离心除尘风机收尘过程数值模拟分析与预测_李元祥
综掘面旋流风幕抽吸控尘流场数值模拟
2013年第39卷第7期工业安全与环保Jul y 2013I ndust I i alSaf e t y aIj En 、i rmI 孟-衄￡a1Pr o t ect i on 2l综掘面旋流风幕抽吸控尘流场数值模拟*黄河1程合玉2王助良1盛华兴3(1．江苏大学能源与动力工程学院江苏镇江212013；2．淮南矿业集团地质勘探工程处安徽淮南232052；3．江都市引江矿业设备有限公司江苏江都225200)摘要针对目前井下巷道内综掘工作面产尘量大，煤尘浓度高，降尘效率低的实际现状，探讨了配有附壁风筒的综掘工作面旋流风幕抽吸控尘的新型降尘方式，建立气体一粉尘颗粒两相流动的数学模型，利用Fl uent 对巷道流场进行数值模拟，并分析了风流扩散规律、粉尘分布规律以及影响粉尘分布规律的因素。
模拟结果显示，综掘面旋流风幕抽吸控尘系统可在机掘工作面的有限空间内形成一个具有屏蔽作用的旋转风幕，将粉尘基本封闭在距掘进面0。
3m 的范围内。
抽风口距离掘进面越近，高浓度粉尘存在范围和巷道中的粉尘浓度越小；增加抽风口个数可以提高除尘效率。
关键词综掘工作面旋流风幕扩散数值模拟N um e r i ol Si m ul at i onont heFl ow 删ofSw i r l i ng Fl ow A i r C ur t ai n A s pi r at i onD us t C ont r ol i n Ful l yM ecl um i zed W or kf aceH U A N G H eIC H EN GH e 妒W A N G Z huH 蛐tS H EN GH I 埘(1．S dul o ／ofEner gyandPow or 两酚嘶，肋咿u Un ／∞ers ／ty 历碱，血咄m212013)A b s t r actA i m ed a tal a 呼am ount of dus t produoed fr om ⅢI deI g 姒l I l d t unne l s ，eonsi de m bl y hi gheon 栅m ei on0f oo al du st 舾w el l ∞l ow e 佑c i e nc y of r em ovi ng dust ，t heI 删印pI ∞Cllt or em ove du st by sw i r l f l ow ai reurbi n 击嘲一ina nd cont r oldu st w i t h pane w a l l d f a n dr u mis st udi e d a nd devdope d ．Fi rs t l y 。
旋风分离器分离性能的数值预测
旋风分离器分离性能的数值预测晋克勤;张忠全【摘要】The gas flow fields of cyclones are simulated by using Reynolds Stress Transformation Model (RSTM). Based on this, separation efficiencies and pressure drops of these cyclones are studied, separation performances with different temperature and pressure were presented, and the predicted separation performances were compared with the experimental data. The results indicate that pressure drops and separation efficiencies are decreased at high temperature, and the temperature has an important effect on the fine particle. On the other hand, the high pressure increases the pressure drop and separation efficiency. In point of this fact, the decrease of fractional collection efficiency caused by the high operating temperature can be remedied by the increase of operating pressure.%对不同运行温度和压力条件下旋风分离器的分离效率和压力损失进行了数值研究.数值预测时,气相场采用雷诺应力输运模型,应用随机轨道模型来模拟湍流流场中颗粒的运动轨迹.给出了不同温度和压力条件下旋风分离器的压力损失和分离效率,并和试验数据进行了比较.分析了操作压力、温度对旋风分离器分离性能的影响.结果表明,压力损失和分离效率都随着温度的升高而降低,而且温度主要对粒径较小颗粒产生影响；操作压力增加使得压力损失和分离效率提高.从这个意义上看,温度增加而导致减小的分离效率会由于操作压力的提高而得到补偿.【期刊名称】《贵州大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2011(028)005【总页数】4页(P41-44)【关键词】旋风分离器;高温高压;分离性能;数值预测【作者】晋克勤;张忠全【作者单位】贵州大学材料与冶金学院,贵州贵阳550003;贵州大学材料与冶金学院,贵州贵阳550003【正文语种】中文【中图分类】TF066.38旋风分离器可以在非常恶劣的条件下工作，尤其是超过900℃的高温。
袋式除尘器内气流场数值模拟的开题报告
袋式除尘器内气流场数值模拟的开题报告一、研究背景袋式除尘器广泛应用于空气中颗粒物的过滤和分离工作，如燃烧产生的颗粒物、建筑工地扬尘等。
袋式除尘器的工作原理是利用滤袋对空气中的颗粒物进行过滤和捕集，然后通过清灰系统清除袋子上的颗粒物。
考虑到袋式除尘器内部颗粒物分布非均匀性，传统的设计和优化方法无法满足高效清除颗粒物的需求。
因此，高精度的数值模拟方法是袋式除尘器研究和设计中不可或缺的工具。
二、研究目的和意义本文旨在对袋式除尘器的气流场进行数值模拟，探究气流对颗粒物捕集的作用，进而为袋式除尘器的设计和优化提供参考，提高袋式除尘器的清除效率和净化效果。
三、研究内容和方法研究内容包括以下几个方面：1.袋式除尘器内部气流场的数值模拟：将袋式除尘器建模，根据欧拉方程、Navier-Stokes方程和连续性方程等基本方程，结合合适数值方法进行数值模拟，获取袋式除尘器内部的气流场分布情况。
2.颗粒物的运动和捕集：将颗粒物建模，根据颗粒物的质量和运动状态，结合合适数值方法进行数值模拟，探究颗粒物在袋式除尘器内部的传输规律和捕集效果。
3.数值模拟结果的分析和评估，包括颗粒物的分布情况、袋子的清灰效果以及性能指标的分析等。
四、研究预期结果通过数值模拟，预期可以得到袋式除尘器内部气流场分布和颗粒物捕集情况的详细数据，并对颗粒物的运动和捕集机理进行深入探究和分析，为袋式除尘器的设计和优化提供参考。
同时，通过数值模拟结果的分析和评估，评估袋式除尘器的性能和效果，提高袋式除尘器的清除效率和净化效果。
五、研究进度和计划现已完成研究背景和研究目的的确定，正在开展袋式除尘器内气流场数值模拟的建模工作，计划在明年9月前完成数值模拟和结果分析的工作，并撰写相关论文。
基于数值模拟的旋风除尘器优化
技术改造298基于数值模拟的旋风除尘器优化高苗苗杜欣媛李俊夫李程孙星轲谭聪（郑州大学力学与安全工程学院，河南郑州450001）摘要：为了提高旋风除尘器的降尘效率，通过数值模拟的方法，研究各设计参数对除尘器性能的影响，进而优化旋风除尘器的设计参数，最终设计出一款除尘率较高的旋风除尘器。
关键词：旋风除尘器；数值模拟；除尘效率；优化旋风除尘器在实际工业生产中是一种非常重要的工业除尘设备。
然而，旋风除尘器往往因其几何结构设计不当，筒体、圆锥体等尺寸的结合性不合理等一系列设计因素，不但其除尘的效率被限制，而且大大增加了能耗。
随着工业生产快速发展及对操作设备的安全性要求进一步提高，人们对于旋风除尘器的除尘性能的要求也在不断的提高。
Fluent 软件可以让用户通过交互式界面轻松完成计算和结果分析[1]。
本文以前人的理论及实验研究为基础，采用Fluent 数值模拟软件，对除尘器的除尘效果进行模拟仿真，根据模拟结果调整除尘器的结构设计参数，最终设计出一款对粒径大于5μm 的粉尘的除尘效率在90%以上的旋风除尘器。
1旋风除尘器几何模型及其除尘效率本文研究所选取的初始旋风除尘器结构示意图如图1所示，结构参数值如表1所示。
图1旋风除尘器结构尺寸图Fig1Dimensional drawing of cyclone dust collector表1旋风除尘器各部分尺寸Tab.1Dimension of each part of cyclone dust collector参数名称含义尺寸/mm 参数名称含义尺寸/mm D0筒体直径400Dc 出风管直径200h2锥体高度1000a 进气口高度200h1筒体部分高度600b进气口宽度80hc 出风口管插入深度200D1排灰口直径160按照上述结构和参数，采用Gambit 软件建立旋风除尘器的结构模型如图2所示。
然后利用Gambit 软件对旋风除尘器进行网格划分。
利用Gambit2.4.6软件进行网格划分处理，为了计算的简便，将计算域分成筒体（包含进风口）和排风管两个部分，采用Tet/Hybrid 方法进行网格划分，网格的类型选择TGrid，生成正四面体的网格，网格边长为20mm，网格划分如图3所示。
基于star-ccm+的旋风分离器下行流量的数值模拟分析
２０２０年４月第４８卷第７期机床与液压ＭＡＣＨＩＮＥＴＯＯＬ＆ＨＹＤＲＡＵＬＩＣＳＡｐｒ ２０２０Ｖｏｌ ４８Ｎｏ ７ＤＯＩ：１０．３９６９／ｊ ｉｓｓｎ １００１－３８８１ ２０２０ ０７ ０３７本文引用格式：满林香．基于ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋的旋风分离器下行流量的数值模拟分析［Ｊ］．机床与液压，２０２０，４８（７）：１６６－１７１．ＭＡＮＬｉｎｘｉａｎｇ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＦｌｏｗＲａｔｅｏｆＤｏｗｎｓｔｒｅａｍｉｎＣｙｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒｓＢａｓｅｄｏｎＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋［Ｊ］．ＭａｃｈｉｎｅＴｏｏｌ＆Ｈｙｄｒａｕｌｉｃｓ，２０２０，４８（７）：１６６－１７１．