連接管道直徑等參數對旋風分離器性能的影響*

寧壯壯,王曉峰,侯國明,趙 航

(陜西科技大學 機電工程學院,陜西 西安 710021)

0 引 言

近年來,金屬增材制造技術在航空航天、汽車、生物醫藥等領域得到了大力推廣,并已成為先進制造技術領域的重要組成部分[1]。

金屬增材制造采用金屬粉末為原材料,要求使用的金屬粉末具有粒度小(一般為15 μm～53 μm,53 μm～150 μm兩個區間)、粒度分布較集中、純凈度較好、近球形的特點[2-3]。金屬粉末生產主要采用氣霧化制粉設備,但是該設備采用的分離器收集粉末的性能較差,同時其分級效率也較低,無法滿足金屬增材制造的粉末粒度要求。

旋風分離器是用于氣固體系或液固體系分離的一種生產設備,其主要優點是內部無構件、結構相對簡單、生產效率高、設備管理維修較為方便、成本低、適用于捕集粒徑為5 μm～10 μm以上的粉塵顆粒,且可以在高溫、高壓的條件下穩定工作[4-5]。

吳靈輝[6]采用數值模擬和實物實驗的方法,對折角入口、圓臺出口和直筒型旋風分離器的性能進行了研究,結果發現傳統分離器效率要低于倒圓臺,分離效率大約低了2%;但該研究并未對旋風分離器的其他結構參數進行研究。王孝全等人[7]采用軟件仿真和物理實驗相結合的方法,定性分析了排氣管插入深度和直徑對旋風分離器性能的影響,發現了壓降和分離效率隨著排氣管插入深度的增加先上升再下降,分離效率的最大值為98.2%;但其并未對旋風分離器的粒徑分布情況以及分級效率進行研究。董敏等人[8]采用數值模擬的方法,在不同操作條件下,對兩級串聯旋風分離器進行了分析,發現了當入口濃度為定值時,隨其入口速度的增大,其分離效率和壓降都會增加,且在入口速度一定時,隨入口濃度的增大,兩級串聯旋風分離器的總分離效率減小,總壓降增大;但其并未對兩級串聯旋風分離器的結構參數以及分級效率等其他性能參數進行研究。劉楊等人[9]采用計算流體力學(CFD)模擬和實驗相結合的方法,對一種用于氣霧化制粉設備的組合式分離器開展了高溫合金粉末分離性能研究,進行了初步粗細顆粒分級分離;但其并未研究分離器結構參數變化對旋風分離器性能的影響。

筆者采用CFD模擬仿真技術[10],通過對兩級串聯旋風分離器的連接管道、入口形狀和錐體長度進行模擬計算,研究旋風分離器的內部流場分布以及不同粒徑物料的分離效率,得到這些參數對旋風分離器性能的影響規律,探討影響旋風分離器分離效率的因素。

1 數值模擬計算

1.1 幾何模型

旋風分離器幾何圖和測量截面如圖1所示。

圖1 旋風分離器幾何圖和測量截面

此處筆者以兩級串聯旋風分離器為研究對象,主要研究不同連接管道直徑變化,對旋風分離器的內部流場及分離性能的影響。

旋風分離器結構參數表如表1所示。

表1 旋風分離器結構參數表 單位:mm

1.2 計算模型

由于旋風分離器內部流場是三維強旋流流動,此處的氣相域采用N-S方程,應力輸運方程采用雷諾應力模型進行求解。其基本方程分別如下:

1)連續性方程:

(1)

2)動量方程:

(2)

3)雷諾應力模型輸運方程:

(3)

4)離散相模型

粉末顆粒在氣流的帶動下運動,由牛頓第二定律可得固體顆粒在拉格朗日坐標下的軌跡運動方程為:

(4)

式中:mP為顆粒質量;uP為顆粒速度;FD為顆粒阻力;FG為顆粒重力;FB為顆粒浮力;Fvm為附加質量力;FP為壓力梯度力;Fco為旋轉科氏力;Fcent為離心力[11]。

1.3 邊界條件及差分格式

邊界條件及差分格式如下:

1)氣相入口為常溫常壓氬氣。根據氣霧化制粉工況,平均氬氣流量為730 m3/h,根據入口尺寸,計算出平均入口流速為21 m/s,湍流強度為3.6%,水力直徑93 mm。固相為鐵基合金顆粒,速度與氣相一致,密度8 030 kg/m3,質量流率0.01 kg/s;

2)入口處邊界條件設置為速度入口(velocity inlet),排氣口邊界條件設置為壓力出口(stress outflow);

3)壁面邊界采用無滑移邊界條件、標準壁面函數處理邊界湍流[12]。排氣口、收集口分別設置為逃逸和捕捉,其余壁面均設置為反彈,碰撞恢復系數設為0.9;

