气流隔板改善滤筒脉喷清灰性能的数值模拟

艾子昂，吴泉泉，孙燕，苏正通，李建龙，吴代赦

(1.南昌大学资源环境与化工学院，江西 南昌 330031；2.南昌师范学院，江西 南昌 330032)

近年来随着城市化及工业化的持续推进，以及交通、运输业等不断发展，人类活动产生的粉尘颗粒物对人体健康和环境造成威胁[1-2]。目前被广泛运用的滤筒式除尘器，因其粉尘去除率高、滤料结构紧密且可褶皱使用、安装维修工作量小、运行易控制等特点越来越受到工业及科研学术领域重视[2-3]。滤筒除尘器主要以“过滤-清灰-过滤”的方式运转，其清灰环节影响系统的正常运行及滤筒的循环利用[4-7]。1957年，Rei-nhauer等首次利用脉冲技术进行除尘器清灰[8]，并沿用至今，成为目前应用最广泛的清灰技术[9]。但是在滤筒脉冲喷吹过程中，因普遍存在上部压力小而造成清灰不均匀，甚至出现清灰死区的问题，导致清灰效率低且寿命减少[10]。

为了改善喷吹均匀性，研究者在针对喷嘴的设计方面进行了研究与改进。刘东等[11]通过采用上部开口散射器对φ325 mm×1 000 mm滤筒进行实验，发现使用上部开口散射器可有效改善滤筒顶部清灰强度。巨敏等[12]采用普通喷嘴与诱导喷嘴对φ325 mm×660 mm滤筒的喷吹性能进行改进研究，发现诱导喷嘴的使用可改善滤筒清灰效率。胡峰源等[13]利用拉瓦尔型喷嘴，通过数值模拟对比普通喷嘴，发现滤筒平均侧壁压力峰值增大了53.2%。在滤筒结构方面，张亚蕊等[14]通过数值模拟，发现滤筒内安装长圆台体的新型滤筒结构可有效改善滤筒内部风速均匀性及出入口压差，提高滤筒寿命。Li等[15]通过安装竖直锥体结构改变滤筒结构，改善了滤筒侧壁压力大小及整体清灰性能。Chen等[16]通过优化滤筒外体褶皱形状来改变滤筒结构，发现收敛扩散型滤筒可使底部和中部压降均提高50%，同时优化了压力峰值，为改善滤筒的清灰均匀性提供了新思路，但目前滤筒除尘器清灰效果仍有待提高。

本文尝试在除尘滤筒内设置气流隔板来改善滤筒清灰性能，通过CFD模拟设置气流隔板条件下滤筒内部气流流场及压力变化，探究气流隔板的尺寸及位置，并考察了不同喷吹距离对喷吹性能的影响。

1 试验方法

1.1 试验系统

本文的模型基于脉冲喷吹滤筒除尘器实验系统，实验系统如图1(a)所示，除尘器箱体尺寸1 225 mm×750 mm×1 550 mm，滤筒由无纺布长绒棉涤纶制作，并垂直安装于除尘器内部，其外形为直径240 mm，长度660 mm，滤料厚度为0.6 mm。喷嘴位于滤筒上方，与滤筒中心轴线对齐，其管径为25 mm。脉冲宽度设置为0.15 s，采用19.5 L的气包，初始压力设置为0.5 MPa，传感器采用压电陶瓷高频动力传感器，型号为MYD-1530A(φ7 mm×17 mm，灵敏度6～13 pC/kPa)。

(a) 未设置气流隔板

(a) 实验系统示意

为了改进喷吹性能，在滤筒内设置外径为R的气流隔板，为了避免隔板过度影响喷吹气流进入滤筒内部，在其内部开设半径为r的圆孔，如图1(b)所示。

1.2 模型构建与简化

鉴于滤筒形状为中心轴对称，可将其简化为二维结构，箱体简化为圆柱形，简化后箱体截面半径541 mm，简化后的二维模型如图2所示，简化后的二维模型旋转360°即为除尘器滤筒，在此模型条件下可将计算负荷降低。P1～P5设置为用于监测压力变化的测点，其每两点间距均为110 mm，同时维持P1测点距滤筒顶部、P5测点距滤筒底部为110 mm。由于实验箱体高度仅满足350 mm以下喷吹距离，而本文拟对450～650 mm的喷吹距离进行分析，故将模型中箱体高度增加至1 850 mm。

图2 几何模型简化Fig.2 Simplified geometric model

模拟采用结构化网络的方式进行网格划分，计算后存在网格节点总数为2.4万个，元素总数为2.36万个。为验证网格独立性，将模拟所用网格最大尺寸进行加密，加密后节点总数为2.17万个，元素总数为2.12万个。模拟选用Realizablek-ε湍流模型求解和压力-速度耦合算法计算。