收稿日期：２０１９－０３－０４基金项目：广西高校中青年教师基础能力提升项目（２０１８ＫＹ１１８９）作者简介：满林香（１９８６ ），男，讲师，主要从事流体仿真分析㊁制冷系统性能研究㊂Ｅ－ｍａｉｌ：４７１９６８２８７＠ｑｑ ｃｏｍ㊂基于ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋的旋风分离器下行流量的数值模拟分析满林香（北海职业学院，广西北海５３６０００）摘要：旋风分离器内部气体的下行流量与旋风分离器的性能密切相关㊂通过采用ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋对旋风分离器内部流动情况进行数值分析，发现传统下行流量计算方法存在一定缺陷㊂在模拟结果基础上提出了一种改进的计算旋风分离器计算下行流量的方法，并采用自定义的量纲一化平均行程的概念分析各参数对下行流量的影响㊂研究表明：随着进气流速减小㊁升气管插入深度增加㊁进气口宽度减小，量纲一化平均行程增加；随着升气管直径减小，量纲一化平均行程先减小，后逐渐增加㊂关键词：旋风分离器；下行流量；量纲一化平均行程；数值模拟中图分类号：ＴＱ０５１ ８ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＦｌｏｗＲａｔｅｏｆＤｏｗｎｓｔｒｅａｍｉｎＣｙｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒｓＢａｓｅｄｏｎＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋ＭＡＮＬｉｎｘｉａｎｇ（ＢｅｉｈａｉＶｏｃａｔｉｏｎａｌＣｏｌｌｅｇｅ，ＢｅｉｈａｉＧｕａｎｇｘｉ５３６０００，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅｆｌｏｗｒａｔｅｏｆｄｏｗｎｓｔｒｅａｍｏｆｔｈｅｇａｓｉｎａｃｙｃｌｏｎｅｓｅｐａｒａｔｏｒｉｓｃｌｏｓｅｌｙｒｅｌａｔｅｄｔｏｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｃｙｃｌｏｎｅｓｅｐａｒａｔｏｒ．ＴｈｅｆｌｏｗｉｎｔｈｅｃｙｃｌｏｎｅｓｅｐａｒａｔｏｒｗａｓｎｕｍｅｒｉｃａｌｌｙａｎａｌｙｚｅｄｂｙＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋，ａｎｄｔｈｅｄｅｆｅｃｔｓｏｆｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌｄｏｗｎｓｔｒｅａｍｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｗａｓｆｏｕｎｄ．Ａｎｉｍｐｒｏｖｅｄｍｅｔｈｏｄｆｏｒｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇｔｈｅｆｌｏｗｒａｔｅｏｆｄｏｗｎｓｔｒｅａｍｏｆｔｈｅｃｙｃｌｏｎｅｓｅｐａｒａｔｏｒｓｗａｓｐｒｅｓｅｎｔｅｄｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓ，ａｎｄｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｅａｃｈｐａｒａｍｅｔｅｒｏｎｆｌｏｗｒａｔｅｏｆｄｏｗｎｓｔｒｅａｍｗａｓａｎａｌｙｚｅｄｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅｃｏｎｃｅｐｔｏｆｓｅｌｆ⁃ｄｅｆｉｎｅｄｄｉｍｅｎｓｉｏｎｌｅｓｓａｖｅｒａｇｅｓｔｒｏｋｅ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎｌｅｓｓａｖｅｒａｇｅｓｔｒｏｋｅｉｓｉｎｃｒｅａｓｅｄｗｉｔｈｔｈｅｄｅｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｖｅｌｏｃｉｔｙ，ｔｈｅｉｎｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｄｅｐｔｈｏｆｔｈｅｒｉｓｅｒ，ａｎｄｔｈｅｄｅｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｗｉｄｔｈ．Ｗｉｔｈｔｈｅｄｅｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｔｈｅｒｉｓｅｒ，ｔｈｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎｌｅｓｓａｖｅｒａｇｅｒｏｕｔｅｉｓｄｅｃｒｅａｓｅｄｆｉｒｓｔ，ａｎｄｔｈｅｎｉｎｃｒｅａｓｅｄｇｒａｄｕａｌｌｙ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｃｙｃｌｏｎｅｓｅｐａｒａｔｏｒ；Ｆｌｏｗｒａｔｅｏｆｄｏｗｎｓｔｒｅａｍ；Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｌｅｓｓａｖｅｒａｇｅｄｉｓｔａｎｃｅ；Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ０㊀前言旋风分离器［１］是一种利用旋流离心原理把固体颗粒或液滴从含尘或携带液滴的气体中分离出来的机械设备，其具有结构简单㊁分离性能稳定的特点㊂研究人员对旋风分离器内部流场进行模拟分析，其中分析短路流问题时涉及到下行流量的计算㊂旋风分离器内部气体的下行流量与旋风分离器的性能密切相关，原因是携带固体颗粒或液滴的气流从进气管进入旋风分离器分离空间后，向下流动的距离越长，在旋风分离器中停留的时间也越长，固体颗粒或液滴从气体中被分离出来的概率越大［２－４］㊂本文作者以经典的逆流式筒椎型旋风分离器为研究对象，采用计算流体力学（ＣＦＤ）方法［５］，利用商用流体力学软件ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋对旋风分离器内部流场进行数值模拟，探讨分析了旋风分离器下行流量的计算方法，并分析了部分参数对旋风分离器下行流量的影响㊂１㊀计算模型及验证１ １㊀几何模型和网格处理模拟计算的基础模型尺寸示意图如图１所示，详细尺寸如表１所示㊂由于模拟计算的旋风分离器是计划用于制冷压缩机的油气分离，因此旋风分离器的尺寸较小，管壁的厚度不应忽略㊂为了分析部分旋风分离器参数（进气速度ｖ㊁升气管插入深度Ｓ㊁入口截面宽度ｂ㊁升气管直径Ｄｘ）对下行流量的影响，分别设计了４个系列的模型：系列１模型改变了旋风分离器进口气流速度ｖ，系列２模型改变了升气管插入深度Ｓ，系列３模型改变了入口截面宽度ｂ，系列４模型改变了升气管直径Ｄｘ㊂每个系列的模型只改变所要研究的参数，后续分析时将列出这些改变参数的具体数值㊂图１㊀旋风分离器尺寸示意图表１㊀旋风分离器基础模型结构尺寸ｍｍ设计参数参数尺寸设计参数参数尺寸旋风分离器本体直径Ｄ２８椎体段高度Ｈｅ７０旋风分离器总高Ｈ１１２排尘口直径Ｄｄ１０ ０８升气管直径Ｄｘ１４升气管壁厚度δ１升气管插入深度Ｓ１４进气管长度Ｌ１３５入口截面高度ａ１４升气管长度Ｌ２３５入口截面宽度ｂ５ ６㊀㊀由于模型结构比较简单，利用ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋绘制旋风分离器的三维模型，并生成多面体网格㊂经过网格无关性验证［６］，最后生成的各计算模型体网格数约为１１０万左右㊂基础模型网格如图２所示㊂图２㊀基础模型网格１ ２㊀数学模型和边界条件湍流模型选择雷诺应力模型（ＲＳＭ），已有大量研究［７－９］表明雷诺应力模型用于旋风分离器数值模拟的可靠性㊂旋风分离器入口边界采用速度入口（ＶｅｌｏｃｉｔｙＩｎｌｅｔ）边界，气体流速为８ ８２３ｍ／ｓ，气体密度为５０ １２ｋｇ／ｍ３；出口边界采用流速分离出口（Ｆｌｏｗ⁃ＳｐｌｉｔＯｕｔｌｅｔ）边界；其余边界为壁面（Ｗａｌｌ），采用无滑移壁面条件㊂１ ３㊀计算模型验证目前，旋风分离器的数值模拟基本是采用Ｆｌｕｅｎｔ进行模拟计算的，为了验证采用ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋模拟计算旋风分离器内部流场结果的准确性，按照与参考文献相同的模型尺寸重新建立用于验证的模型并模拟计算，然后将模拟计算结果与ＳＬＡＣＫ等［１０］的试验数据进行对比㊂选取从升气管顶部往下０ ３２ｍ和０ ３８ｍ的位置，对采用ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋的计算结果和ＳＬＡＣＫ等的试验数据进行比较，比较结果如图３㊁图４所示㊂从图中可以看出，在所选取的这２个位置，ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋模拟计算的旋风分离器内部切向速度和轴向速度基本与ＳＬＡＣＫ等的试验值吻合，证明采用ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋，并严格按照假定的模型和条件对旋风分离器进行数值模拟是可靠的㊂图３㊀轴向速度对比图４㊀切向速度对比２ 下行流量计算方法探讨２ １㊀现行主流旋风分离器下行流量计算方法旋风分离器下行流量主要指的是从进气口进入旋风分离器之后，沿着靠近壁面的外侧环状区域向下流动的流量㊂如图５所示，现行主流旋风分离器下行流量计算方法是基于ＣＳ控制表面［１１］进行计算的，在计算旋风分离器下行流量时需要做以下假定：（１）ＣＳ控制表面是升气管向下延伸到旋风分离器底部或者锥面的一个假想圆柱面，该圆柱面与升气管共轴㊁直径相同；（２）旋风分离器中ＣＳ控制表面外侧的气体是向下流动的，ＣＳ控制表面内侧的气体是向上流动的，并最㊃７６１㊃第７期满林香：基于ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋的旋风分离器下行流量的数值模拟分析㊀㊀㊀终从升气管排出旋风分离器；（３）ＣＳ控制表面外侧向下流动气流的流量逐渐减小，这部分减少的气流从ＣＳ控制表面外侧流入ＣＳ控制表面内侧㊂因此，计算通过旋风分离器中任一垂直于轴向方向的横截面的下行流量可以通过以下公式进行求解：ｑｍ＝ʏｒ２ｒ１２πｒρｖＺｄｒ（１）式中：ｑｍ为下行流量，ｋｇ／ｓ；ｒ为横截面上点所在圆的半径大小，ｍ；ρ为气体密度，ｋｇ／ｍ３；ｖＺ为轴向速度，ｍ／ｓ㊂由于ｒ１对应的是横截面上轴向速度流动方向向下的区域的最小半径，ｒ２对应的是横截面上轴向速度流动方向向上的区域的最大半径，上述计算旋风分离器下行流量的方法是对横截面上轴向速度流动方向向下的区域做气体密度与流速乘积的面积分㊂图５㊀ＣＳ控制表面示意图２ ２㊀一种改进的旋风分离器下行流量计算方法为了对比现行主流计算旋风分离器下行流量方法的假设条件与旋风分离器内部实际工作状态的差别，借助流体分析软件对旋风分离器内部的流场进行数值模拟计算㊂图６ 图９是对基础模型的模拟结果㊂图６是通过旋风分离器Ｚ轴且垂直于旋风分离器入口截面的关于轴向速度的ｌｎ（１＋ｖ２ｋ）函数分布图，采用该函数的原因是为了凸显轴向速度ｖｋ＝０的带状区域㊂从图中可以看出，旋风分离器中心和边缘之间确实存在一个上行气流和下行气流的分割面，即图中黑色的轴向速度ｖｋ＝０的环状色带㊂该上㊁下行流量的分割面从升气管下方一直延伸到旋风分离器的排尘口处，相比假想的ＣＳ控制表面是一个光滑的等径圆柱面，模拟计算得出的分割面有扰动的环状曲面，并且分割面在锥体段分离空间沿着旋风分离器的锥面向中心偏转㊂从图６中还可以看出，在旋风分离器分离空间的上部分割面的平均半径比ＣＳ控制表面的直径大，采用现行主流方法下行流量的方法计算，会把真实的下行流量和ＣＳ控制表面与分割面之间的上行流量之和作为计算的下行流量，因此现行主流方法计算结果与实际下行流量存在一定的偏差㊂类似的，在旋风分离器的下部空间，由于分割面与ＣＳ控制表面是不重合的，采用基于ＣＳ控制表面计算方法的计算结果与实际下行流量也存在一定偏差㊂图６㊀自定义ｌｎ（１＋ｖ２ｋ）函数分布图图７㊀Ｚ＝２８ｍｍ截面向下轴向速度分布图图８㊀Ｚ＝５６ｍｍ截面向下轴向速度分布图㊃８６１㊃机床与液压第４８卷图９㊀Ｚ＝８４ｍｍ截面向下轴向速度分布图为进一步观察下行流量与ＣＳ控制表面的关系，在旋风分离器中距离顶板２８㊁５６㊁８４ｍｍ３个位置分别做垂直于Ｚ轴的截面，如图６所示㊂然后定义另一个关于轴向速度ｖｋ的函数：＄＄Ｖｅｌｏｃｉｔｙ［２］∗（＄＄Ｖｅ⁃ｌｏｃｉｔｙ［２］＞０？