连接管道直径等参数对旋风分离器性能的影响*

宁壮壮,王晓峰,侯国明,赵 航

(陕西科技大学 机电工程学院,陕西 西安 710021)

0 引 言

近年来,金属增材制造技术在航空航天、汽车、生物医药等领域得到了大力推广,并已成为先进制造技术领域的重要组成部分[1]。

金属增材制造采用金属粉末为原材料,要求使用的金属粉末具有粒度小(一般为15 μm～53 μm,53 μm～150 μm两个区间)、粒度分布较集中、纯净度较好、近球形的特点[2-3]。金属粉末生产主要采用气雾化制粉设备,但是该设备采用的分离器收集粉末的性能较差,同时其分级效率也较低,无法满足金属增材制造的粉末粒度要求。

旋风分离器是用于气固体系或液固体系分离的一种生产设备,其主要优点是内部无构件、结构相对简单、生产效率高、设备管理维修较为方便、成本低、适用于捕集粒径为5 μm～10 μm以上的粉尘颗粒,且可以在高温、高压的条件下稳定工作[4-5]。

吴灵辉[6]采用数值模拟和实物实验的方法,对折角入口、圆台出口和直筒型旋风分离器的性能进行了研究,结果发现传统分离器效率要低于倒圆台,分离效率大约低了2%;但该研究并未对旋风分离器的其他结构参数进行研究。王孝全等人[7]采用软件仿真和物理实验相结合的方法,定性分析了排气管插入深度和直径对旋风分离器性能的影响,发现了压降和分离效率随着排气管插入深度的增加先上升再下降,分离效率的最大值为98.2%;但其并未对旋风分离器的粒径分布情况以及分级效率进行研究。董敏等人[8]采用数值模拟的方法,在不同操作条件下,对两级串联旋风分离器进行了分析,发现了当入口浓度为定值时,随其入口速度的增大,其分离效率和压降都会增加,且在入口速度一定时,随入口浓度的增大,两级串联旋风分离器的总分离效率减小,总压降增大;但其并未对两级串联旋风分离器的结构参数以及分级效率等其他性能参数进行研究。刘杨等人[9]采用计算流体力学(CFD)模拟和实验相结合的方法,对一种用于气雾化制粉设备的组合式分离器开展了高温合金粉末分离性能研究,进行了初步粗细颗粒分级分离;但其并未研究分离器结构参数变化对旋风分离器性能的影响。

笔者采用CFD模拟仿真技术[10],通过对两级串联旋风分离器的连接管道、入口形状和锥体长度进行模拟计算,研究旋风分离器的内部流场分布以及不同粒径物料的分离效率,得到这些参数对旋风分离器性能的影响规律,探讨影响旋风分离器分离效率的因素。

1 数值模拟计算

1.1 几何模型

旋风分离器几何图和测量截面如图1所示。

图1 旋风分离器几何图和测量截面

此处笔者以两级串联旋风分离器为研究对象,主要研究不同连接管道直径变化,对旋风分离器的内部流场及分离性能的影响。

旋风分离器结构参数表如表1所示。

表1 旋风分离器结构参数表 单位:mm

1.2 计算模型

由于旋风分离器内部流场是三维强旋流流动,此处的气相域采用N-S方程,应力输运方程采用雷诺应力模型进行求解。其基本方程分别如下:

1)连续性方程:

(1)

2)动量方程:

(2)

3)雷诺应力模型输运方程:

(3)

4)离散相模型

粉末颗粒在气流的带动下运动,由牛顿第二定律可得固体颗粒在拉格朗日坐标下的轨迹运动方程为:

(4)

式中:mP为颗粒质量;uP为颗粒速度;FD为颗粒阻力;FG为颗粒重力;FB为颗粒浮力;Fvm为附加质量力;FP为压力梯度力;Fco为旋转科氏力;Fcent为离心力[11]。

1.3 边界条件及差分格式

边界条件及差分格式如下:

1)气相入口为常温常压氩气。根据气雾化制粉工况,平均氩气流量为730 m3/h,根据入口尺寸,计算出平均入口流速为21 m/s,湍流强度为3.6%,水力直径93 mm。固相为铁基合金颗粒,速度与气相一致,密度8 030 kg/m3,质量流率0.01 kg/s;

2)入口处边界条件设置为速度入口(velocity inlet),排气口边界条件设置为压力出口(stress outflow);

3)壁面边界采用无滑移边界条件、标准壁面函数处理边界湍流[12]。排气口、收集口分别设置为逃逸和捕捉,其余壁面均设置为反弹,碰撞恢复系数设为0.9;

