向进口热风分离器内气固两相流动的数值模拟

向进口热风分离器内气固两相流动的数值模拟

旋转式检测器是广泛应用于工业的过滤装置。它具有成本低、结构简单、分离效率高等优点。旋风分离器是根据气、固两相的离心力不同而进行相分离的设备:当含尘气流以较高速度经进气管沿切向进入分离器后,气流在圆筒体与排气管间的圆环内作旋转运动,在到达锥形底部后旋转向上,最后经排气管排出;较大的尘粒随气流进入分离器后,由于离心力作用,尘粒脱离气流轨道撞向外筒壁,在固壁上由于失去惯性而沿器壁向下滑动,最后被收集;而较小的尘粒,由于其受到的离心力较小,将随气流一起运动,并经排气管排出。实际上旋风分离器内的流动状况非常复杂,其结构参数对分离器内的气流流型及尘粒的分离效率有重要影响。一直以来,许多学者对分离器内的流场和分离性能进行了试验研究。柳绮年对旋风分离器内的流场进行了测量,并得到了流型图。Kenny和Gussman采用两组分离器模型,试验研究了结构参数对流型及分离效率的影响,并得到了经验关联式。由于旋风分离器内流场的复杂性和试验方法的局限性,试验得出的结论一般只适用于对应的试验范围,同时,试验研究需要大量时间及昂贵的成本,因而难以应用于旋风分离器的结构优化和设计工作。随着近年来计算流体力学(ComputationalFluidDynamics)技术的飞速发展,使得采用数值计算方法来模拟旋风分离器的流场和计算分离效率成为可能。Griffths和Boysan等对一水力漩流器中固体颗粒的穿透效率进行了数值计算,并得到了较为理想的结果。Ma等人采用3种紊流模型-标准k-ε、RNG(重整合群)k-ε模型和RSM(雷诺应力)模型对一旋风分离器内流场进行了模拟,认为:标准k-ε紊流模型由于采用了各向同性假设,模拟结果与试验值有较大偏差;RSM模型的计算结果与试验值吻合较好,但模型复杂,计算很难收敛;而RNGk-ε模型计算精度较好,计算方法也比较简单,在模拟强旋流场具有优越性。并进行了分割粒径的计算,比较了外筒体结构对分割粒径的影响;林玮等对旋风分离器中的颗粒运动轨迹进行了分析,认为收缩的锥体段对颗粒捕获有不利的一面。本文基于FLUENT软件,采用RNGk-ε紊流模型对一切向进口旋风分离器内的气相流场进行三维数值模拟和分析,在此基础上,用拉格朗日模型对不同直径的颗粒轨迹进行计算,研究了颗粒进口位置、颗粒进口速度以及排气管直径对分离效率的影响,为旋风分离器的结构优化设计提供依据。图1表示模拟的旋风分离器结构和尺寸。1相流场模拟及分析1.1tsij-33k气相控制方程包括连续方程、动量方程及紊流模型方程。为节省篇幅,这里仅列出本文采用的RNGk-ε紊流模型。该模型是标准的k-ε模型的一种改进形式,与标准的k-ε紊流模型相比,RNGk-ε模型主要有两点不同:①模型中的系数都由理论推导产生;②ε方程多了一考虑强旋流下应变率对紊流耗散率影响的附加项R。RNGk-ε模型中Reynolds应力可表示为:-ρ¯u´iu´j=2μtSij-23ρkδij(1)−ρu′iu′j¯¯¯¯¯¯=2μtSij−23ρkδij(1)式中:μt为紊流粘性系数,μt=Cμρk2ε,kμt=Cμρk2ε,k为紊动能,ε为紊流耗散率;ρ为流体密度;Sij为应变率张量,Sij=12(∂ui∂xj+∂uj∂xi)Sij=12(∂ui∂xj+∂uj∂xi);δij为单位张量。