０：１）㊂该函数的意思是如果轴向速度方向是向下的，那么定义函数值为轴向速度数值，如果轴向速度方向是向上的，那么定义函数值为０㊂最后在模拟软件中生成这３个平面的自定义函数分布图，如图７ ９所示㊂从图７ ９可以看出，旋风分离器靠近壁面处的确存在一个气流轴向速度向下的环状区域，这３个图中中心区域基本是红色，说明中心区域轴向速度基本是向上的㊂实际上在中心区域和靠近壁面的环状区域之间还存在一个轴向速度接近或者等于０的狭窄分割区域，这个区域的颜色接近红色，在图７ ９中不易区分开来，但这不影响分析下行流量的区域㊂在距离旋风分离器顶板２８㊁５６ｍｍ的截面中，ＣＳ控制表面完全处于红色范围内，即ＣＳ控制表面内的气体轴向速度基本是向上的；在距离旋风分离器顶板８４ｍｍ的截面中，ＣＳ控制表面并未完全处于红色范围内，ＣＳ控制表面形成的圆中有其他颜色存在，说明ＣＳ控制表面内的气流轴向速度并不完全是向上的，存在小部分下行气流㊂因此使用基于ＣＳ控制表面的现行主流计算下行流量的方法得出的值与实际下行流量是存在偏差的㊂为了克服基于ＣＳ控制表面的现行主流计算下行流量的方法存在的问题，通过上述分析，提出一种改进的基于ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋数值模拟的旋风分离器下行流量计算方法：ｑｍ＝ʏｒ２ｒ１２πｒρｆ（ｖＺ）ｄｒ（２）式中：ｆ（ｖＺ）为关于轴向速度的自定义函数，定义式为＄＄Ｖｅｌｏｃｉｔｙ［２］∗（＄＄Ｖｅｌｏｃｉｔｙ［２］＞０？０：１），其他物理量的含义与公式（１）一致㊂需要注意的是公式（２）中ｒ１代表下行流量的最小半径，由于公式（２）中积分的函数ｆ（ｖｚ）已经强制定义轴向速度向上的区域函数值为０，因此半径ｒ１的选择只要能保证其形成的圆完全处于红色区域范围内且大于中心回流区域半径即可㊂由于旋风分离器的最中心位置区域面积和向下回流的轴向速度都不是太大，通过大量计算发现考虑和不考虑中心向下回流的情况计算偏差在０ ５％以内，对计算结果影响不大，因此半径ｒ１可以进一步简化为０ｍｍ㊂在ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋模拟软件中旋风分离器下行流量通过以下具体操作实现：模拟计算结束后，建立一个需要计算下行流量的垂直于Ｚ轴的截面，然后定义特定函数，最后建立报告，将前面建立的截面和定义的函数分别关联入报告，运行报告即可算出下行流量㊂２ ３㊀２种旋风分离器下行流量计算方法对比利用改进的下行流量计算方法与现行主流的下行流量计算方法，分别计算通过距离顶板２８㊁５６㊁８４ｍｍ处的垂直于Ｚ轴的３个截面（截面编号分别依次记为１㊁２㊁３）的下行流量，以改进的计算方法作为基准计算这２种方法的偏差，计算结果如表２所示㊂表２㊀２种下行流量计算方法对比截面编号现行方法计算流量／（ｇ㊃ｓ－１）改进的方法计算流量／（ｇ㊃ｓ－１）偏差／％１－２３ １－２９ ９－２２ ８２－１５ ８－２０ ０－２１ ２３－８ ５－１０ １－１６ ２㊀㊀从表２中可以看出现行主流的计算旋风分离器下行流量的方法所计算得出的流量与文中改进的计算方法有较大的偏差，而通过前面的分析，采用本文作者改进的方法比现行主流方法的计算结果更加接近真实值，因此采用文中改进的计算下行流量的方法可以较大幅度提高计算旋风分离器下行流量的准确度㊂从表２中还可以看出，ＣＳ控制表面与上㊁下行流量分割面的位置偏移程度越大，下行流量计算偏差越大㊂这一点在图７ ９中得到印证，依次在分别距离顶板２８㊁５６㊁８４ｍｍ处的３个截面的向下轴向速度分布图中，ＣＳ控制面与上㊁下行流量分割面（红色区域边缘）的位置偏移变小，因此表２中截面１㊁２㊁３的下行流量计算偏差是逐渐减小的，当上㊁下行流量分割面的平均半径小于ＣＳ控制表面半径时，这个计算偏差甚至会为正值㊂３ 不同参数结构对下行流量的影响分析３ １㊀进气流速对下行流量的影响分别计算流速ｖ为４ ８２３㊁６ ８２３㊁８ ８２３㊁１０ ８２３㊁１２ ８２３ｍ／ｓ时旋风分离器的下行流量，模拟计算结㊃９６１㊃第７期满林香：基于ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋的旋风分离器下行流量的数值模拟分析㊀㊀㊀果如图１０所示㊂由于进气流速不同，其他参数不变情况下，旋风分离器进气量是不一样的，图１０中ｙ坐标采用量纲一化流量，即流过截面的气体流量与旋风分离器进气量的百分比㊂图１０㊀截面与进气口下端距离和下行流量的关系从图１０中可以看出各不同流速情况下，旋风分离器的下行流量和截面与进气口下端的距离基本呈线性关系，即沿着轴向方向下行气流量基本上是均匀减小的㊂从图中还可以看出截面与进气口下端距离为０处，量纲一化流量稍大于１００％，这是由于该截面刚好对应的是升气管入口处，这个截面附近区域的气流在上下方向有较强的回流，因此计算所得出的下行流量比进气口流量稍大㊂由于各流速的流量曲线比较接近且有交错现象，因此从图１０中无法直观看出各流速的下行流量差异，为了深入研究各流速对下行流量的影响，定义一个量纲一化平均行程Ｌ的概念：Ｌ＝ðｎｉ＝１ｑｍｉ－ｑｍ（ｉ－１）ｑｍˑＨｉ－Ｈｉ－１２ˑ（Ｈ－ａ）ˑ１００％（３）式中：Ｌ为量纲一化平均行程；ｑｍｉ为通过截面ｉ的气体下行流量，ｇ／ｓ；ｑｍ为旋风分离器的总进气量，ｇ／ｓ；Ｈｉ为计算截面距离进气口下端的轴向距离，ｍ；Ｈ为旋风分离器总高，ｍ；ａ为入口截面高度，ｍ㊂上述定义的量纲一化平均行程的物理含义是气流在旋风分离器的分离空间中沿着轴向方向向下移动的平均距离㊂量纲一化平均行程越大，则流到旋风分离器下部的气流比例越大，因此量纲一化平均行程越大对应的气流在旋风分离器的滞留时间越长，颗粒被分离的概率越大㊂图１１是不同进气流速与旋风分离器量纲一化平均行程的关系㊂从图中可以看出，随着流速的增加，量纲一化平均行程逐渐减小，在计算速度范围内量纲一化平均行程最大值与最小值仅相差约１ ９％，差别不是太大㊂图１１㊀进气流速与量纲一化平均行程的关系３ ２㊀升气管插入深度对下行流量的影响分别计算升气管插入顶板的深度为２ ８㊁８ ４㊁１４㊁１９ ６㊁３０ ８㊁４２ｍｍ的旋风分离器下行流量，模拟计算结果如图１２所示㊂改变升气管插入深度所得出的量纲一化流量与截面位置的曲线关系与第３ １节的情况类似，也是基本呈线性关系且存在交错现象，文中不再呈现类似的截面位置与量纲一化流量关系图㊂从图１２中可以看出，随着升气管插入顶板深度的增加，量纲一化平均行程逐渐增加，在计算插入深度变化范围内量纲一化平均行程最大值与最小值相差约１０．６％，可见增加排气管插入深度能在一定程度上使下行气流的量纲一化平均行程增加㊂图１２㊀升气管插入深度与量纲一化平均行程的关系３ ３㊀进气口宽度对下行流量的影响分别计算进气口宽度为６ ４㊁６㊁５ ６㊁５ ２㊁４ ８㊁４ ４ｍｍ的旋风分离器下行流量，模拟计算结果如图１３所示㊂需要指出的是在模拟过程中保持进口流量不变，随着进口宽度减小，相对应的进气流速是增加的㊂图１３㊀进气口宽度与量纲一化平均行程的关系从图１３中可以看出，随着进气口宽度减小，量纲一化平均行程逐渐增加，在计算进气口宽度变化范围内量纲一化平均行程最大值与最小值相差约６ ９％，可见减小进气口宽度能在一定程度上使下行㊃０７１㊃机床与液压第４８卷气流的量纲一化平均行程增加㊂３ ４㊀升气管直径对下行流量的影响分别计算升气管直径为１４㊁１２㊁１０㊁８㊁６ｍｍ的旋风分离器下行流量，模拟计算结果如图１４所示㊂图１４㊀升气管直径与量纲一化平均行程的关系从图１４中可以看出，随着升气管直径减小，量纲一化平均行程先减小，达到最小值后逐渐增加，在计算升气管直径变化范围内量纲一化平均行程最大值与最小值相差约５ ７％，可见改变升气管直径能在一定程度上影响下行气流的量纲一化平均行程㊂４㊀结论（１）基于流体模拟计算结果提出一种改进的旋风分离器下行流量计算方法，该方法可以较好克服传统计算方法与实际下行流量偏差较大的问题㊂（２）通过自定义的旋风分离器量纲一化平均行程，可以比较直观地分析不同参数对下行流量影响的差异，量纲一化平均行程越大，则流到旋风分离器下部的气流比例越大，气流在旋风分离器的滞留时间越长，颗粒被分离的概率越大㊂（３）随着进气流速增加，旋风分离器的量纲一化平均行程减小，但影响不是很大；随着升气管插入深度增加，旋风分离器的量纲一化平均行程增加；随着进气口宽度减小，量纲一化平均行程逐渐增加；随着升气管直径减小，量纲一化平均行程先减小，达到最小值后逐渐增加㊂参考文献：［１］时钧，汪家鼎，余国琮，等．化学工程手册［Ｍ］．北京：化学工业出版社，１９９６．［２］曹晴云，姬广勤，金有海，等．不同结构参数下旋风分离器气相流场的数值研究［Ｊ］．流体机械，２００８，３６（６）：３４－３８．ＣＡＯＱＹ，ＪＩＧＱ，ＪＩＮＹＨ，ｅｔａｌ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｔｕｄｙｏｆＧａｓＦｌｏｗＦｉｅｌｄｉｎａＣｙｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒｕｎｄｅｒＤｉｆｆｅｒｅｎｔＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＰａｒａｍｅｔｅｒｓ［Ｊ］．ＦｌｕｉｄＭａｃｈｉｎｅｒｙ，２００８，３６（６）：３４－３８．［３］罗小明，王佩弦，陈建磊，等．排气管内置深度对气－液旋流分离器流动特性的影响［Ｊ］．石油学报（石油加工），２０１７，３３（４）：７０１－７０７．ＬＵＯＸＭ，ＷＡＮＧＰＸ，ＣＨＥＮＪＬ，ｅｔａｌ．ＥｆｆｅｃｔｏｆＥｘｈａｕｓｔＰｉｐｅＩｎｓｅｒｔｉｏｎＤｅｐｔｈｏｎｔｈｅＦｌｏｗＢｅｈａｖｉｏｒｓｏｆＧａｓ⁃ＬｉｑｕｉｄＣｙｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒｓ［Ｊ］．ＡｃｔａＰｅｔｒｏｌｅｉＳｉｎｉｃａ（ＰｅｔｒｏｌｅｕｍＰｒｏｃｅｓｓｉｎｇＳｅｃｔｉｏｎ），２０１７，３３（４）：７０１－７０７．［４］付烜，孙国刚，刘佳，等．旋风分离器短路流的估算问题及其数值计算方法的讨论［Ｊ］．化工学报，２０１１，６２（９）：２５３５－２５４０．ＦＵＸ，ＳＵＮＧＧ，ＬＩＵＪ，ｅｔａｌ．ＤｉｓｃｕｓｓｏｎＥｓｔｉｍａｔｉｏｎＤｉｆｆｉ⁃ｃｕｌｔｉｅｓａｎｄＮｕｍｅｒｉｃａｌＣｏｍｐｕｔａｔｉｏｎＭｅｔｈｏｄｓｆｏｒＳｈｏｒｔＣｉｒ⁃ｃｕｉｔＦｌｏｗｉｎＣｙｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒｓ［Ｊ］．ＣＩＥＳＣＪｏｕｒｎａｌ，２０１１，６２（９）：２５３５－２５４０．［５］王福军．计算流体动力学分析［Ｍ］．北京：清华大学出版社，２００４．［６］ＦＥＬＴＥＮＦ，ＦＡＵＴＲＥＬＬＥＹ，ＴＥＲＲＡＩＬＹＤ，ｅｔａｌ．Ｎｕｍｅｒｉ⁃ｃａｌＭｏｄｅｌｌｉｎｇｏｆＥｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃａｌｌｙ⁃ｄｒｉｖｅｎＴｕｒｂｕｌｅｎｔＦｌｏｗｓＵｓｉｎｇＬＥＳＭｅｔｈｏｄｓ［Ｊ］．ＡｐｐｌｉｅｄＭａｔｈｅｍａｔｉｃａｌＭｏｄ⁃ｅｌｌｉｎｇ，２００４，２８（１）：１５－２７．［７］祝华腾，陈光辉，王伟文，等．不同结构的旋风分离器二次涡的数值模拟和分析［Ｊ］．高校化学工程学报，２０１７，３１（５）：１０６２－１０７１．ＺＨＵＨＴ，ＣＨＥＮＧＨ，ＷＡＮＧＷＷ，ｅｔａｌ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍ⁃ｕｌａｔｉｏｎａｎｄＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＳｅｃｏｎｄａｒｙＶｏｒｔｅｘｉｎＤｉｆｆｅｒｅｎｔＣｙ⁃ｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｏｆＣｈｉｎｅｓｅＵｎｉｖｅｒｓｉｔｉｅｓ，２０１７，３１（５）：１０６２－１０７１．［８］谷新春，王伟文，王立新，等．环流式旋风除尘器内流场的数值模拟［Ｊ］．高校化学工程学报，２００７，２１（３）：４１１－４１６．ＧＵＸＣ，ＷＡＮＧＷＷ，ＷＡＮＧＬＸ，ｅｔａｌ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕ⁃ｌａｔｉｏｎｏｆＦｌｏｗＦｉｅｌｄｉｎＣｉｒｃｕｍｆｌｕｅｎｔＣｙｃｌｏｎｅＳｅｐａｒａｔｏｒ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｏｆＣｈｉｎｅｓｅＵｎｉｖｅｒｓｉｔｉｅｓ，２００７，２１（３）：４１１－４１６．［９］宋健斐，魏耀东，时铭显．蜗壳式旋风分离器内气相流场非轴对称特性分析［Ｊ］．化工学报，２００７，５８（５）：１０９１－１０９６．ＳＯＮＧＪＦ，ＷＥＩＹＤ，ＳＨＩＭＸ．ＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＡｓｙｍｍｅｔｒｙｏｆＧａｓ⁃ｐｈａｓｅＦｌｏｗＦｉｅｌｄｉｎＶｏｌｕｔｅＣｙｃｌｏｎｅ［Ｊ］．ＣＩＥＳＣＪｏｕｒ⁃ｎａｌ，２００７，５８（５）：１０９１－１０９６．［１０］ＳＬＡＣＫＭＤ，ＰＲＡＳＡＤＲＯ，ＢＡＫＫＥＲＡ，ｅｔａｌ．ＡｄｖａｎｃｅｓｉｎＣｙｃｌｏｎｅＭｏｄｅｌｌｉｎｇＵｓｉｎｇＵｎｓｔｒｕｃｔｕｒｅｄＧｒｉｄｓ［Ｊ］．ＣｈｅｍｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＲｅｓｅａｒｃｈａｎｄＤｅｓｉｇｎ，２０００，７８（８）：１０９８－１１０４．［１１］霍夫曼，斯坦因．旋风分离器：原理㊁设计和工程应用［Ｍ］．彭维明，姬忠礼，译．北京：化学工业出版社，２００４．（责任编辑：卢文辉）㊃１７１㊃第７期满林香：基于ＳＴＡＲ－ＣＣＭ＋的旋风分离器下行流量的数值模拟分析㊀㊀㊀。