1.3 边界条件与初始值

模拟的计算采用Ansys Fluent软件。且模拟过程中的气流视作理想气体，为非稳态、可压缩且等温的湍流，不考虑粉尘运移，并忽略滤筒形变的影响。

为测量喷嘴出口压力，将传感器设置在喷嘴下方10 mm处，并将其固定好，在脉冲气流从喷嘴处喷出后，即可得出喷嘴出口压力变化图像，随后将传感器取下。通过对图像进行分段及函数拟合，得出口压力P(kPa)与时间t(s)关系函数式(1)，并将式(1)导入本文模拟。

(1)

滤料介质层的计算，需要在标准流体方程上附加一个动量源，并分为黏性损失项和惯性损失项。在用达西定律表示厚度有限的介质的黏性损失项后，将速度较低的流动的惯性损失项忽略不计[17]，其中计算可见先前报道，此处不做详细描述[18-19]，可得出在0.6 mm滤料厚度、0.5 m·min-1过滤风速的实验条件下，经计算得压降为18.0 Pa，黏性损失系数1/α为2.0×1011m-2。

1.4 模拟方案设计

(1) 设置气包压力为0.5 MPa，脉冲宽度0.15 s，喷吹距离为250 mm条件，对比考察设置气流隔板(R=105 mm，r=45 mm)前后滤筒内喷吹压力及气流时空分布。

(2) 考察气流隔板的外径R(15，30，45，60，75，90，105，120 mm)、内径r(0，15，30，45，60，75，90，105 mm)以及放置位置(位于滤筒内的深度H)(-55，0，55，110，220，330，440，550 mm)对喷吹性能的影响。

(3) 考察喷吹距离h(50，150，250，350，450，550，650 mm)对喷吹性能的影响，并确定最优喷吹距离。

2 结果与分析

2.1 网格独立性验证

设置喷吹距离为250 mm，验证测点选取滤筒内壁中间测点，将模拟及实验结果进行对比，如图3所示。

时间/s图3 试验与模拟压力随时间变化对比Fig.3 Comparison of pressure over time during experiment and simulation

通过对比模拟值1(网格加密前模拟值)与模拟值2(网格加密后模拟值)随时间的变化，加密前后模拟值吻合较好，可认为网格加密前就已经达到了网格独立性的要求，故其条件可在本模拟采用。并且继续对比模拟值1(高度增加后模拟值)与模拟值3(高度增加后模拟值)，其结果依旧吻合较好，可认为箱体高度增加的影响可作忽略不计。

图3中实验值波动幅度较大(相较于模拟值)，主要为实际实验中，滤筒壁面易受脉冲气流引起的冲击波影响并带起传感器发生不规则振动，进而引起实验数据波动。但观察其压力随时间的变化趋势，模拟值与实验值随时间的变化趋势基本一致，可认为模拟条件达到要求为本文所采用。

2.2 喷吹压力的时空分布

在喷吹高度为250 mm时(气包压力为0.5 MPa，脉冲宽度0.15 s)，通过数值模拟对比设置气流隔板(选用R=105 mm，r=45 mm作为试验)前后脉冲喷吹过程中滤筒内静压力云图及流线(图4)。

由图4(a)可知，未设置气流隔板的滤筒，脉冲气流自喷嘴喷出，对周围空气产生卷吸作用从而使气流发生扩张，随后进入滤筒内部。在滤筒内部，静压从底部向上蓄积，滤筒底部静压蓄积大而顶部静压蓄积较小。滤筒内压力在t=0.04 s时达到最大，并且维持稳定至t=0.155 s，之后滤筒内部压力开始逐渐降低。而在滤筒径向上，喷吹压力的变化则不明显。

滤筒上部压力明显小于滤筒中下部区域，甚至在滤筒上部出现了负压，主要是因为气流在与滤筒底部撞击时发生蓄积[20]，在上部清灰不足，易形成清灰死区。

由图4(b)可知，设置气流隔板后的滤筒，内部压力到t=0.04 s时基本达到稳定，t=0.155 s后逐渐减弱，这与未设置隔板时滤筒内部压力蓄积过程相同。但设置气流隔板后滤筒内蓄积的压力增大，滤筒上部小压力区域变小，原本难清灰区域的喷吹强度得到提高。