紊动能κ、耗散率ε方程为:∂∂xi(ρuik)=∂∂xi[(μtσk+μ)∂k∂xi]+Gk-ρε(2)∂∂xi(ρuiε)=∂∂xi[(μtσε+μ)∂ε∂xi]++εk(C1Gk-C2ρε)-R(3)∂∂xi(ρuik)=∂∂xi[(μtσk+μ)∂k∂xi]+Gk−ρε(2)∂∂xi(ρuiε)=∂∂xi[(μtσε+μ)∂ε∂xi]++εk(C1Gk−C2ρε)−R(3)式中:湍能产生率Gk=2μtSijSij;模型系数为C1=1.42,C2=1.68,σk=0.7179,σε=0.7179;R为由平均应变率产生的ε的附加项:R=cμη3(1-η/η0)1+βη3ρε2k(4)R=cμη3(1−η/η0)1+βη3ρε2k(4)式中:η=Sκ/ε,S=(2SijSij)1/2,为应变率张量的范数;常数Cμ=0.084,β=0.012,η0=4.38。1.2数值试验结果及分析由于旋风分离器内颗粒浓度很小,属于稀疏气固两相流,因而在气相流场模拟时忽略固相颗粒对气相流场的影响。计算区域的离散采用了分块结构化网格:在筒体部分采用三维柱坐标网格,在分离器的矩形进口部分采用适体坐标网格。采用的网格精度由数值解的网格无关性确定。为保证解的精度,各控制方程中对流项的离散采用了二阶精度的QUICK格式,扩散项离散采用中心差分,离散方程组采用求解压力耦合方程的半隐方法—SIMPLE算法求解。边界条件:进口:入口气流速度由试验值确定,为24.85m/s;入口κ、ε值根据参考文献估计kin=0.005u2m2m,εm=c0.75μ0.75μk1.5/l,1为进口管道的当量直径;出口:出口截面按充分发展条件处理,即∂ue001φ/∂n=0,其中n为出口截面的法线方向;固体壁面为无滑移条件,按壁面函数法处理κ、ε。1.3截面分布的规律图2为旋风分离器中3个不同高度截面上的切向速度分布。由图2可见:旋风分离器内的切向速度从壁面向轴心的变化为先逐渐增大,在达到一最大速度后逐渐减小,呈双涡旋结构;从数值上看,切向速度接近全速度,所以切向速度在固相分离中起主要作用。由图2可见,在旋风分离器中不同高度的各截面上,切向速度的分布规律较为一致。图3为旋风分离器中不同高度截面上的轴向速度分布。由图3可见:轴向速度在各截面上的分布有很大差异。其方向在内外层的分布不同:在靠近外筒附近的外层,方向向下;在靠近轴心处的内层,方向向上。由图3可见:在靠近排气管下部的z=485mm的截面以及在锥体部分的z=1200mm的截面上,轴心处的轴向速度都减小,而在z=1200mm的截面轴心处甚至出现下降流现象。下降流的出现对于旋风分离器的分离性能有不利影响。一般认为,在旋风分离器的部分截面上会出现轴心处的下降流现象,但也有研究认为在所有截面上都出现下降流。本文研究表明:分离器内某些截面轴心处出现下降流的现象与工况条件和分离器结构参数有关,在一定工况下,减小排气管直径可以避免下降流的出现,因而,通过数值模拟,进行针对性的结构优化,可以提高旋风分离器性能。图4表示不同高度截面上的径向速度分布。由图可见:在同一高度上,外旋区域的径向速度变化比较缓慢;而内旋区域的径向速度的变化较快。径向速度分布是非轴对称的。2试验测量的测量截面为验证模型的可靠性,本文将流场分布的计算值与试验值进行了比较。试验值是采用五孔探针法对同一工况的流场进行测量得到的。在测量时,高度方向上以100mm为间隔划分测量截面,在每个测量截面上,沿径向以10mm为间隔布置测点。图5、图6分别是z=485mm截面上切向速度和全速度的计算值和试验值的比较,在轴心部分由于试验条件的原因,没有测得试验值。由图可见,计算值和试验值吻合良好,证明RNGk-ε紊流模型可较好地预测旋风分离器内的流场。3高分离效率的研究3.1u3000颗粒的随机扩散效应本文在气相流场模拟的基础上,进行了颗粒运动轨迹及分离效率的模拟。假定颗粒为球体,密度(铝)为2707kg/m3。在旋风分离器内颗粒所受到的力主要是离心力和阻力,其它力的影响很小,可以忽略。