陶瓷过滤器引射区域内瞬变流场的数值模拟-上海联兵环保免费电话：400-600-5030

摘　要:采用二维轴对称非稳态流动模型对陶瓷过滤器脉冲反吹系统引射区域的瞬变流场进行了数值模拟。同时分析了喷吹距离对引射区域流场的影响,初步得到了喷吹压力为0.7 MPa时最佳喷吹距离。结果表明,数值模拟与热线风速仪所测得的瞬态速度吻合较好,可用于刚性陶瓷过滤器脉冲反吹系统的性能分析与优化设计。
关键词:陶瓷过滤器;脉冲反吹;瞬态流场;数值模拟
中图分类号:O35　　　文献标识码:A　　　文章编号:1006-8740(2002)06-0498-05
高温陶瓷过滤器被公认为最具有发展潜力的高温气体净化技术,它可以分离1~5μm以上的粉尘,过滤效率可达99.9%以上,完全可以满足洁净煤燃烧联合循环发电中的燃气净化要求。在燃气蒸汽增压流化床(PFBC)和整体煤气化联合循环发电技术(IGCC)中具有广泛的应用前景。目前有关陶瓷过滤器滤管内外流场数值计算的模型主要有一维计算模型和二维计算模型。一维计算模型[1,2]是基于稳态流动的假设,计算过程比较简单;二维计算模型[3]是将滤管内外流场假设为二维轴对称、不可压、准稳态的湍流流动,且不涉及脉冲反吹快要结束时的气体流动过程,所得计算结果难以分析脉冲反吹过程中的清灰效率及清灰不均匀现象。本文在二维轴对称的基础上引入可压缩、非稳态的湍流流动条件,使得流场计算更接近实际流动,所得计算结果对于陶瓷过滤器的优化设计具有重要的参考价值。
1　陶瓷过滤器内流场的计算模型
1.1　控制方程
由于工业用陶瓷过滤器一般由多根滤管组成,在脉冲反吹过程中,滤管间会相互影响,使得滤管内外流动过程非常复杂。为了便于数值计算,依据流场测量结果,对滤管内外流场进行如下简化:
1)引射空间、滤管内外空间作为计算区域,并将其内部的流动过程简化为二维轴对称非稳态流动;
2)滤管引射空间和管内气体假设为可压缩流体并采用k-ε湍流模型,而滤管外流体为不可压流体;
3)为了便于分析高温条件下滤管内外的温度场分布,将能量方程与流动控制方程联立计算。
湍流流动的通用控制方程组为

上式分别代表了连续性方程、两个方向的动量方程、能量方程、湍动能方程和湍动能耗散率方程。
为了简化控制方程形式,压力、密度、应力张量采用Reynolds平均,而速度、内能、湍动能、耗散率则采用Favre平均。同时,由于马赫数Ma较小,可以忽略密度脉动的影响[4]。总能量、总焓及应力张量可表达为

1.2　计算区域划分
根据过滤器的几何形状,取图1所示的一根滤管及其附近空间作为研究区域,其中A、B、C、D为引射器及滤管由上至下4个测量位置。图2为滤管内外计算区域的网格图。
1.3　计算条件
初始条件:为了便于和实验测量结果对比,设定了与实验相同的初始条件,即不加过滤气,计算区域内为均匀的常温常压静止流场。
边界条件:在喷嘴出口处,由于喷嘴直径较小,因此假定轴向速度沿嘴径向均匀分布。由实验测得的喷吹气体质量流量及压力随时间的变化可以计算出图3所示的喷嘴气速随时间变化曲线。
滤管壁作为渗流壁,其内部沿半径方向的流动方程由非稳态形式的Darcy公式确定。


固体壁面包括净化气体集气室壁面、喷管外壁、引射器内外壁面、过滤器管板等为非渗透壁,其边界条件采用壁面函数法。滤管中心采用轴对称条件。

2　计算结果及分析
2.1　引射区域瞬变流场的特点
由于在脉冲反吹过程中,由喷嘴喷出的高速气体在净化气体集气室空间引射一定的气体后,经过引射器进入滤管,其动量迅速转变为滤管内的压力升高,迫使滤管内的气体经滤管壁上的微孔流向滤管外,而实现滤管的循环再生,因此引射区域的流动对清灰过程具有重要影响。利用前述模型计算了喷吹压力0.7MPa、脉冲宽度46μs、喷吹距离50 mm时引射区域流场。
图4和图5为滤管内图1所示的由上向下4个轴向位置的轴向速度计算值和实验测定值的比较。由图中可以看出,滤管内的轴向速度都存在明显的零速段、气流下行段、气流上行段,由滤管入口至底部逐渐降低,滤管内4个不同轴向位置的轴向速度计算值和实验值吻合较好,只是计算得到的达到最大回流速度时间与实验值有较大出入。分析认为,主要是受实验的限制,给定的喷嘴气速边界条件是通过喷吹气量测得的,而测喷吹气量与反吹时实验条件不完全一致,从而导致了计算得到的达到最大回流速度时间提前。