煤矿风井排风口除尘装置除尘效率的数值模拟
某矿 主井 内的提 升设 备 在 装 卸 煤 炭 的 过程 中 ， 有 大量 的煤 尘散 发到 井 筒 和风 硐 的气 流 中 ， 过 扩散 塔 通 散发 到工 业广 场上 ， 机 扩 散 塔 附近 地 面 积存 大量 煤 风 尘， 污染 矿 区环 境 ． 据某 矿 的实 际 情 况 ， 风 井排 风 根 在 口上 设计 了惯性 重 力 除尘装 置 ． 图 ｌ～图 ３所示 ， 如 该 除尘 装置 ４个侧 面 用砖 墙 砌 成 ， 内部 与 扩 散塔 相 接 其
２ｍ 简化 的模型如图４所示． ． 该模型体积较大 ， 划分的 网 格 数 应 控 制 在 １０Ｘ１ 以 内 ， 小 网 格 边 长 为 ０ ０ 最
００ 网格划 分 时 ， 用 分 区划 分 的方 法 ， 量 采 用 ．５ｍ． 采 尽 结 构 化 网格 ， 变形较 大 的区域 采用 ｔ ｄ划分 网格 ． 在 ｇ ６
＼
＼
＼
备 用
＼
＼ ＼
、
力、 附加质量力 （ 由于使颗粒周 围的流体加 速而引起
的附加 作用 力 ） 压 力 梯 度力 作 用 。由牛顿 第 二 定 和 。，
度为４。有２ ５． 个风井排风扩散塔，个备用． １ 扩散塔入
收 稿 日期 ：０ １— ５— ２ ２１ ０ ０
基金项 目： 国家 自然科学基金 和上海宝钢集团公司联合资助项 目（ １７ ０ ３ ； ５０ ４ ７ ） 湖南省 教育厅资助项 目（９ Ｙ １ １Ｃ ６ ５ ； ０ Ｃ ０ ４；０ ０ ７ ） 湖南科 技大学博 士启 动基金 资助项 目
口断 面尺寸 为 ４ｍ ｘ４ｍ， 口断 面 尺 寸 为 ４ ３ｍ ｘ 出 ． ６５ｍ， 散塔 高度 为 ６ ７ 导流装 置 ４个 侧 面距 离 ． 扩 ．５ｍ．
基于前缘锯齿形叶片的多翼离心风机数值分析与实验研究
文章编号:0253-4339(2019)01-0035-07doi:10.3969/j.issn.0253-4339.2019.01.035基于前缘锯齿形叶片的多翼离心风机数值分析与实验研究金听祥1㊀王镜儒1㊀邵双全2㊀严满泉3㊀郭宝坤3㊀吴亮亮3(1郑州轻工业学院能源与动力工程学院㊀郑州㊀450002;2中国科学院理化技术研究所㊀北京㊀100190;3广东志高空调有限公司㊀佛山㊀528244)摘㊀要㊀为减少叶片附近的涡流,降低多翼离心风机流场的流动损失和气动噪声,设计了一种具有锯齿形前缘的空调器用离心风机叶片㊂与常见改型叶片不同,并未从整个叶片宽度方向进行改进,仅从叶轮前盘沿叶片前缘的1/3叶轮宽度处开设锯齿结构㊂基于几何相似原理和FLUENT软件,对计算得出的不同锯齿结构进行数值模拟,结果显示:锯齿结构主要对聚集在靠近前盘的涡流进行破坏,蜗舌㊁叶片后缘和叶间涡流较原型叶片也明显减少,且降低了基频噪声㊂结果表明:在不同转速下,前缘锯齿形叶片多翼离心风机的整机风量较原型机基本不变,噪声值降低0.9~1.2dB(A),输入功率降低2.75~3.55W㊂说明具有锯齿形前缘结构的叶片,不仅能优化风机的风道性能,还能起到节能降噪的作用㊂关键词㊀锯齿叶片;数值分析;多翼离心风机;节能;降噪中图分类号:TB61+1;TH432文献标识码:ANumerical Analysis and Experimental Research of Multi-blade CentrifugalFan based on Leading-edge Serrated BladeJin Tingxiang1㊀Wang Jingru1㊀Shao Shuangquan2㊀Yan Manquan3㊀Guo Baokun3㊀Wu Liangliang3 (1.School of Energy&Power Engineering,Zhengzhou University of Light Industry,Zhengzhou,450002,China;2. Technical Institute of Physics and Chemistry CAS,Beijing,100190,China;3.Guangdong Chigo Air-conditioning Co.,Ltd.,Foshan,528244,China)Abstract㊀A serrated leading-edge blade for a multi-blade fan of an air conditioner is designed.The main objective is to reduce the vortex near the blade,thus reducing the flow loss and aerodynamic noise of the flow field of the multi-blade fan.Whereas it is different from the common reformed blade,no improvement in the width of the whole blade but a front disk along the leading edge by one-third of the impel-ler width was made.The various serrated structures were simulated based on the geometric-similarity principle using the FLUENT software. The simulated results show that the serrated structures destroyed the accumulated vortex close to the front disk.In contrast to the prototype blade,all vortices in the volute tongue,trailing edge,and internal leaves were obviously decreased with the use of the serrated blade. Meanwhile,the fundamental frequency noise was decreased.The experimental data indicated that the air volume of the leading-edge serra-ted blade of the centrifugal fan varied a little under different speeds.The noise and input power were decreased by0.9-1.2dB(A)and 2.75-3.55W,respectively.Thus,the serrated leading-edge blade can not only benefit the air-duct performance but also play a role in energy savings and noise reduction.Keywords㊀serrated blade;numerical analysis;multi-blade centrifugal fan;energy saving;noise reduction基金项目:国家自然科学基金(51676199)资助项目㊂(The project was supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51676199).)㊀㊀收稿日期:2017-12-26;修回日期:2018-03-13㊀㊀多翼离心风机作为风道系统的重要组成部分,因具有结构紧凑㊁流量系数高等优点而被广泛应用于各式空调器中[1]㊂改善多翼离心风机的流场性能一直是国内外学者研究的重点,提出了多种针对风机叶片的优化方案㊂随着仿生学在工程技术领域的蓬勃发展[2],通过研究生物的外形特征,将其运用到现有技术的优化创新中,取得了较为理想的效果㊂刘小民等[3]为改善单圆弧等厚度叶片前缘和后缘的流动特点,将苍鹰尾缘的齿状结构应用到多翼离心风机叶片中,与普通叶片相比可以显著降低噪声㊂Chen Shuming等[4]基于长耳猫头鹰的翼型结构,在对叶片进行仿生设计的基础上,从叶片数目㊁内外径比等方面进行优化,使质量流量增加了0.108kg/s,噪声值降低9.03dB(A)㊂53L.E.Jones 等[5-6]实验研究了齿形结构叶片对风机性能的影响,得出其能降低气动噪声的结论和影响降噪效果的因素㊂除仿生学研究外,S.C.Lin 等[7]为提高小型前弯离心风机的气动性能,用NACA4412翼型替代原型叶片,并调整叶片入口角度,达到了提高风机效率和降低噪声的目的㊂毛全有[8]通过研究风机内流场发现,叶轮的有效出风通道主要在中后盘,提出叶片分段设计的概念㊂李淼等[9]采用叶片进气端斜切的方式,通过数值模拟和实验研究,发现叶片斜切结构能改善气流在进口转弯处流动的不均匀性,提高风机性能㊂综合以上研究,为改善柜式空调器存在的能耗高㊁流动损失大和气动噪声突出的问题,本文从多翼离心风机内部的流动特点出发,利用锯齿结构对涡流的破坏作用[10],从叶轮前盘沿叶片前缘的1/3叶轮宽度处进行锯齿设计,对不同锯齿结构进行数值计算,并分析其降噪机理㊂最后,通过对比实验研究锯齿叶片与原型叶片对风机的风量㊁噪声及功率等的影响㊂1模型简化与数值计算由于实验研究是以柜式空调器室内机为载体来测试风机流场的性能,为确保数值模拟的准确性,本文对某型空调器的整机模型进行简化,如图1所示㊂为使进㊁出风口处的流动达到稳定,在左右进风格栅处设置弧形进风口,出风口向外延伸适当距离[11]㊂由于整体结构复杂,在ICEM 中划分网格时,全部采用非结构网格,网格总数约为560万,网格质量大于0.2㊂图1整机简化模型Fig.1Simplified model for the whole machine空调器用多翼离心风机的叶轮由多圆弧非等厚度叶片㊁轮毂㊁后盘等组成,其结构参数如表1所示㊂表1原型叶轮结构参数Tab.1Structural parameters of the prototype impeller ㊀㊀参数数值叶片数Z 叶轮宽度L /mm 叶轮外径D /mm 叶轮内径d /mm 进口安装角β1/(ʎ)出口安装角β2/(ʎ)4312734228161152将叶轮结构进行简化,只保留叶片和后盘,简化后的叶轮及网格如图2所示㊂在叶片的前缘和后缘处进行加密处理,网格数约为140万,约占网格总数的1/4㊂图2叶轮网格图Fig.2Impeller