4)采用SIMPLEC算法,压力插补格式采用PRESTO格式,动量离散格式选用QUICK,雷诺应力离散格式选用一阶迎风,湍动能和湍流耗散率离散格式选用二阶迎风[13]。

2 制粉实验

为验证选取的数值模拟模型及边界条件的可靠性,笔者进行了制粉实验。

真空感应熔炼气雾化装置如图2所示。

图2 真空感应熔炼气雾化装置

笔者采用真空感应熔炼气雾化设备(10 kg)制备金属粉末。此处雾化实验采用的原材料为316H不锈钢,雾化气体为氩气,选定雾化压力为6 MPa,熔体过热度为200 ℃。

实验流程如下:

1)对系统抽真空,然后进行熔炼雾化合金,熔炼后的金属熔液在气流的负压抽吸及重力作用下流出,后经雾化器流出的高压、高速、高纯氩气冲击金属熔体,使金属熔体一次破碎形成金属带,雾化气体继续作用于金属带上,使金属带再次断裂破碎,形成小的金属液滴;

2)在表面张力作用下,金属液滴开始球形化,并逐渐凝固成金属粉末。粉末落入收粉系统,经氩气快速冷吹,通过旋风分离器将粉末送入收粉罐,气体经过过滤器除尘后排出;

3)收集C1和C2分离器内的金属粉末,利用Bettersize2000型激光粒度分析仪,对收集的金属粉末进行分析,发现粉末大部分被C1分离器收集,C2分离器内仅有少量细粉(25 μm以下)。

颗粒粒度分布如图3所示。

图3 颗粒粒度分布

笔者采用相同比例的各粒径微粒进行了数值模拟,并把数值模拟结果与实验结果进行对比,得到了分离效率的对比结果,如图4所示。

图4 分离效率对比图

由图4可知:模拟值与实验值数据基本吻合,说明上述计算模型可以有效地预测分离器分离效率及内部流场情况,具有很高的可靠性。

3 结果与分析

3.1 连接管道直径对切向速度的影响

气流切向速度是影响最大的速度分量,切向速度越大,对颗粒产生的切向曳力也越大,带动颗粒在分离器内部发生旋转,在离心力的作用下与分离器内壁发生接触减速,最终达到分离的目的。

6组分离器的切向速度分布云图如图5所示。

图5 6组分离器的切向速度分布云图

从图5中可以看出:两级旋风分离器的切向速度分布都是兰金涡结构,外部为准自由涡,内部为准强制涡[14]。

6组分离器的涡核下部摆动基本相同,说明连接管道直径变化不会对涡核摆动幅度产生影响。随着连接管道直径的增加,C1分离器切向速度的最大值向壁面移动,数值减小;前5组的C2分离器切向速度曲线分布基本一致,d=170 mm时,切向速度的数值明显减小。

上述结果说明:连接管道直径对C1分离器切向速度分布影响较大,对C2分离器切向速度分布影响较小。

3.2 涡核区域的影响

对于旋风分离器而言,通过理解其内部流动过程中涡的运动趋势,可以更好地理解旋风分离器内的能量损失和流体流动[15]。GAO Z W等人[16]利用Q准则对旋风分离器进行等涡面的识别。

基于Q准则的涡等值面云图如图6所示。

图6 基于Q准则的涡等值面云图

由图6可知:涡的运动基本一致,随着连接管道直径的增加,C1分离器涡核的当量直径不断增加,能量损失减小;而C2分离器涡核的当量直径基本不变。

3.3 连接管道直径对分离效率等的影响

压降、分离效率和切割粒径是评价旋风分离器性能的3个重要参数。

压降代表能量消耗,用旋风分离器进出口压力差来表示;分离效率代表颗粒收集效果[17],其计算公式如下:

(5)

式中:η为分离效率;m为分离后各粒径物料的质量;m0为分离前各粒径物料的质量。

切割粒径代表两级串联旋风分离器分级效果,用C2分离器收集效率为90%时对应的颗粒粒径来表示。

6组分离器压降、分离效率和切割粒径如图7所示。

图7 6组分离器压降、分离效率和切割粒径

由图7(a)可知:压降随连接管道直径的增大逐渐降低,这是因为切向速度越大,需要越多的静压转变成动压来维持[18]。

由图7(b)可知:6组旋风分离器都可以完全收集5 μm以上的颗粒,旋风分离器的分离效率随连接管道直径的增加先升高再降低;当d=130 mm时,旋风分离器的分离效率最高,当d=170 mm时,旋风分离器的分离效率最低。