观察图4(a)中气流流线，可以发现滤筒开口附近存在一个较大的气流涡旋，且同时存在于滤筒内外部。涡旋使得滤筒上部区域出现负压，并且增大了气流的能量消耗，是滤筒上部清灰不足的主要原因[18]。而观察图4(b)，在加入气流隔板后，滤筒内部的气流涡旋明显变小，并且涡旋只存在于滤筒内部，减少了涡旋对气流能量消耗的影响。且气流在进入滤筒内部时，由于气流隔板的存在，气流入口的横截面积变小，增大了气流进入滤筒的速度，而隔板的封闭作用使气流活动范围较未设置隔板前减小，利于滤筒内部静压能的蓄积，对滤筒内部的压力明显增大。

各测点压力随时间的变化如图5所示，在设置气流隔板前后，各测点压力随时间而增大，且在t=0.04 s时达到最大并维持稳定至t=0.155 s，之后逐渐降低，与图4及上文分析一致。设置隔板后各测点压力测点较未设置隔板的情形更大，其中滤筒内最大压力的P5测点的压力峰值由1 702 Pa增大至2 417 Pa，最小压力的P1测点的压力峰值由365 Pa增大至832 Pa。

时间/s(a) 未设置气流隔板

2.3 气流隔板尺寸及位置

为考察气流隔板尺寸对滤筒脉冲清灰效果的影响，对比了气流隔板外径R(15～120 mm)、气流隔板内径r(0～105 mm)的情形。

喷吹强度和喷吹均匀性常用来评价脉冲喷吹性能，喷吹强度可用正压力峰值的平均值表示，正压力峰值的均值越大，喷吹强度就越大，清灰效果越好；而喷吹均匀性可以用压力峰值的变异系数(压力标准差和平均值的比值)表示，压力峰值的变异系数越小，喷吹均匀性越好，清灰效果越好[21-22]。

通过改变气流隔板外径R和内径r(下文中以[R,r]的格式表述)，实现气流隔板尺寸的改变。

由图6可知，滤筒喷吹性能随隔板外径R的增大而增大，随隔板内径r的增大先增后减。当气流隔板内径r较小(r≤30 mm)，或是气流隔板外径R不够大时(R<105 mm)，喷吹强度与变异系数相较未加气流隔板前，均没有表现出明显改善效果，甚至大部分都出现喷吹强度变小，均匀性变差的情况。这是因为当隔板内径r较小时，脉冲气流易与气流隔板直接发生碰撞，过度阻碍气流进入滤筒，减小了滤筒内蓄积压力。而在隔板外径R不够大时(R<105 mm)，隔板与滤筒壁面间距较大，对于抑制滤筒上部气流涡旋作用有限，静压能的蓄积不明显，使中上部的压力较未加气流隔板差异较小。

[R,r]/mm图6 脉冲喷吹过程中喷吹性能随气流隔板尺寸的变化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]时喷吹性能最好，喷吹强度分别达到了1 819，2 103，1 935 Pa，是未加气流隔板的1.47，1.70，1.56倍；变异系数为0.378，0.328，0.327，喷吹均匀性是未加气流隔板的1.23，1.43，1.43倍(喷吹均匀性为变异系数的倒数)，说明在这3种尺寸的气流隔板改善下，气流隔板的存在能在滤筒内静压蓄积时，形成较小的气流涡旋，达到改善上部的清灰效率及整体清灰均匀性，同时提升了整体的清灰强度。

进一步考察气流隔板位置对喷吹性能的影响，如图7所示为气流隔板在不同滤筒内深度H条件下的喷吹强度和变异系数。

隔板深度/mm(a) [R,r]=[105,45]

3种隔板尺寸下滤筒喷吹强度随气流隔板位置的下移先增大后减小、变异系数先减小后增大。当[R,r]=[105,45]时，随着气流隔板从滤筒上部下移至中部，气流在滤筒中部及上部静压的蓄积减弱，导致压力降低。而H过大接近底部时，对抑制滤筒中上部气流涡旋的作用则过小，与未加气流隔板时差距不大。

与未封闭的情形[105,45]不同，当[R,r]=[120,45]、[120,60]时，喷吹强度并未在H=0时达到最大，而是随着H的增加有继续增大的趋势，但变异系数也随之变大，这是因为气流隔板外径R为120 mm时，隔板外围与花板形成封闭效果，较未封闭的情形[105,45]，靠近滤筒壁侧的气流不能通过滤筒口泄放，多数气流在接触到隔板后反弹，在隔板下形成涡旋(较[105,45]涡旋更小)，同时部分动压转化为静压，滤筒底部蓄积的压力更大，底部测点压力峰值优化效果显著。但是在气流隔板上方与滤筒口下方的区域，顶部测点压力优化效果不明显，虽然喷吹强度变大，但底部与顶部测点压力峰值差值更大，均匀性变差。而当H继续增大时，对清灰效率的影响则过小，与[R,r]=[105,45]情形相同。