grid1.1计算方法稳态计算时,采用RNG k -ε两方程湍流模型,压力修正选择Standard 方式,离散方程均采用二阶迎风格式,压力与速度耦合选用SIMPLE 算法[12]㊂整机延伸区域的进㊁出风口均采用压力进㊁出口边界条件,蒸发器采用多孔介质模型,风机旋转区域采用多重参考系(MRF )[13]㊂非稳态计算时,采用大涡模拟(LES),压力与速度耦合采用PISO 算法,时间步长为1.07ˑ10-4,计算收敛后开启声学模型,选择FW-H 方程进行噪声计算,并以叶轮㊁蜗壳㊁蜗舌为声源㊂1.2原型机模拟结果与分析按照相应的测试标准[14],将原型机在通风高风模式下测得的风量和噪声数据与模拟结果进行对比,如表2所示㊂原型机的模拟结果与实验数据的误差均在允许范围内,说明模型的简化和计算方法的选择较为合理㊂对原型机的模拟数据进行后处理发现,对于多翼离心风机,整个叶轮叶片的前后缘均存在不同大小的涡流㊂而在靠近蜗壳出口侧的叶片,由于出口速度和进口气流角均为最大[15],沿叶轮宽度方向的整个叶63间流道均存在较大涡流,图3所示为处于叶轮中部x =60mm 处的涡量分布云图,可见涡流的存在严重影响了气流的输出㊂表2原型机实验与模拟数据Tab.2The experimental and simulated data of theprototype machine㊀㊀项目实验模拟相对误差风量/(m 3/h)921.58914.40.8%噪声/dB(A)45.648.346%图3x =60mm 处的涡量分布Fig.3The vorticity distribution at x =60mm2锯齿叶片设计与数值计算2.1叶片设计机理与方案为确定叶片的设计方案,按照文献[3]对生物翼型结构的仿生学分析,基于几何相似原理,以多圆弧非等厚度叶片为对象进行研究㊂图4和图5所示分别为锯齿叶片和锯齿结构参数示意图㊂叶片宽度为127mm,叶间流道长度为32mm,叶片面积为4064mm 2,齿高h c 约为2.2~4.0mm,齿宽d c 约为1.6~3.3mm,周期e c 约为2.2~4.4mm,在上述范围内选择5种参数,如表3所示㊂图4锯齿叶片Fig.4The serratedblade图5锯齿结构参数Fig.5The parameters of the serrated structure表3不同方案的锯齿结构参数Tab.3Serrated structure parameters of different schemes 方案齿宽d c /mm齿高h c /mm周期e c /mm1 3.0 2.5 4.02 2.6 2.5 3.63 2.2 2.5 3.24 2.2 2.0 3.252.21.53.22.2锯齿叶片数值模拟结果与分析将5种锯齿叶片分别在FLUENT 软件中进行计算,模拟结果如表4所示㊂对比方案1㊁2㊁3,在相同齿高的情况下,齿宽越小,风量越大,噪声越低,转矩和轴功率也相应提高,方案3的各项性能优于方案1㊁2㊂对比方案3㊁4㊁5,在相同齿宽的情况下,齿高越小,风量越大,噪声越低,但方案4较方案3的转矩和轴功率均略有降低,整体而言转矩和轴功率均逐渐增大,方案5的性能优于方案3㊁4,说明随着结构参数的减小,风量逐渐增大,噪声逐渐降低㊂因此,齿宽和齿高不宜过大,否则会大幅减少叶片的有效面积,增大噪声,故方案5的整体气动性能较好㊂表4锯齿叶片模拟结果Tab.4The simulated results of the serrated blade 方案风量/(m 3/h)噪声/dB(A)转矩/(N ㊃m)轴功率/W 1910.847.86 1.7193.122918.047.34 1.7695.843921.646.98 1.8399.654928.846.04 1.8198.565932.445..91 1.87101.83图6所示为原型叶片与方案5的锯齿叶片在锯齿段相同截面处(x =124.4㊁105.2㊁86.1mm)的涡量云图㊂由图6(b)可知,靠近前盘的锯齿对叶片前后缘及叶间涡流的改善最为明显㊂在锯齿段的中后部,如图6(d)㊁图6(f)所示,前缘涡流较图6(c)㊁图6(e)的改善较小,部分叶片前缘处的涡流还有扩大的迹象,但从叶片后缘进行观察,涡流均呈减小趋势,且图6(f)中蜗舌处的涡流较原型叶片有较大改善㊂可知当叶片前缘由圆弧状变为锯齿结构后,对涡流的破坏主要针对聚集在靠近前盘的涡流,同时也改善了锯齿段的叶片后缘和流道间的流动特性㊂由于前盘附73图6原型叶片与锯齿叶片在不同截面处的涡量分布Fig.6The vorticity distribution of the prototype and the serrated blade at different sections近以轴向流动为主,径向流速和进口气流角均偏小[15],流道极易出现分离,在锯齿的作用下能明显打碎涡团,将原来的大涡团分割为较小涡团,故出现如图6(b)所示的流动情况㊂图7所示为x=86.1mm处原型叶片与锯齿叶片的速度矢量㊂可以较清晰地看出,图7(b)较图7(a)在沿蜗舌出口型线方向的流动更加均匀,且流量也增大,说明锯齿结构不仅能减少叶片后缘涡流,还能削弱蜗舌处由于气流的冲击引起的压力脉动和边界层分离,降低涡流噪声和流动损失,同时也使回流至蜗壳内侧的流量增加㊂多翼离心风机旋转噪声的频率计算公式为[16]: f=nZ60i(1)式中:n为转数,r/min;z为叶片数;i为谐波序号(i=1,2,3, ),i=1时,f为基频,其值为373Hz㊂83为对比原型叶片与方案5的锯齿叶片在基频处的声压级,取低频0~1000Hz 范围内的数据进行处理,其声压级分布如图8所示㊂锯齿叶片在基频处的声压级较原型叶片降低约2dB,说明锯齿叶片能降低多翼离心风机旋转时的基频噪声,提高风机的气动性能㊂图7x =86.1mm 处原型叶片与锯齿叶片的速度矢量Fig.7The velocity vector of the prototype andthe serrated blade at x =86.1mm图8原型叶片与锯齿叶片频谱图Fig.8The spectrum diagram of the prototypeand the serrated blade3实验研究通过对包括原型叶片在内的6种叶片进行数值分析后,最终确定方案5为最优方案并制作叶轮模型,如图9所示㊂图9锯齿叶轮模型Fig.9The serrated impeller model3.1实验方法将原型叶轮和锯齿叶轮分别安装在某型柜式空调器室内机中,在与室外机不连接且处于通风状态的情况下,按GB /T 7725 2004的相关标准[14]进行风量和噪声测试㊂在风量实验室中,依据铭牌参数上的循环风量,选择直径为70mm 和100mm 的喷嘴,并分别按高㊁中㊁低三挡的风速模式进行测试,当风量实时曲线达到稳定时记录数据㊂噪声测试在半消声实验室进行,如图10所示,采用3560C 采集分析系统及7700型声学和振动分析软件,测试范围为14.6~146dB(A)㊂为与进行模拟时的整机简化模型一致,拆除出风口横向导流叶片,除叶轮不同外,其余零部件均不变㊂测试时,将传声器放置在距室内机出风口中心水平距离为1m,垂直距离为0.8m 处㊂同样,在不同风速模式下,运行30min 后且工况稳定时,开始测试并记录噪声值㊂图10半消声实验室Fig.10The semi-anechoic chamber3.2实验结果表5所示为两种叶轮的实验数据㊂由表5可知,93不同风速模式对应的风机转速不同,且锯齿叶轮的质量较原型叶轮减少214g㊂测试结果表明,锯齿叶轮的整机风量虽略有减小,但影响较小,可视为基本不变,噪声值较原型机降低0.9~1.2dB(A),输入功率降低2.75~3.55W㊂因此,方案5对应的前缘锯齿形叶片在实际应用中,对改善多翼离心风机的流场性能起到了积极作用㊂表5原型叶轮与锯齿叶轮实验数据对比Tab.5Contrast of experimental data between theprototype and serrated impeller方案转速/(r/min)风量/(m3/h)噪声/dB(A)功率/W原型叶轮(1084g)498921.5845.6109.79 406755.7140.892.40 356657.0937.483.02锯齿叶轮(870g)513919.6644.7106.24 420754.7039.789.20 368656.7936.280.274结论采用数值模拟方法,分析了前缘锯齿形叶片对多翼离心风机风道性能的影响,总结了其降噪机理,并进行了实验验证,得出如下结论:1)对空调器用多翼离心风机的研究表明:在叶片的前㊁后缘和叶间流道,以及蜗舌处均存在不同大小的涡流㊂因此,其降噪的关键在于如何优化叶片附近的流动情况,减少涡团数量,抑制蜗舌处的边界层分离,减小气流的冲击和压力脉动㊂2)与原型叶片相比,锯齿叶片能有效破坏靠近叶轮前盘前缘的涡流,降低叶片后缘及叶间流道的涡流大小,改善蜗舌处的流动情况,提高了风机的气动性能㊂3)在通风状态下,设置不同风速模式,对柜式空调器室内机进行风量和噪声测试,安装有锯齿叶片风机的整机风量较原型机基本不变,噪声值降低0.9~ 1.2dB(A),输入功率降低2.75~3.55W,达到节能降噪的目的㊂综上所述,将前缘锯齿形叶片的多翼离心风机应用于柜式空调器中,还需进行深入研究,测试其在实际使用工况下的降噪效果和能耗状况㊂参考文献[1]㊀游斌,周拨,吴文新,等.多翼风机新型斜蜗壳和常规直蜗壳的对比研究[J].工程热物理学报,2006,27(2):235-237.(YOU Bin,ZHOU Bo,WU Wenxin,etparison research of the new-style inclined voluteand the straight volute in the multi-blade fan[J].Journal ofEngineering Thermophysics,2006,27(2):235-237.)[2]㊀LIU Xiaomin,TANG Hu,WANG Xing,et al.Noise re-duction mechanism of bionic coupling blade based on thetrailing edge of goshawk wing[J].Journal of Xiᶄan JiaotongUniversity,2012,46(1):36-41.[3]㊀刘小民,赵嘉,李典.单圆弧等厚度叶片前后缘多元耦合仿生设计及降噪机理研究[J].西安交通大学学报,2015,49(3):1-10.(LIU Xiaomin,ZHAO Jia,LI Dian.Noise reduction mechanism of single-arc bionic blade withwave shape leading edge coupled with serrated trailing edge[J].Journal of Xiᶄan Jiaotong University,2015,49(3):1-10.)[4]㊀CHEN Shuming,WANG Dengfeng,SUN Shaoming.Bionicfan optimization based on taguchi method[J].EngineeringApplications of Computational Fluid Mechanics,2011,5(3):302-314.[5]㊀JONES L E,SANDBERG R D.Direct numerical simula-tions of noise generated by the flow over an airfoil with trai-ling edge serrations[C]//15th AIAA/CEAS AeroacousticsConference(30th AIAA Aeroacoustics Conference).Re-ston,VA:AIAA,2009:3195-3210.