4)采用SIMPLEC算法,壓力插補格式采用PRESTO格式,動量離散格式選用QUICK,雷諾應力離散格式選用一階迎風,湍動能和湍流耗散率離散格式選用二階迎風[13]。

2 制粉實驗

為驗證選取的數值模擬模型及邊界條件的可靠性,筆者進行了制粉實驗。

真空感應熔煉氣霧化裝置如圖2所示。

圖2 真空感應熔煉氣霧化裝置

筆者采用真空感應熔煉氣霧化設備(10 kg)制備金屬粉末。此處霧化實驗采用的原材料為316H不銹鋼,霧化氣體為氬氣,選定霧化壓力為6 MPa,熔體過熱度為200 ℃。

實驗流程如下:

1)對系統抽真空,然后進行熔煉霧化合金,熔煉后的金屬熔液在氣流的負壓抽吸及重力作用下流出,后經霧化器流出的高壓、高速、高純氬氣沖擊金屬熔體,使金屬熔體一次破碎形成金屬帶,霧化氣體繼續作用于金屬帶上,使金屬帶再次斷裂破碎,形成小的金屬液滴;

2)在表面張力作用下,金屬液滴開始球形化,并逐漸凝固成金屬粉末。粉末落入收粉系統,經氬氣快速冷吹,通過旋風分離器將粉末送入收粉罐,氣體經過過濾器除塵后排出;

3)收集C1和C2分離器內的金屬粉末,利用Bettersize2000型激光粒度分析儀,對收集的金屬粉末進行分析,發現粉末大部分被C1分離器收集,C2分離器內僅有少量細粉(25 μm以下)。

顆粒粒度分布如圖3所示。

圖3 顆粒粒度分布

筆者采用相同比例的各粒徑微粒進行了數值模擬,并把數值模擬結果與實驗結果進行對比,得到了分離效率的對比結果,如圖4所示。

圖4 分離效率對比圖

由圖4可知:模擬值與實驗值數據基本吻合,說明上述計算模型可以有效地預測分離器分離效率及內部流場情況,具有很高的可靠性。

3 結果與分析

3.1 連接管道直徑對切向速度的影響

氣流切向速度是影響最大的速度分量,切向速度越大,對顆粒產生的切向曳力也越大,帶動顆粒在分離器內部發生旋轉,在離心力的作用下與分離器內壁發生接觸減速,最終達到分離的目的。

6組分離器的切向速度分布云圖如圖5所示。

圖5 6組分離器的切向速度分布云圖

從圖5中可以看出:兩級旋風分離器的切向速度分布都是蘭金渦結構,外部為準自由渦,內部為準強制渦[14]。

6組分離器的渦核下部擺動基本相同,說明連接管道直徑變化不會對渦核擺動幅度產生影響。隨著連接管道直徑的增加,C1分離器切向速度的最大值向壁面移動,數值減小;前5組的C2分離器切向速度曲線分布基本一致,d=170 mm時,切向速度的數值明顯減小。

上述結果說明:連接管道直徑對C1分離器切向速度分布影響較大,對C2分離器切向速度分布影響較小。

3.2 渦核區域的影響

對于旋風分離器而言,通過理解其內部流動過程中渦的運動趨勢,可以更好地理解旋風分離器內的能量損失和流體流動[15]。GAO Z W等人[16]利用Q準則對旋風分離器進行等渦面的識別。

基于Q準則的渦等值面云圖如圖6所示。

圖6 基于Q準則的渦等值面云圖

由圖6可知:渦的運動基本一致,隨著連接管道直徑的增加,C1分離器渦核的當量直徑不斷增加,能量損失減小;而C2分離器渦核的當量直徑基本不變。

3.3 連接管道直徑對分離效率等的影響

壓降、分離效率和切割粒徑是評價旋風分離器性能的3個重要參數。

壓降代表能量消耗,用旋風分離器進出口壓力差來表示;分離效率代表顆粒收集效果[17],其計算公式如下:

(5)

式中:η為分離效率;m為分離后各粒徑物料的質量;m0為分離前各粒徑物料的質量。

切割粒徑代表兩級串聯旋風分離器分級效果,用C2分離器收集效率為90%時對應的顆粒粒徑來表示。

6組分離器壓降、分離效率和切割粒徑如圖7所示。

圖7 6組分離器壓降、分離效率和切割粒徑

由圖7(a)可知:壓降隨連接管道直徑的增大逐漸降低,這是因為切向速度越大,需要越多的靜壓轉變成動壓來維持[18]。

由圖7(b)可知:6組旋風分離器都可以完全收集5 μm以上的顆粒,旋風分離器的分離效率隨連接管道直徑的增加先升高再降低;當d=130 mm時,旋風分離器的分離效率最高,當d=170 mm時,旋風分離器的分離效率最低。

