排气管外壁面形成一定厚度的滞留层。由于在这个滞留层内部切向速度比较小，会造成流体中的尘粒聚集在其中，并最终沿排气管外壁进入内旋流形成短路流，从而降低了分离效率。根据[18]，在排气管外壁90°~290°之间都有可能存在有离体流区，离体流区的厚度因模型的尺寸和实验工况而异。排气管偏置使得对应偏置方向上流体的流动空间被压缩，造成流体的流动速度经历一个先增大后减小的过程，从而使得这个位置上的离体流区被破坏，造成了分离效率的提高。另外，如图4-2b所示，分离效率在相对偏心距为0.1至0.14的位置上基本保持逐渐增大的趋势，这说明离体流区的厚度范围就这个区域附近，所以将排气管偏向此处可以消除它对于分离效率的影响。II．⑴旋进涡核对于分离效率的影响。在前文2.1.5中已经对于旋进涡核做了简单的介绍。根据[16]，下图（图4-3）表示了旋进涡核中心对于切向速度的影响：图4-3图中，是几何中心，为涡核中心。为距离涡核中心最近器壁上的一点，为距离涡核中心最远器壁上的一点，和应该在同一条直线上，显然，<。但是根据角动量守恒，通过和的角动量的通量是平衡的，显然，从涡核中心到器壁点的切向速度值比涡核中心到器壁点的值大，由径向压力梯度公式：（式4（式4-1）（其中为压力，为切向速度，为流体密度）可知，气流切向速度分布导致径向压力分布和涡核中心附近的负压区存在，从而造成回流，使得附近区域的细微颗粒较快地进入内旋流区，这可能是造成细微颗粒分离效率比较低的一个原因。而文献[13]也通过排气管内切向速度沿轴向的变化证实了旋进涡核对于分离效率的影响：由于旋进涡核造成的反馈机理，排气管内部气流的切向速度会沿轴向衰减，因而会使得流场沿轴向上出现逆向的压力梯度，从而在排气管入口处产生回流，影响了分离效率。⑵研究对象的选择。根据[16]，旋进涡核现象并不仅仅局限于排气管入口处附近，而是存在于旋风除尘器整个空间之内。但是根据[19]，由于在排尘口附近，涡核已与器壁接触。当颗粒落在排尘口处时，由于涡核与器壁面接触，就易搅起沉积在器壁上的颗粒，造成排尘口处颗粒返混，使其随涡核进入内旋流，从而极易从芯管中排出，大大地降低了颗粒的分离效率。鉴于本实验研究的是排气管偏置对于分离效率和压力损失的影响，所以我们选取排气管入口截面作为研究对象。根据[19]中的相关图表（图4-4）我们可以发现：图4-4图4-4PVC幅值沿径向位置的变化旋进涡核在幅值在排气管入口处呈双峰分布，且最大幅值较其他截面处要大，所以排气管入口处涡核发生偏心振动容易造成粉尘反混。⑶分离效果提高的原因分析。在文章前面的部分已经明确了旋进涡核对于分离效率的影响，所以在这一部分我们可以尝试利用旋进涡核对于分离效率的影响进行分析。根据前面几部分的解释，我们可以认为当旋进涡核消除的时候旋风除尘器的分离效率会上升。根据P.A.Yazdabadi等[13]对于排气管内旋进涡核的研究结果，我们可以利用排气管偏置前后内部切向速度轴对称性的不同，研究偏置之后排气管内旋进涡核的存在情况，进而分析分离效率提高的原因。根据[13]当旋进涡核现象被消除的时候，即旋进涡核中心和排气管几何中心相重合的时候，排气管内的切向速度分布会更具轴对称性（见图4-5a和图4-5b）。图4-5b消除旋进涡核现象后排气管内切向速度分布图4图4-5b消除旋进涡核现象后排气管内切向速度分布图4-5a存在旋进涡核现象时排气管内切向速度分布所以如果我们能够获得偏置前后排气管内部切向速度的分布情况，通过比较两者的轴对称情况，就可以更为直观地分析偏置对于分离效率的改善情况。4.2.2通过观察图4-6a和图4-6图4图4-6a图4-6b图4-6b根据图4-6a，我们可以发现，大多数的偏置工况都可以带来压力损失的降低，这对于实现工业上的经济性和国家的节能要求都是非常有利的。其中以偏置方向为90°，相对偏心距为0.33时压力损失降低的最多，接近38%。从图4-6b中可以看出，在偏置方向为0°，相对偏心距0.24~0.33的范围内，压力损失反而又所上升，那是因为当排气管向此方向偏置时，会对气流入口流通面积有所压缩，从而造成了压力损失的上升。在此，我们尝试从排气管内流场特性改变的角度来分析我们可以通过对比偏置前后排气管内部速度场（主要是切向速度和轴向速度）的分布情况，分析偏置对于排气管内降低压力损失的原因。文献[17]介绍的是通过添加减阻杆实现减小旋风除尘器排气管内阻力的实验研究。