[6]㊀MOREAU D J,BROOKS L A,DOOLAN C J.On the noisereduction mechanism of a flat plate serrated trailing edge atlow-to-moderate Reynolds number[C]//18th AIAA/CEASAeroacoustics Conference(33rd AIAA Aeroacoustics Con-ference).Reston,VA:AIAA,2012:2186-2205. [7]㊀LIN S C,HUANG C L.An integrated experimental and nu-merical study of forward curved centrifugal fan[J].Experi-mental Thermal and Fluid Science,2002,26(5):421-434.)[8]㊀毛全有.多翼离心风机叶片分段设计的研究[J].机械科学与技术,2010,29(10):1401-1403,1407.(MAOyered design of a multi-blade centrifugal fanimpeller[J].Mechancial Science and Technology for Aero-space Engineering,2010,29(10):1401-1403,1407.)[9]㊀李淼,赵军.小型多翼离心风机叶片斜切分析及试验研究[J].风机技术,2012,54(4):9-12,17.(LI Miao,ZHAO Jun.Research on beveling impellers in a miniatureforward-curved multi-blade centrifugal fan and performancetests[J].Compressor Blower&Fan Technology,2012,54(4):9-12,17.)[10]许文明.柜式空调多翼离心风机的内部流场分析及实验研究[D].武汉:华中科技大学,2012.(XU Wen-ming.Internal flow analysis and experimental study on floorstanding air-conditioner[D].Wuhan:Huazhong University04of Science and Technology,2012.)[11]周水清,李辉,王军.多翼离心风机气动噪声的数值分析[J].工程热物理学报,2014,35(4):669-672.(ZHOU Shuiqing,LI Hui,WANG Jun.Numeric analysisof aerodynamic noise in multi-blade centrifugal fan[J].Journal of Engineering Thermophysics,2014,35(4):669-672.)[12]李烁,刘小民,秦志刚.偏心叶轮对多翼离心风机气动性能和噪声影响的数值研究[J].风机技术,2017,59(1):18-24,37.(LI Shuo,LIU Xiaomin,QIN Zhigang.Numerical study of the effects of an eccentric impeller onthe aerodynamic performance and noise of a multi-bladecentrifugal fan[J].Compressor Blower&Fan Technology,2017,59(1):18-24,37.)[13]陈聪聪,耿文倩,李景银.抽油烟机内多翼离心风机蜗壳结构的数值优化[J].风机技术,2016,58(4):45-51.(CHEN Congcong,GENG Wenqian,LI Jingyin.Nu-merical optimization of the volute of a multi-blade centrifu-gal fan in range hood[J].Compressor Blower&Fan Tech-nology,2016,58(4):45-51.)[14]房间空气调节器:GB/T7725 2004[S].北京:中国标准出版社,2004.(Room air conditioner:GB/T77252004[S].Beijing:China Standard Press,2004.)[15]王嘉冰,区颖达.柜式空调用多翼离心通风机内流场的数值分析[J].风机技术,2004,46(4):23-29,17.(WANG Jiabing,OU Yingda.Numerical analysis of inter-nal flow field of multi-blade centrifugal fan for floor stand-ing air-conditioner[J].Compressor Blower&Fan Technol-ogy,2004,46(4):23-29,17.)[16]颜建容,谷正气,李伟平.汽车空调前向多翼离心通风机气动声学特性分析与优化[J].汽车工程,2010,32(6):540-546.(YAN Jianrong,GU Zhengqi,LIWeiping.Analysis and optimization on the aerodynamic a-coustic characteristics of forward-curved-multi-blade cen-trifugal fan in vehicle air conditioner[J].Automotive Engi-neering,2010,32(6):540-546.)通信作者简介金听祥,男,博士,副教授,郑州轻工业学院能源与动力工程学院,(0371)63624381,E-mail:txjin@㊂研究方向:制冷空调设备新技术研究㊂About the corresponding authorJin Tingxiang,male,Ph.D.,associate professor,School of Ener-gy&Power Engineering,Zhengzhou University of Light Industry, +86371-63624381,E-mail:txjin@.Research fields: new techniques development for air-conditioning system.14。
离心除尘风机单孔试验研究
离心通风机内部流场的数值模拟分析与比较的开题报告
离心通风机内部流场的数值模拟分析与比较的开题
报告
一、选题背景和意义
离心通风机是工业生产中常见的风机类型，具有流量大，风压高，
可靠性高等优点，在空气调节、矿山通风、火力发电等领域得到广泛应用。
离心通风机的性能主要受其内部流场的影响，因此通过数值模拟研
究离心通风机内部流场，对于优化其设计、提高其性能具有重要意义。
二、研究内容和目标
本课题拟选取一款常规离心通风机为研究对象，通过ANSYS Fluent
软件建立离心通风机的三维数值模型，并分析其内部流场特点、压力分布、速度分布等参数，比较分析不同转速、不同叶轮结构对流场的影响，为优化离心通风机设计提供理论依据。
三、研究方法和步骤
1. 查阅相关文献，了解离心通风机的结构特点和内部流场规律；
2. 建立离心通风机的三维数值模型，包括叶轮、进口、出口等部分，并设定边界条件；
3. 选择合适的数值方法，通过ANSYS Fluent软件进行流场数值模拟计算，分析流场的运动规律、压力分布、速度分布等参数；
4. 比较不同转速、不同叶轮结构对流场的影响，分析其优缺点；
5. 根据模拟结果，提出优化建议，为离心通风机的设计和性能提升
提供参考。
四、预期结果和成果
预计通过本课题研究，能够深入了解离心通风机内部流场的规律，
研究不同转速、叶轮结构对流场的影响，为离心通风机的优化设计提供
理论依据；形成一篇完整的研究报告，为离心通风机相关领域的研究提供新的思路和方法。
离心除尘风机收尘过程数值模拟分析与预测
引
言
离 心通 风 机是 一 种应 用 广 泛 的通 用 机 械 … ， ２ ５ ％ 以
第２ ６卷第 １ 期
２ ０ １ ３年 ２ 月
四川理 工学院学报 （ 自然科学版 ）
Ｊ ｏ ｕ ｒ ｎ ａ ｌ ｏ ｆ Ｓ ｉ ｅ ｈ ｕ ａ ｎ Ｕ ｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ ｏ ｆ Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ＆ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ （ Ｎ ａ ｔ ｕ ｒ ａ ｌ Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ Ｅ ｄ ｉ ｔ ｉ ｏ ｎ ）
造而成 ， 集 除尘 、 通风于一体 ， 具有通用性 强、 结 构紧凑
和低功率消耗 等优点 ， 用在矿 井 ， 工业锅炉 和化工流 程等领域通风时的预除尘阶段 ， 能有效减小后续除尘设 备的体积 ， 部分解 决现有 除尘设 备体积较 大 ， 受 矿井空
间、 工业 厂 房 占地 限制 的问题 。
达 到除 尘 的 目的 。离 心 除 尘 风 机 是 对 离 心 风 机 进 行 改
为与郑娟 等人开发的流量 Ｑ ＝ ４ ０ ０ ０ ｍ ／ ｈ的复合 式小型高效滤筒除尘器联用 ， 选择常温设计参数为流量
Ｑ ＝５ ０ ０ ０ ｍ ／ ｈ， 全 压 Ｐ ＝２ ９ ０ ０ Ｐ ａ的 ５—５ １ Ｎ Ｏ ４ ． ５ Ａ离 心
ｙ ｕａ ｎ — ｘ ｉ ａ ｎ ｇ ＠１ ６ ３ ． ｃ ｏ ｎ 作者简介 ： 李元祥 （ １ ９ ８ ５ － ） ， 男， 河南信 阳人 ， 硕士生 ， 主要从事通风除尘及安全技术方 面的研究 ， （ Ｅ － ｍ ａ ｉ ｌ ） ｌ ｉ
现代煤矿矿用除尘风机的应用实例研究及仿真分析
收稿日期:2018-10-09作者简介:赵 飞(1989-)男,山西高平人,助理工程师,从事煤矿“一通三防”安全管理工作。
doi:10.3969/j.issn.1005-2798.2019.01.029现代煤矿矿用除尘风机的应用实例研究及仿真分析赵 飞(潞安集团余吾煤业公司,山西长治 046103)摘 要:随着绿色工业化进程的不断推进,除尘装置(风机)在煤矿开采领域被逐步应用,其相关的研究还处于初步阶段。
文章针对KCG -400D 矿用干式除尘器的工作原理、安装特色及对比其他除尘器的优越性,将其在巷道中的使用进行了一些研究,并总结了矿用干式除尘器(风机)在实际使用过程中的一些典型问题,借助通过CFD 软件对气固两相流流场进行数值模拟,验证了KCG -400D 矿用干式除尘器(风机)的有效性。
关键词:煤矿除尘装置;风机;安装布置;仿真中图分类号:TD714.4 文献标识码:B 文章编号:1005-2798(2019)01-0073-02 随着煤矿机械化程度的不断加大,粉尘污染已经成为严重危害工人身体健康、影响企业可持续发展的主要因素之一。
矿用除尘器作为煤矿粉尘治理的主要设备,其性能的优劣直接影响工作环境的质量。
矿用除尘器在矿井下的使用会影响巷道内通风参数的改变,准确测量除尘器在使用现场的处理风量对于保障除尘器使用效果和巷道通风安全至关重要[1]。
湿、干式除尘器的参数对比见表1。
表1 湿、干式除尘器参数对比参数湿式除尘器干式除尘器型号KCS -400D KCG -400D 工艺特点采用喷淋水降尘褶式滤筒过滤结构特征结构单一、无法组合模块化设计,更适合组合阻力/Pa ≥3000<3000全尘除尘效率/%<80>92呼尘除尘效率/%<60>90排放浓度/(mg·m -3)30<10需水量/(L·min-1)3.60处理量小大设备防腐处理需要不需要设备防冰处理需要不需要环境友好度产生水二次污染基本对环境无影响用水费/(万元·a-1)3.781) 喷雾、湿式除尘风机等耗水量大,且喷嘴易堵塞,需要经常维护。