由圖7(c)可知:隨著旋風分離器連接管道直徑的增加,其切割粒徑逐漸增加。

4 其他參數對旋風分離器的影響

4.1 入口形狀

筆者選用d=110 mm的旋風分離器模型,并在其他參數不變的前提下,保持入口截面面積一定,對入口形狀進行改進,將入口形狀設計為梯形、圓形及矩形,分析其對旋風分離器性能的影響。

5種入口形狀尺寸表如表2所示。

表2 5種入口形狀尺寸表

4.1.1 對流場的影響

5種入口形狀的切向速度曲線圖如圖8所示(Z/R為相對徑向位置,下同)。

圖8 5種入口形狀的旋風分離器切向速度曲線圖

由圖8(a)可以看出:5種入口結構的切向速度曲線圖基本一致,但入口結構形狀的改變對旋風分離器有一定的影響,C1分離器中圓形A的切向速度最小,矩形E的切向速度最大。

由圖8(b)可以看出:C2分離器中矩形D的切向速度最小,等腰梯形B的切向速度最大,整體變化幅度不大。

總體而言,當入口形狀發生改變時,對C1分離器有較大的影響,對C2分離器影響較小。

4.1.2 對分離性能的影響

5種入口形狀壓降、分離效率和切割粒徑如圖9所示。

圖9 5種入口形狀的旋風分離器壓降、分離效率和切割粒徑

由圖9(a)可以看出:圓形A的壓降大于等腰梯形B的壓降,矩形C的壓降最小,并且隨著矩形高寬比的增加,壓降逐漸升高。

由圖9(b)可以看出:圓形A的分離效率最高,隨著矩形長寬比的增加,分離效率逐漸降低。

由圖9(c)可以看出:等腰梯形B的切割粒徑大于圓形A的切割粒徑,矩形C的切割粒徑最小,隨著矩形高寬比的增加,其切割粒徑逐漸增加。

4.2 錐體長度

筆者選用d=110 mm,入口形狀為等腰梯形B的旋風分離器模型,在保持其他參數一定的前提下,通過改變C1和C2分離器的錐體長度,分析其對旋風分離器性能的影響。

錐體長度尺寸表如表3所示。

表3 錐體長度尺寸表

4.2.1 對流場的影響

6種方案切向速度曲線圖如圖10所示。

圖10 6種方案切向速度曲線圖

圖10(a)中:C1分離器6種方案的旋風分離器切向速度基本一致,切向速度大小相差不大,最大相差4.5 m/s。

圖10(b)中:C2分離器在靠近壁面處,切向速度隨錐體長度的增加而升高,在靠近中間位置時,切向速度大小基本相同。

因此,從圖10中可以看出,錐體長度的改變對旋風分離器切向速度的影響不大。

4.2.2 對分離性能的影響

6種方案壓降、分離效率和切割粒徑如圖11所示。

圖11 6種方案壓降、分離效率和切割粒徑

由圖11(a)可知:旋風分離器壓降值隨錐體長度的增加而逐漸減小,但其變化較小,壓降值最大相差400 Pa。

由圖11(b)可知:隨著錐體長度的增加,旋風分離器分離效率先升高后降低,采用方案3時,分離效率最高。

由圖11(c)可知:隨著錐體長度的增加,旋風分離器的切割粒徑逐漸降低。

5 結束語

筆者首先進行了制粉實驗,將實驗結果與計算流體模擬軟件(CFD)模擬的結果進行了比較,驗證了計算模型的可靠性,然后,采用雷諾應力湍流模型和離散相模型分別對兩級串聯旋風分離器的連接管道直徑、入口形狀和錐體長度進行了數值模擬,并對結果進行了分析。

研究結果如下:

1)連接管道直徑的改變不會對渦核擺動幅度產生影響,但可以控制C1分離器渦核直徑的大小,隨著連接管道直徑增大,C1分離器渦核當量直徑增加;但對C2分離器基本無影響;

2)壓降隨著連接管道直徑的增加而減小。隨著連接管道直徑增大,分離效率先升高再降低,d=130 mm時,旋風分離器的分離效率最高。旋風分離器的切割粒徑隨其連接管道的增加而逐漸增加;

3)入口形狀的改變對兩級串聯旋風分離器的分離性能產生影響。圓形A的分離效率最高;隨著矩形長寬比的增加,壓降增大、分離效率降低、切割粒徑增加;

4)錐體長度的改變對兩級串聯旋風分離器的切向速度和壓降值影響較小。隨著錐體長度的增加,旋風分離器分離效率先升高后降低,采用方案3時分離效率最高;切割粒徑逐漸降低。

筆者采用CFD軟件研究了兩級串聯旋風分離器各參數的影響規律。在今后的研究工作中,筆者將進一步對旋風分離器進行優化,以設計出分離分級精度更高的旋風分離器。