当H=0时,气流的运动不易过度被隔板阻碍，静压可以自下而上蓄积，气流隔板的存在使气流整体活动范围变小，增大了气流对滤筒内部的压力，滤筒各部位的压力均得到提升，且改善了滤筒清灰均匀性。

当气流隔板位置为滤筒顶部开口处下高度H为0，尺寸为[105,45]、[120,45]和[120,60]时，无论在喷吹强度还是压力分布的均匀性上，对滤筒整体喷吹性能都有较好优化。且通过3种气流隔板的改善，喷吹强度分别是未加气流隔板时的1.47，1.70，1.56倍，喷吹均匀性是未加气流隔板的1.23，1.43，1.43倍。

另外，模拟发现，在一般过滤风速(1 m/min)[8]条件下，上述隔板设置后增加的过滤阻力在0.1～12.0 Pa的范围，相比过滤除尘器的一般运行阻力(1 500 Pa)[8]相对很小，认为对运行阻力的影响可以忽略。

2.4 喷吹距离对气流隔板喷吹性能的影响

为进一步改善气流隔板对滤筒脉冲清灰的效果，分析了喷吹性能随喷吹距离h(150，250，350，450，550，650 mm)的变化。

由图8可知，随着喷吹距离的增加，3种气流隔板条件下的喷吹强度均为先增大后减小、变异系数持续减小。这是因为喷吹距离的增加使气流喷出后卷吸更多周围气流进入滤筒，其中原本清灰不足的上部区域也得到改善，脉冲喷吹强度增大，使清灰逐渐均匀，变异系数减小。

隔板深度/mm(a) [R,r]=[105,45]

当[R,r]=[105,45]、[120,45]时，喷吹强度在喷吹距离h为250～450 mm逐渐稳定。h<250 mm时，随着喷吹距离的增大，涡旋位置上移，由于气流隔板的存在，上移的涡旋在隔板位置被隔断，涡旋变小，减小了脉冲气流在向下运动过程中的能量消耗；h为250～450 mm时，虽然涡旋还会上移，但此时，以一定射流角喷出的脉冲气流在经过隔板时，气流横截面大于隔板内径，部分气流无法经由隔板进入滤筒；h>450mm时，隔板对气流的阻隔作用强于优化作用，喷吹强度变小。

当[R,r]=[120,60]时，喷吹强度在喷吹距离h=350 mm逐渐稳定。这是因为相较于[105,45]与[120,45]，[120,60]的隔板内径更大，可以容纳更多气流进入滤筒，所以喷吹强度达到稳定需要的喷吹距离更大，并且喷吹强度在h=450 mm时达到最大。当h>450 mm后因隔板阻隔作用，喷吹强度开始降低，与[R,r]=[105,45]、[120,45]时相同。

由此可判断当[R,r]=[105,45]、[120,45]时，最优的喷吹距离应控制在250～450 mm，喷吹强度均在h=350 mm达到最大，[105,45]最大喷吹强度为1 900 Pa，是未设置气流隔板的1.53倍，变异系数为0.295，喷吹均匀性是未设置气流隔板的1.58倍；[120,45]最大喷吹强度为2 268 Pa，是未设置气流隔板的1.83倍，变异系数为0.230，喷吹均匀性是未设置气流隔板的2.03倍。对当[R,r]=[120,60]时，最优的喷吹距离应控制在350～450 mm，喷吹强度在h=450 mm时达到最大，最大喷吹强度为2 613 Pa，是未设置气流隔板的2.11倍，此时变异系数为0.100，喷吹均匀性是未设置气流隔板4.68倍。

3 结论

(1) 无论是否设置气流隔板，脉冲喷吹气流形成的静压均自滤筒底部向上蓄积，滤筒内侧壁压力峰值表现为底部压力大而顶部压力小。

(2) 半密闭式气流隔板的设置有利于滤筒内喷吹气流静压能的蓄积、减小滤筒开口附近气流涡旋降低能量耗损、增强了滤筒内整体喷吹压力大小和均匀性。

(3) 滤筒喷吹性能随隔板外径R的增大而增大，随隔板内径r、布置深度H和喷吹距离h的增大则先增后减，其中[R,r]=[105,45]、[120,45]、[120,60]3种尺寸隔板喷吹性能最好，最佳喷吹距离分别为350，350，450 mm，喷吹强度较未设置隔板分别提升至1.53，1.83，2.11倍，喷吹均匀性提升至1.58，2.03，4.68倍。