在拉格朗日坐标系下,粒子的运动方程为:mduipdt=Fid+mgi(5)mduipdt=Fid+mgi(5)式中:m为颗粒的质量;uipip为颗粒速度;Fidid为颗粒受到的由气相施加的流动阻力;gi为重力加速度分量。对于球型颗粒,阻力可以表示为:Fid=m18μρ2D2pCDRep24(ui-uip)(6)其中:Dp为颗粒直径;ρp为颗粒密度;ui为气相速度分量;μ为气相分子粘性系数;Rep为颗粒雷诺数:Rep=ρDpμ|ui-uip|(7)式中:CD为阻力系数,一般表示为雷诺数的函数:CD=a1+a2Rep+a3Re2p(8)其中:系数a1、a2、a3由Rep的范围决定。颗粒的紊流扩散效应采用随机步行法模拟,应用连续相瞬时速度积分计算颗粒轨迹,脉动速度分量是时间的分段常数函数,即在积分涡时间尺度中,随机脉动速度按照高斯概率分布随机采样:u′=ζ√¯(u′)2=ζ√23k(9)式中:ζ为服从正态分布的随机数,u′为流体的脉动速度。积分时间尺度TL按流体的拉各朗日积分时间计算:ΤL=0.3kε(10)颗粒边界条件:在旋风分离器外筒壁和底部壁面,颗粒被收集,即“捕获”边界;在排气管壁面,假定颗粒反弹,即“弹性碰撞”边界;在排气管出口,颗粒随气流逃出,即“逃逸”边界。3.2颗粒进口位置的影响在进行颗粒分离效率的研究之前,首先研究了颗粒的进口位置对分离效率的影响。图7表示颗粒以3个不同进口位置进入旋风分离器时分离效率随粒径的变化。这3个位置都位于进口截面的垂直中心线上,B位于中心线的中点,A位于距上壁面10mm处,C位于距下壁面10mm处。由图可见,颗粒进口位置对其分离效率有一定影响。从中心位置进入的颗粒,分离效率最高,即使粒径为1μm的颗粒,分离效率也达到了90%以上;而从其余位置进入的颗粒,其分离效率较低;但对于直径较大的颗粒(8μm以上),进口位置对其分离效率基本没有影响。考虑到颗粒进口位置对分离效率的影响,在下文的颗粒分离效率的计算中,取颗粒在进口截面上按二维点阵均匀分布。进口截面上共有154个颗粒点源,每个点源产生20个颗粒,模拟的总颗粒数为3080个。根据计算,对3080个颗粒进行模拟,可以得到分离效率的统计值。3.3进口速度对分离效率的影响图8表示在不同的进口流速下,该旋风分离器的颗粒分离效率随粒径的分布。由图可见,在其余条件不变的情况下,相同直径的颗粒的分离效率随进口速度的增大而提高,但当进口速度增大到一定程度时,其对分离效率的影响减小。根据计算,该旋风分离器的分割粒径的范围为0.75～0.82μm,这与Griffiths等的数值模拟结果(0.75～0.8μm)很接近,也与邹声华等的试验结果(0.66～0.78μm)比较接近。3.4排气直径的影响图9表示不同排气管直径对颗粒分离效率的影响。图中气相的进口速度保持恒定(为24.85m/s)。由图可见,颗粒的分离效率随排气管直径的减小而增大。其原因可以通过观察图10中不同排气管直径下气相轴向速度的分布规律而得到。图10表示z=485mm截面上气相轴向速度的分布。由图10可见:随着排气管直径减小,轴心处气相的下降流速度逐渐减小,直至消失。由图9还可见:当排气管直径减小到一定程度时,分离效率增加的幅度很小,但随着排气管直径减小,分离器阻力增大。因而在实际的应用中,通过减小排气管直径来提高分离器的分离效率时应该综合考虑效率和阻力的关系。4分离效率的模拟本文基于FLUENT软件,对一切向进口旋风分离器内气相流场及颗粒的分离效率进行了数值研究,采用RNGκ-ε模型模拟气相紊流特性。研究表明:分离器内气流的切向速度分布呈复合双层结构;轴向速度方向在内外层分布不同,外层向下,内层向上,但在部分断面处,轴心处出现了下降流动特征。由出口直径变