虽然没有牵涉到排气管的偏置，但是我们可以借鉴这篇文章对于排气管内部阻力变化的分析方法，实现对于本实验结果的分析说明。根据[17]，我们知道当外旋气流经过一系列螺旋运动之后，到达锥体底部并反向向上形成内旋流进入排气管并最终离开除尘器。此时排气管内的内旋流从理论上讲已经是清洁气流，无需进行螺旋运动来分离颗粒物。所以此时的螺旋运动对于气流来说，只是带来了能量的损耗，而且气流旋转切向速度越大，则螺旋运动越强烈，那么能量的损失就越大，最直接的反映就系统压力损失的提高。而且正如文献[13]里介绍的那样，正是由于排气管内部内旋流的存在，才会在排气管内形成旋进涡核，从而在排气管入口附近产生轴向回流区，增加系统阻力并减小分离效率。文献[17]通过对比加入减阻杆前后排气管内部切向速度和轴向速度曲线的趋势的不同，说明了减阻杆对于排气管内流场的改善情况，从而解释了排气管内阻力下降的原因。本实验中，我们也可以通过对比偏置前后排气管内部切向速度和轴向速度分布情况，说明偏置对于压力损失降低的原因。下面是文献[17]中关于加入减阻杆前后排气管内压力损失变化的解释过程：首先根据[17]中的相关图表（图4-7a和图4-7b），我们可以观察到图4-7b时平均轴向速度图4图4-7b时平均轴向速度图4-7a时平均切向速度此时，切向速度比较大且变化幅度比较大，这些都会加大气体的能量损耗。而轴向速度从管壁向中心逐渐减小，且速度梯度比较大，在中心处甚至出现了负速度区，即反向流动区，从前文的介绍中我们已经知道，反向流动区对于压力损耗和分离效率都有不利的影响。通过加入减阻杆之后，我们可以发现排气管内的切向和轴向速度曲线发生了很大的变化（图4-8a和图4-8图4-8a图4-8a插入减阻杆后的时平均切向速度图4-8b插入减阻杆后的时平均轴向速度加入减阻杆之后，排气管内的切向速度曲线变得平缓了许多，而且其各个位置上的切向速度大小也均随之降低。这说明排气管内气流的螺旋运动减弱了，其能量消耗也有所降低。而加入减阻杆之后，排气管内部轴向上的回流区也消失了，这同时也减少了系统的阻力损失。所以，当排气旋管内压力损失减小的时候，其内部切向和轴向速度的曲线也会变得平缓，而且各点的切向速度均会有所减小；而同时轴向速度的负速度区也会有缩减，回流区会被减小甚至完全消除。同样地，如果能获得偏置前后管内切向和轴向速度的分布图，比较两者曲线的趋势和各点的数值大小，就可以进一步分析偏置前后排气管内压力损失的改善情况。4.3最佳工况的确定从实验结果可以看出，排气管偏置对于提高旋风除尘器的分离效率和降低其压力损失都有所帮助。分离效率的提高主要集中在相对偏心距为0.1~0.14，偏置方向90°~225°之间。在其中效率上升最多的是偏置方向为225°，相对偏心距为0.14的情况，上升了2.52%。而压力损失的降低则比较普遍，其中以偏置方向为90°，相对偏心距为0.33时压力损失降低的最多，接近38%。所以经过综合考虑，我们选取偏置方向为225°，相对偏心距为0.14的工况为本实验的最佳工况。因为此工况的分离效率比中置情况下高2.52%而压力损失却下降了110Pa。第五章结论本文通过冷态实验，研究了旋风除尘器排气管的布置对分离效率和压力损失的影响规律，并尝试从旋进涡核及排气管内部流场特性变化的角度对实验结果进的分析。实验结论如下：通过对于0.45D~0.95D范围内不同插入深度的实验，本文确定了一个最佳的插入深度0.85D。在此条件下，除尘器的分离效率达到最高。通过对于各个偏置方向和偏置距离的测试，我们发现排气管偏置对于旋风除尘器的分离效率和压力损失都有明显的影响，其中某些位置可以提高分离效率，而大多数位置都可以有效地降低系统的压力损失。相对于中置情况，在某些偏置工况下旋风除尘器的分离效率会有一定的上升，其中分离效率提高最多的是偏置方向为225°，相对偏心距为0.14的情况，上升了2.52%。而排气管偏置之后，大部分工况下系统的压力损失同样会有不同程度的降低，其中偏置方向为90°，相对偏心距为0.33时压力损失降低的最多，接近38%。通过综合比较，确定偏置方向为225°，相对偏心距为0.14的位置为本实验的最佳偏置工况。本文从离体流区和排气管内部流场变化的角度对旋风除尘器排气管偏置产生的效率提升和压力下降现象做出了一定的分析，并提出了一些新的思路。正是由于偏置，使排气管管壁外离体流区被消除从而提高了除尘器的分离效率。