管式电除尘器内部细颗粒流动数值模拟
管式电除尘器内部细颗粒流动数值模拟摘要:为了进一步探究电除尘器内颗粒的流动对除尘效率的重大影响,采用k-ε湍流模型和离散相模型对电除尘器内部颗粒流动进行了多组工况的数值模拟。
利用用户自定义函数(UDF)编辑电场荷电方程并建立电场受力模型,简化了模拟流程,并优化了模拟数据。
通过流场与电场的耦合计算,研究并分析了不同进出口风速对、颗粒直径以及电压等因素对除尘效率的影响。
结果表明:电压和粒径恒定时,随着进口风速增加,颗粒滞留时间减少,荷电量不足,颗粒偏移运动越加不明显,除尘效率降低。
当电压和进口风速恒定时,由于粒径的平方与颗粒荷电量成正比,所以粒径越大,颗粒荷电量越大,除尘效率变化越高。
在进口风速与粒径恒定时,荷电量与电晕电压成正比,电压越大,荷电量越大颗粒受电场力而向收尘壁运动越明显,从而收尘除尘效率明显增加。
关键词:除尘效率;颗粒;风速;电压;偏移近些年来,全球范围内的雾霾现象越来越严重,它对社会发展、环境保护和人们日常生活以及健康等诸多方面有着极其不利的影响。
究其来源主要是大型工厂烟气、灰尘中的细颗粒。
国内外研究员们对于如何提高大型工厂中电除尘器除尘效率的课题已经有了比较深入的研究和认识。
龙正伟[1]针对静电除尘器的模拟建立了三维物理模型,更好的分析电除尘器内部流场分布以及颗粒电荷特性与除尘效率的关系;朱继保[2]研究了在如何控制二次扬尘、优化电源、复合除尘技术等方面因素来提升除尘效率;Talaie等[3]人提出了一种能够计算出电晕极板的半径增加率和电晕边缘的离子密度电场计算模型,同时还指出了Choi[4]计算网格太细,没有基于基本的物理事实等不足之处。
Ivancsya[5]研究了静电除尘器内多种分散尘粒的特性,采用了多相颗粒的模型,并与单种颗粒的计算结果进行了比较。
本文利用GAMBIT建模并进行网格划分,然后将模型导入FLUENT,针对风速、颗粒直径、电压等因素进行了多组工况的数值模拟。
其中,气相流场采用了k-ε湍流模型,颗粒相采用DPM模型。
利用数值模拟方法分析静电-旋流耦合除雾器的分离性能
利用数值模拟方法分析静电-旋流耦合除雾器的 分离性能
袁惠新1，2，*，姜水林1，2，付双成1，2，周发戚1，2，朱星茼1，2
1. 常州大学机械工程学院，常州 213000 2. 江苏省绿色过程装备重点实验室，常州 213164
第一作者：袁惠新 (1957—)，男，博士，教授。研究方向：多相流与机械分离净化技术与设备。 E-mail：yuanhuixin2000@ *通信作者
()
∇ j = ∇ jp + ji = 0
(5)
式中：j 为总电流密度，A·m−2； jp为带电尘粒电流密度，A·m−2； ji为离子电流密度，A·m−2。
假设电晕放电稳定，电流连续性方程见式 (6)。联立式 (4) 和式 (6) 求解电场强度分布。而 Fluent
除尘风机离心除尘器除尘数值模拟与应用
除尘风机离心除尘器除尘数值模拟与应用郭秀廷;郭增乐;李继春;李淑玉;陈琛【摘要】为创造安全健康的工作环境,湿式除尘风机除尘是煤矿井下除尘的主要方法之一.离心除尘器结构是影响风机除尘效率的主要因素.本文以掘进工作面湿式除尘风机为对象,采用数值模拟的方法,对含尘风流经过离心除尘器的除尘效果进行了研究.结果表明:采用湿式离心除尘系统,能有效提高除尘效率;除尘器入口风速为1.9m/s,螺旋挡板间距为0.3m的降尘效果最好.现场实践表明,使用设计后的湿式除尘风机能够有效提高降尘效率,降尘率可达96.7％.【期刊名称】《安全》【年(卷),期】2019(040)005【总页数】4页(P40-43)【关键词】煤矿;掘进工作面;粉尘;除尘风机;数值模拟【作者】郭秀廷;郭增乐;李继春;李淑玉;陈琛【作者单位】潞安集团环能股份有限公司,山西长治 046103;中国矿业大学(北京)应急管理与安全工程学院,北京 100083;潞安集团通风处,山西长治 046299;中国矿业大学(北京)应急管理与安全工程学院,北京 100083;中国矿业大学(北京)应急管理与安全工程学院,北京 100083【正文语种】中文【中图分类】X9640 引言粉尘是煤矿五大灾害之一。
粉尘不仅在一定条件下会爆炸，造成大量人员伤亡和财产损失，而且会引发尘肺病，尘肺病是危害煤矿工人身体健康最严重的职业病。
为防止粉尘爆炸，为煤矿工人创造一个安全健康的职业环境，粉尘治理一直是煤矿企业安全工作的重点。
掘进工作面是煤矿井下主要产尘源之一，掘进巷的通风除尘系统是针对掘进面截割时的产尘量大而应用的有效除尘技术。
大同煤矿集团公司燕子山矿掘进工作面采用粉尘综合治理技术，其粉尘治理技术主要包括：综掘机内外喷雾降尘，煤层注水和使用湿式除尘风机除尘。
目前燕子山矿掘进工作面湿式除尘风机除尘效率较低，巷道空气环境中粉尘含量较高。
为提高掘进工作面湿式除尘风机除尘效率，改善巷道环境，需要对原有的湿式除尘风机离心除尘器进行改造设计，对除尘器螺旋挡板间距这一关键数值进行模拟研究。
基于离散元法的往复振动筛筛分效果研究
基于离散元法的往复振动筛筛分效果研究王中营;任宁;武文斌;李永祥【摘要】为寻找往复振动筛的最佳筛分参数，采用三维离散元软件PFC3 D研究了筛分参数对筛分效果的影响规律。
结果表明：筛上物输送量随振动频率、振幅和筛面倾角的增加均呈递增关系，随振动方向角的增加先增加后下降，在30°时达到最大值；筛分效率随振动频率、振幅和筛面倾角的增加是先递增后下降，振动频率和振幅对筛分效率的影响最为显著，筛分效率随振动方向角的增加分别在35°和45°时经历了2个峰值；综合考虑筛分效率和筛上物输送量，振动频率取为14Hz、振幅为3．5mm、振动方向角为35°及筛面倾角为10°～12°时，振动筛可以取得较好的筛分效果。
%In order to find the best screening parameters of reciprocating vibrating screen, the effects of screening param-eters on the screening effect were researched based on the three-dimensional discrete element software PFC3 D.Results shown that, conveying capacity of the oversize product increased as the vibration frequency, amplitude, screen surface inclination increased.Conveying capacity of the oversize product first increased and then decreased with the screen sur-face inclination increased, the maximum was occurred at 30°.Sc reening efficiency firstly increased and then decreased with the vibration frequency, amplitude, screen surface inclination increased.The effect of vibration frequency and am-plitude on the screening efficiency was most significant.With the increase of vibrating direction angle, the screening effi-ciency experienced two peak at 35°and 45°respectively.Considering the screening efficiency and production efficiency, vibration frequency is 14Hz, amplitude is 3.5mm,vibrating direction angle is 35°and screen sur face inclination is 10-12°, the vibrating screen can get a good screening effect.【期刊名称】《农机化研究》【年(卷),期】2016(000)001【总页数】6页(P33-38)【关键词】离散元;散体颗粒;振动筛;透筛率;数值模拟【作者】王中营;任宁;武文斌;李永祥【作者单位】河南工业大学机电工程学院,郑州,450007;河南工业大学机电工程学院,郑州,450007;河南工业大学机电工程学院,郑州,450007;河南工业大学机电工程学院,郑州,450007【正文语种】中文【中图分类】S226;TS210.3往复振动筛在粮食、煤炭、冶金、建材、医药和化工等领域获得广泛应用。
离心式引风机气流吹灰的数值模拟
离心式引风机气流吹灰的数值模拟田松峰;李滢;周玉【摘要】利用商业软件Fluent对离心式引风机内部流场进行数值模拟,以N-S方程和RNG k-ε模型为基础,采用拉格朗日颗粒轨道模型,得到离心式引风机内颗粒沉积情况,采用气流吹扫方法,并比较不同吹扫速度下的吹扫效果,为解决颗粒沉积提供一定的参考.【期刊名称】《东北电力技术》【年(卷),期】2011(032)002【总页数】4页(P5-8)【关键词】引风机;气固两相流;数值模拟;气流吹扫【作者】田松峰;李滢;周玉【作者单位】华北电力大学,河北,保定,071003;华北电力大学,河北,保定,071003;华北电力大学,河北,保定,071003【正文语种】中文【中图分类】TH432;TK223.26离心式引风机在工作过程中,气体中裹挟的粉尘在外力的作用下,在一定条件下粘结在叶片表面。
当粘结量累积到一定程度时,结块在振动、冲击下发生脱落,从而使风机出现瞬间质量不平衡。
由于不平衡的存在,风机将发生振动,可直接导致风机停机清灰,造成生产停滞和效益损失。
应采取必要措施减少粘灰,延长清灰间隔时间,使风机在恶劣的环境下工作时,能保证较高的效率和安全系数。
鉴于以上诸多因素,研究离心式引风机内部的气固两相流动具有重要的现实意义[1-2]。
图1 Y 4-73型离心式引风机实体结构图1 风机的几何建模利用计算流体动力学（CFD）进行数值模拟是了解流体机械内部流动状况的重要手段,运用数值模拟技术实现叶轮磨损的预测也是风机磨损研究的发展趋势。
1.1 风机实体模型参数采用较为常见的Y4-73型离心式引风机进行模型建模,Y4-73型离心式引风机的叶轮由12片后倾机翼斜切的叶片焊接在锥弧形的前盘与平板形的后盘中间。
其收敛、流线形的进风口制成整体结构,用螺栓固定在风机入口侧。
引风机的具体数据如图1所示。
1.2 风机建模及网格划分对离心风机建模,一种是分别对离心风机的各个部件进风口、叶轮及蜗壳进行建模,另一种是对包括进风口、叶轮及蜗壳在内的整个风机建立全实体模型。
下进风袋式除尘器内部气固两相流动数值模拟
下进风袋式除尘器内部气固两相流动数值模拟
高晖;郭烈锦
【期刊名称】《化学工程》
【年(卷),期】2001(029)005
【摘要】为了研究袋式除尘器滤袋失效机理,进一步指导除尘器的设计、运行和改进,通过简化滤袋结构和应用结构化/非结构化混合网格技术,对DMC180型下进风袋式除尘器实际运行条件下的内部气固两相流动进行了数值模拟.计算结果表明,袋室内形成了旋涡回流和不均匀压力场,袋室后端滤袋组过滤速度和滤袋间隙速度大大超过最大允许值,是后端滤袋易于磨损失效的主要原因.通过计算还得到了不同处理风量和过滤介质表观渗透率条件下,各滤袋组过滤速度和颗粒沉积量分布规律.指出了该型袋室结构设计缺陷和改进方向.