由图7(c)可知:随着旋风分离器连接管道直径的增加,其切割粒径逐渐增加。

4 其他参数对旋风分离器的影响

4.1 入口形状

笔者选用d=110 mm的旋风分离器模型,并在其他参数不变的前提下,保持入口截面面积一定,对入口形状进行改进,将入口形状设计为梯形、圆形及矩形,分析其对旋风分离器性能的影响。

5种入口形状尺寸表如表2所示。

表2 5种入口形状尺寸表

4.1.1 对流场的影响

5种入口形状的切向速度曲线图如图8所示(Z/R为相对径向位置,下同)。

图8 5种入口形状的旋风分离器切向速度曲线图

由图8(a)可以看出:5种入口结构的切向速度曲线图基本一致,但入口结构形状的改变对旋风分离器有一定的影响,C1分离器中圆形A的切向速度最小,矩形E的切向速度最大。

由图8(b)可以看出:C2分离器中矩形D的切向速度最小,等腰梯形B的切向速度最大,整体变化幅度不大。

总体而言,当入口形状发生改变时,对C1分离器有较大的影响,对C2分离器影响较小。

4.1.2 对分离性能的影响

5种入口形状压降、分离效率和切割粒径如图9所示。

图9 5种入口形状的旋风分离器压降、分离效率和切割粒径

由图9(a)可以看出:圆形A的压降大于等腰梯形B的压降,矩形C的压降最小,并且随着矩形高宽比的增加,压降逐渐升高。

由图9(b)可以看出:圆形A的分离效率最高,随着矩形长宽比的增加,分离效率逐渐降低。

由图9(c)可以看出:等腰梯形B的切割粒径大于圆形A的切割粒径,矩形C的切割粒径最小,随着矩形高宽比的增加,其切割粒径逐渐增加。

4.2 锥体长度

笔者选用d=110 mm,入口形状为等腰梯形B的旋风分离器模型,在保持其他参数一定的前提下,通过改变C1和C2分离器的锥体长度,分析其对旋风分离器性能的影响。

锥体长度尺寸表如表3所示。

表3 锥体长度尺寸表

4.2.1 对流场的影响

6种方案切向速度曲线图如图10所示。

图10 6种方案切向速度曲线图

图10(a)中:C1分离器6种方案的旋风分离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。

图10(b)中:C2分离器在靠近壁面处,切向速度随锥体长度的增加而升高,在靠近中间位置时,切向速度大小基本相同。

因此,从图10中可以看出,锥体长度的改变对旋风分离器切向速度的影响不大。

4.2.2 对分离性能的影响

6种方案压降、分离效率和切割粒径如图11所示。

图11 6种方案压降、分离效率和切割粒径

由图11(a)可知:旋风分离器压降值随锥体长度的增加而逐渐减小,但其变化较小,压降值最大相差400 Pa。

由图11(b)可知:随着锥体长度的增加,旋风分离器分离效率先升高后降低,采用方案3时,分离效率最高。

由图11(c)可知:随着锥体长度的增加,旋风分离器的切割粒径逐渐降低。

5 结束语

笔者首先进行了制粉实验,将实验结果与计算流体模拟软件(CFD)模拟的结果进行了比较,验证了计算模型的可靠性,然后,采用雷诺应力湍流模型和离散相模型分别对两级串联旋风分离器的连接管道直径、入口形状和锥体长度进行了数值模拟,并对结果进行了分析。

研究结果如下:

1)连接管道直径的改变不会对涡核摆动幅度产生影响,但可以控制C1分离器涡核直径的大小,随着连接管道直径增大,C1分离器涡核当量直径增加;但对C2分离器基本无影响;

2)压降随着连接管道直径的增加而减小。随着连接管道直径增大,分离效率先升高再降低,d=130 mm时,旋风分离器的分离效率最高。旋风分离器的切割粒径随其连接管道的增加而逐渐增加;

3)入口形状的改变对两级串联旋风分离器的分离性能产生影响。圆形A的分离效率最高;随着矩形长宽比的增加,压降增大、分离效率降低、切割粒径增加;

4)锥体长度的改变对两级串联旋风分离器的切向速度和压降值影响较小。随着锥体长度的增加,旋风分离器分离效率先升高后降低,采用方案3时分离效率最高;切割粒径逐渐降低。

笔者采用CFD软件研究了两级串联旋风分离器各参数的影响规律。在今后的研究工作中,笔者将进一步对旋风分离器进行优化,以设计出分离分级精度更高的旋风分离器。