而通过分析偏置前后排气管内旋进涡核和速度场（切向和轴向速度分布曲线）的情况，可以对偏置效果做进一步解释。建议：如果我们能够利用先进的测试手段（如激光多谱勒测速计）或数值模拟，获得偏置前后排气管内部切向速度和轴向速度的分布情况，通过比较二者曲线的变化趋势和各点的数值大小，就可以更为直观地分析偏置前后旋风除尘器的分离效率以及压力损失改善的根本原因。致谢在本文即将完成之际，我要向在整个过程中给予我无私帮助的各位老师，同学以及朋友表达诚挚的谢意！首先，衷心感谢我的指导老师金晶教授。感谢金老师对我的毕业设计的关心和指导。金老师非常关心实验的进展情况并经常提出宝贵的意见和建议；对于我的论文，她也给予了许多指导意见，使我受益匪浅。金老师的学术知识和敬业精神令人敬佩，值得我永远学习。同样，我也要感谢我的两位学长：屈星星硕士和姜江硕士。他们在实验过程中给予我很大的帮助；在论文的写作与修改过程中，他们的建议和指导也给了我很多启发。感谢我的两位好朋友：黄立峰和徐文强，感谢他们在学习和生活上给予我的帮助。最后，再次感谢所有帮助过我的老师、同学和朋友，同样感谢家人对于我的支持和关心！参考文献[1]寿明耀，茹一戈，金雷.65t/h抛煤机锅炉飞灰回燃装置改造的实践.[J].实用节能技术.2002.第四期.[2]孙学信主编.燃煤锅炉燃烧试验技术与方法.[M].北京：中国电力出版社，2001[3]中华人民共和国国务院新闻办公室.中国的能源状况与政策.[M].北京：中国科技出版社，2007.[4]彭雷．循环流化床锅炉旋风分离器实验研究及数值模拟.[D].西安：西安交通大学.2003．[5]毛健雄，毛健全，赵树民.煤的清洁燃烧.[M].北京：科学出版社，2000.[6]赵兵涛，沈恒根，许文元，陈东武.旋风分离器内气固分离模型的研究进展.[J].中国粉体技术.2003.第6期.[7]MuschelknautzU,MuschelknautzE.ImprovementsofcyclonesinCFBpowerplantsandquantitativeestimationsoftheireffectsontheboilerssolidsinventory.[J].MKEngineering,D一70192Stuttgart,[8]徐剑，沈恒根，许文元，陈东武.改进旋风器结构提高除尘效率的新方法.[J].工业安全与环保.2003.第29卷.第1期.[9]杨丽芳.旋风分离器分离段形状探讨.[J].云南环境科学.2001.第20卷.第2期.[10]陈宏基，姜大志.旋风除尘器的性能及改进方案.[J].化工环保.2005.第25卷.第5期.[11]GiulioSolero,AldoCoghe.Experimentalfluiddynamiccharacterizationofacyclonechamber.[J].ExperimentalThermalandFluidScience.2002.[12]周曼玲.通风除尘与物料输送.[M].北京：中国财政经济出版社，2002.[13]P.A.Yazdabadi,A.J.Grifflths,N.SyredCharacterizationofthePVCphenomenaintheexhaustofacyclonedustseparator.[J].ExperimentsinFluids.1994.[14]元少昀吴小林.一种测定强旋流中旋进涡核(PVC)的新技术.[J].石油大学学报.1999.第23卷.第3期[15]郝吉明，马广大.大气污染控制工程（第二版）[M].北京:高等教育出版社，2002[16]吴小林，熊至宜，姬忠礼，时铭显.旋风分离器旋进涡核的数值模拟.[J].化工学报.2007.第58卷.第2期.[17]王建军，王连泽，刘成文.旋风分离器排气管内流动分析及减阻机理.[J].过程工程学报.2005.第5卷.第3期.[18]李双权，孙国刚，时铭显.排气管偏置对PV型旋风分离器效率及压降的影响.[J].中国粉体技术.2004.第10卷专辑.[19]吴小林，严超宇，时铭显.双入口直切式旋风分离器流场内旋进涡核现象的研究.[J].化工机械.2002.第29卷.第1期.[20]姜江，金晶，屈星星.回燃式抛煤机锅炉飞灰分离装置的实验研究.[J].工业锅炉.2008.收录.[21]国家统计局.中国统计年鉴-2004.[M].北京：中国统计出版社，2004.[22]陈学俊，陈听宽.