【总页数】4页(P35-38)
【作者】高晖;郭烈锦
【作者单位】西安交通大学;西安交通大学
【正文语种】中文
【中图分类】TQ05
【相关文献】
1.下进风袋式除尘器气流分布特性的数值模拟 [J], 时红梅;郭婷婷
2.下进风袋式除尘器内部流场的数值模拟 [J], 李少华;宋阳;王铁营;王艳鹏
3.袋式除尘器进风结构型式对气流分布影响数值模拟分析 [J], 黄莺;杨彦
4.侧进风袋式除尘器分风屏组合优化设计 [J], 焦伟俊; 谭志洪; 熊桂龙; 刘丽冰
5.下进风内滤式袋式除尘器流场的模拟与优化 [J], 张哲; 李彩亭; 李珊红
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第26卷第1期2013年2月四川理工学院学报(自然科学版)Journal of Sichuan University of Science ＆Engineering (Natural Science Edition )Vol.26No.1Feb.2013收稿日期：2012-12-07基金项目：四川省科学技术厅项目(11ZS2006)作者简介：李元祥(1985-)，男，河南信阳人，硕士生，主要从事通风除尘及安全技术方面的研究，(E-mail )li_yuan_xiang@163．com 文章编号：1673-1549（2013）01-0028-05DOI ：10．3969/j．issn．1673-1549．2013．01．007离心除尘风机收尘过程数值模拟分析与预测李元祥a ，陈俊冬b ，张明星a ，石岩a ，陈海焱a（西南科技大学a．环境与资源学院；b．工程技术中心，四川绵阳621010）摘要：应用Fluent 软件，对某5－51型风机内部气固两相流进行三维数值模拟，分析不同粒径颗粒的运动轨迹，初步推测在蜗壳上开平口出灰孔时的除尘规律，然后模拟在蜗壳上开单个平口出灰孔且孔位置变化时的颗粒轨迹，对比开孔前后颗粒轨迹的异同，再结合对各单孔除尘效率模拟值的分析及已有研究，得出开平口孔时，对于一般粉尘:气流跟随性强的颗粒反向逸出出灰孔制约了除尘效率的提高;形貌相同的同种粉尘颗粒，粒径较大的除尘效率较高;当能有效抑制反向逸出时，沿蜗壳螺旋线位置变化的单孔，其除尘效率基本呈依次增大的趋势。
关键词：离心除尘风机;气固两相流;数值模拟;出灰孔中图分类号：X7;TH4文献标志码：A引言离心通风机是一种应用广泛的通用机械［1］，25%以上的离心风机不可避免地要输送含尘气体［2］，因此可以考虑利用风机叶轮产生的离心力进行气固两相分离而达到除尘的目的。
离心除尘风机是对离心风机进行改造而成，集除尘、通风于一体，具有通用性强、结构紧凑和低功率消耗等优点［3］，用在矿井，工业锅炉和化工流程等领域通风时的预除尘阶段，能有效减小后续除尘设备的体积，部分解决现有除尘设备体积较大，受矿井空间、工业厂房占地限制的问题。
离心除尘风机的研发尚处于初步阶段，在蜗壳上所开的出灰孔是将固相颗粒与气体分离的必经通道，O．A．Troshkin 等人研究的离心除尘风机对特定粉尘除尘效率可达70%［3］，但其在蜗壳上同时开多个出灰孔，孔与孔会相互影响，不能测试出蜗壳上哪些位置适合开孔。
邓广发［4］、郭宏伟［5］等人的实验同样不能评估出适合开孔的位置。
潘海波等人仅对未经改造的原始风机进行了二维数值模拟［6］，其模拟结果不能反映出粒子在三维空间内复杂的运动轨迹，并且没有对离心风机进行开出灰孔数值模拟，而至今尚未有人模拟原始风机被改造成有出灰孔的除尘风机后，颗粒在风机内部三维空间的运动情况。
为与郑娟［7］等人开发的流量Q =4000m 3/h 的复合式小型高效滤筒除尘器联用，选择常温设计参数为流量Q =5000m 3/h ，全压P =2900Pa 的5－51NO4.5A 离心风机作研究对象，应用Fluent 软件对此风机进行三维气固两相流数值模拟，通过模拟不同粒径粉尘颗粒在原始风机蜗壳内的运动轨迹，初步推测在蜗壳上开出灰孔时的除尘规律，然后模拟包裹上除尘箱体，在蜗壳上开单个平口出灰孔且孔位置变化时的颗粒轨迹，对比开孔前后颗粒轨迹的异同，再结合对各单孔除尘效率模拟值的分析及已有研究，对推测进行论证并得出结论，从而给更合理的设计离心除尘风机提供依据与指导。
1颗粒在原风机蜗壳内运动轨迹模拟1.1模型建立使用Gambit 建立5－51型离心风机几何模型，将要模拟的整机划分为入口体、叶轮体和蜗壳体3个大的部分，根据风机模型画网格的需要，分成不同的子区域，再依据各个子区域具体情况采用不同形状、大小的网格，包括被延长的进出口管道，全风机一共划分为280多万个网格。
采用Fluent 软件中的MRF （moving reference frame ）多重参考坐标系，选用k －ε标准数学模型，使用固相颗粒分散相模型（Discrete Phase Model ），考虑了重力，壁面采用无损失碰撞条件。
模拟风机的工况参数为：转速R =2900r /min ，流量Q =5000m 3/h ，全压P =2900Pa 。
入口直径为400mm ，故设入口流速为11.06m /s ，残差精度设置为10－6。
单相空气流场计算收敛后，从入口面加入等量单一粒径的球形理想颗粒计算其运动轨迹，粉尘颗粒真密度ρ=2.23g /cm 3，粒径每间隔10μm 取一组，区间为10 180μm 。
1.2计算结果及分析截取具有代表性的直径分别为20μm 、50μm 和120μm 的粉尘颗粒运动轨迹如图1、图2所示。
图1原风机电机侧颗粒运动轨迹图2原风机侧面直径120μm 颗粒轨迹云图由图1、图2可知不同粒径颗粒运动轨迹共性是：颗粒从入口面被释放后，受气流作用力而加速，通过被延长的进口管道与集流器进入叶轮，速度方向开始由轴向到径向转变，固相颗粒被叶轮内的旋转气流夹带着随机进入任意角度的叶轮流道，再从叶轮任意角度的边缘被甩出继而流向蜗壳的蜗板，从蜗壳螺旋线前方位置流出的粉尘受气流作用沿着螺旋线延伸方向前进，与后方位置流出的粉尘汇合，流向风机出口。
轨迹差异：由图1a 知，粒径较小的颗粒质量轻，较多的表现出“流体”的特性，运动迹线接近于气体流线，甚至有一部分颗粒不与叶轮轴盘、叶轮前后盖以及叶片发生碰撞，粒径较小的颗粒从叶轮流道流出后以加速度2rw 向蜗壳壁运动，碰撞蜗壳壁后反弹幅度较小，而受离心运动的气流外排作用影响较大，导致粒径小的粉尘比粒径大的粉尘更容易向蜗壳壁集中；由图1c 与图2知，粒径较大的颗粒更多的表现出“粒子”特性，随气流流动的趋势减弱，可以显著的观察到颗粒偏离气流运动的现象，粒径较大的颗粒易与叶轮部件发生碰撞，到达蜗壳壁后反弹幅度较大，在离心力，气流与重力的共同作用下与蜗壳壁发生多次碰撞和反弹，从而不易向蜗壳壁集中；由图1b 知，中间粒径的颗粒，其运动轨迹兼具粒径较小颗粒的“流体”特性与粒径较大颗粒的“粒子”特性。
基于颗粒运动轨迹的共性和差异，推测在蜗壳上开平口出灰孔时所选风机应具有的除尘规律如下：（1）形貌相同的同种粉尘颗粒，粒径大小不同则运动轨迹不同，粒径大小可能对颗粒能否被有效除去影响较大。
（2）蜗壳上部靠近蜗舌的地方，只有少量从蜗壳内92第26卷第1期李元祥等：离心除尘风机收尘过程数值模拟分析与预测回流的粉尘和从该处叶轮流道流出的粉尘经过，在蜗舌附近位置开出灰孔不合理。
（3）来自蜗壳上部的粉尘颗粒沿着螺旋线延伸方向前进，汇聚于蜗壳下部，可能在蜗壳下部开出灰孔较为合理。
（4）较多的粉尘颗粒离开风机时经过蜗壳螺旋线与风机出口外侧直线交汇处附近，具体位置如图3标号为7的开孔所示，在此处开出灰孔可能会取得较好的除尘效果。
（5）如果推测（2）、（3）、（4）正确，那么在蜗壳上只开一个出灰孔，并且当这个开孔的位置从蜗舌开始沿着蜗壳螺旋线延伸方向变化时，则此单孔的除尘效率应近似呈现依次增大的趋势。
为进一步确认推测结果的正确与否，对离心除尘风机进行单孔收尘数值模拟。
图3电机侧蜗壳开孔示意图2蜗壳上开单孔时颗粒运动轨迹模拟2.1七个模型的建立如图3示意，在风机外部包裹上除尘箱体，根据相关文献以及上述原始风机模拟的结果，沿着蜗壳螺旋线90ʎ 360ʎ，采用国内文献中较为简单的直接开孔法，在不同位置布置7个等尺寸的出灰孔，命名开孔边界条件全部为wall 类型，然后划分网格，约用570多万个网格。
将模型划分完毕后，导入fluent 中设置计算参数，并将1号孔边界条件wall 类型改为interior 类型，让流体及颗粒通过，其他六个孔不变，重新保存cas 以及dat 文件。
依次分别对2 7号孔重复1号孔的作法，得到其余6个cas 以及dat 文件，这样相当于等效的作出7个孔位置不同的单孔模型。
因为这7个模型均由一个初始模型生成，网格完全相同，有效避免了网格不同造成计算结果误差的可能。
2.2计算结果及分析空气流场的计算结果表明，开单孔时风机的全压比未开孔时小20 100Pa ，相较原风机2900Pa 的全压，可以忽略。
邓广发、郭宏伟等人的实验表明离心风机蜗壳上所开的出灰孔基本不影响风机的风量与全压［4］，郁惟昌［8］、刘春霞［9］等人研究表明后向离心风机无蜗壳时全压下降相对值为16% 29%，而本文在风机蜗壳上仅开一个平口孔，对风机性能产生的影响理应较小，因此可以判断数值模拟的结果与实际相符。
定义颗粒逸出率：从风机出口流出的粉尘颗粒数与加入风机的颗粒数之比，则除尘效率可相应的定义：逸出率。
设置合适的计算步长，分别等量加入直径为20μm ，50μm ，120μm 单一粒径的球形粉尘颗粒，统计得出以上7个模型对应的共7个单孔的颗粒逸出率近似值，换算为除尘效率，用origin 软件处理如图4所示。
图4各单孔除尘效率模拟值截取开6号孔且与图1方位对应时的电机侧直径20μm 、50μm 、120μm 粉尘颗粒运动轨迹如图5所示，开3号孔时风机进风侧直径20μm 颗粒轨迹如图6所示。
由图5与图1对比可知，三种粒径的颗粒在风机蜗壳内的运动轨迹较之未开孔前各自无变化，这表明1.2节的推测成立。
由如图4知：直径20μm 的粉尘颗粒各出灰孔除尘效率均不高，其中1 5号孔呈上升趋势，6、7号两开孔低于5号开孔，但高于1、2、3号开孔；直径50μm 的颗粒各孔除尘效率呈较明显的依次上升趋势；直径120μm 的颗粒各孔除尘效率也都不高，除1号孔外，其余孔略高于直径20μm 的颗粒。
这些与1.2节的推测不完全一致，具体分析如下：如图5a 与图6所示，直径20μm 的颗粒基本沿着蜗壳螺旋线运动，很容易通过出灰孔流入除尘箱体内，由3四川理工学院学报（自然科学版）2013年2月图56号孔电机侧颗粒轨迹图63号孔风机进风侧直径20μm 颗粒轨迹于受重力影响较小，气流跟随性强，一部分颗粒在气流漩涡带动下又很容易反向通过出灰孔逸出除尘箱体，不能被捕集，从而导致各孔对直径20μm 的颗粒除尘效率都较低。
观察图1a 与图5a 可知，直径20μm 的颗粒，其运动轨迹在1 5号孔位置时紧贴着蜗壳壁，除尘效率呈上升趋势符合1.2节相关推测，但是部分颗粒轨迹在靠近6、7两孔时，只平行于蜗壳壁而不发生触碰，导致流入6、7两孔的粉尘增量较小，再者颗粒从6、7两开孔逸出的方向与气流方向基本相同，从而更容易被气流“诱导”发生反向逸出，因此6、7号孔除尘效率低于5号孔。
流经6、7两开孔的粉尘量大于1、2、3号开孔，故除尘效率也高于这几个孔。