图6为滤管外壁附近距离分别为15 mm、30 mm和55 mm 3个位置的径向速度波形的比较。由图中可以看出,滤管外的径向速度峰值沿径向逐渐减小。距离壁面越近,径向速度的反吹峰值和回流峰值也越大。陶瓷过滤器的过滤速度一般为0.02~0.06 m/s,而近壁处最大回流速度可达0.4 m/s,是正常过滤速度的数倍。在反吹过程中,下行的气体穿过滤管壁到达滤管外面,随着流动半径的增大,使得径向速度不断减少。

图7为引射空间流场在不同时刻的速度矢量图。由图7a可知,在脉冲反吹开始阶段,由于滤管内压力较低,喷吹气体的引射作用较强,引射器内沿径向的轴向速度分布比较均匀。在图7b所示的0.27 s时刻,喷嘴气速达到最大值。高速气流将大量气体引射入滤管,引射气量接近最大值,此时滤管外壁附近的径向速度达到最大值。图7c中,此时集气室大量气体已被引射入滤管,导致集气室内出现严重的负压,而滤管内压力高于集气室压力。滤管内气体沿引射器壁流回集气室,引射气量大大降低。由图7d中可知,在t =0.7 s时,脉冲阀快要关闭,喷嘴气体速度已经很小,因此射流已不能起屏蔽作用,此时引射器内已全部出现回流,速度分布呈抛物线形。

2.2　喷吹距离对引射区域流场的影响
图8为不同喷吹距离下,在0.27 s时引射空间的速度矢量图。由图8a知在喷吹距离为0 mm时,由于引射区域局限在引射器内,引射面积很小,难以将大量气体带入滤管。引射器喉管处轴向速度沿径向分布呈陡峭的抛物线形状。图8b中喷嘴与引射器有一定距离,引射面积较大,引射充分。旋涡基本上被限制在集气室内,引射器喉管内速度分布平缓而无旋涡,引射情况比较理想。由图8c知在喷吹距离160 mm时,引射面积进一步增大,但同时射流与引射气的掺混作用加剧,降低了射流主体段气速,射流到达引射器时大量气体未能进入引射器而流回集气室。从能量角度看,集气室内大尺寸的旋涡消耗了过多的喷吹气体能量。

图9是4种喷吹距离下瞬时引射气量比较。从图中可知,喷吹距离为100 mm时瞬时引射气量峰值最高。结合喷嘴气速条件可知,喷吹过程中,在气速较低(100 m/s以下)时,0 mm及50 mm引射效果较好,而在气速较高(100~230 m/s)时,100 mm效果较好。可见,在其他条件一定时,喷嘴气速对最佳喷吹距离有直接影响,最佳喷吹距离随喷嘴气速的增大而增大。

滤管外径向速度随时间的变化如图10所示。100mm时反吹峰值最高而回流峰值较低;50 mm时反吹峰值次高而回流峰值最高;0 mm和160 mm反吹峰值和回流峰值都较低。由于反吹峰值的增加有利于脉冲清灰,而回流则会导致反吹过程吹落的细粉来不及落入灰斗,重新沉降在管壁上。综合考虑认为100 mm喷吹距离是本实验条件下的最佳值。

3　结　论
1)采用非稳态、可压缩、湍流流场假设能反映脉冲反吹过程的真实情况,计算结果与实验测量结果吻合较好。
2)计算表明,在脉冲反吹过程快要结束时,存在一个过渡过程,其特征是滤管内气体向引射空间流动;滤管外气体则会穿过滤管壁流向管内,其最大回流速度可达正常过滤速度的数倍。
3)对4种不同喷吹距离比较和分析表明,最佳喷吹距离随喷嘴气速的升高而增大。在0.7 MPa下,喷吹距离为100 mm时脉冲反吹综合性能最佳。

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