锅炉原理上册.[M].北京：机械工业出版社，1981[23]YazdabadiPA,GriffithsAJ,SyredN(1982).Axialandtangentialvelocitycomponentsattheexhaustendofahighlycomplexflowpatterngeneratedbyaprecessingvortexcore.[J].UniversityofWalesCollegeofCardiff,internalreport1782.[24]BenjamineTB(1962).Theoryofvortexbreakdownphenomenon.[J].JFluidMechz4:593-629基于C8051F单片机直流电动机反馈控制系统的设计与研究基于单片机的嵌入式Web服务器的研究MOTOROLA单片机MC68HC（8）05PV8/A内嵌EEPROM的工艺和制程方法及对良率的影响研究基于模糊控制的电阻钎焊单片机温度控制系统的研制基于MCS-51系列单片机的通用控制模块的研究基于单片机实现的供暖系统最佳启停自校正（STR）调节器单片机控制的二级倒立摆系统的研究基于增强型51系列单片机的TCP/IP协议栈的实现基于单片机的蓄电池自动监测系统基于32位嵌入式单片机系统的图像采集与处理技术的研究基于单片机的作物营养诊断专家系统的研究基于单片机的交流伺服电机运动控制系统研究与开发基于单片机的泵管内壁硬度测试仪的研制基于单片机的自动找平控制系统研究基于C8051F040单片机的嵌入式系统开发基于单片机的液压动力系统状态监测仪开发模糊Smith智能控制方法的研究及其单片机实现一种基于单片机的轴快流CO〈,2〉激光器的手持控制面板的研制基于双单片机冲床数控系统的研究基于CYGNAL单片机的在线间歇式浊度仪的研制基于单片机的喷油泵试验台控制器的研制基于单片机的软起动器的研究和设计基于单片机控制的高速快走丝电火花线切割机床短循环走丝方式研究基于单片机的机电产品控制系统开发基于PIC单片机的智能手机充电器基于单片机的实时内核设计及其应用研究基于单片机的远程抄表系统的设计与研究基于单片机的烟气二氧化硫浓度检测仪的研制基于微型光谱仪的单片机系统单片机系统软件构件开发的技术研究基于单片机的液体点滴速度自动检测仪的研制基于单片机系统的多功能温度测量仪的研制基于PIC单片机的电能采集终端的设计和应用基于单片机的光纤光栅解调仪的研制气压式线性摩擦焊机单片机控制系统的研制基于单片机的数字磁通门传感器基于单片机的旋转变压器-数字转换器的研究基于单片机的光纤Bragg光栅解调系统的研究单片机控制的便携式多功能乳腺治疗仪的研制基于C8051F020单片机的多生理信号检测仪基于单片机的电机运动控制系统设计Pico专用单片机核的可测性设计研究基于MCS-51单片机的热量计基于双单片机的智能遥测微型气象站MCS-51单片机构建机器人的实践研究基于单片机的轮轨力检测基于单片机的GPS定位仪的研究与实现基于单片机的电液伺服控制系统用于单片机系统的MMC卡文件系统研制基于单片机的时控和计数系统性能优化的研究基于单片机和CPLD的粗光栅位移测量系统研究单片机控制的后备式方波UPS提升高职学生单片机应用能力的探究基于单片机控制的自动低频减载装置研究基于单片机控制的水下焊接电源的研究基于单片机的多通道数据采集系统基于uPSD3234单片机的氚表面污染测量仪的研制基于单片机的红外测油仪的研究96系列单片机仿真器研究与设计基于单片机的单晶金刚石刀具刃磨设备的数控改造基于单片机的温度智能控制系统的设计与实现基于MSP430单片机的电梯门机控制器的研制基于单片机的气体测漏仪的研究基于三菱M16C/6N系列单片机的CAN/USB协议转换器基于单片机和DSP的变压器油色谱在线监测技术研究基于单片机的膛壁温度报警系统设计基于AVR单片机的低压无功补偿控制器的设计基于单片机船舶电力推进电机监测系统基于单片机网络的振动信号的采集系统基于单片机的大容量数据存储技术的应用研究基于单片机的叠图机研究与教学方法实践基于单片机嵌入式Web服务器技术的研究及实现基于AT89S52单片机的通用数据采集系统基于单片机的多道脉冲幅度分析仪研究机器人旋转电弧传感角焊缝跟踪单片机控制系统基于单片机的控制系统在PLC虚拟教学实验中的应用研究基于单片机系统的网络通信研究与应用基于PIC16F877单片机