運(yùn)行參數(shù)對(duì)雙排料管下排氣式旋風(fēng)分離器的性能影響

孫思敏， 郭 帥， 王小芳， 朱治平

(1. 中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所， 北京100190； 2. 中國(guó)科學(xué)院大學(xué)工程科學(xué)學(xué)院， 北京100049)

在中國(guó)科學(xué)院工程熱物理研究所提出的循環(huán)流化床分級(jí)氣化工藝[1]中， 煤氣化過(guò)程被分級(jí)控制， 在2個(gè)氣化單元中完成反應(yīng)(工藝流程見(jiàn)圖1)。 在固態(tài)排渣的溫度條件以及有限的停留時(shí)間條件下， 如果進(jìn)入二級(jí)氣化單元的氣固混合燃料與氣化劑直接摻混反應(yīng)， 其中的熱煤氣與氣化劑優(yōu)先均相燃燒， 消耗熱煤氣中的可燃?xì)猓?尤其是H2和CH4； 固體燃料與氣化劑的反應(yīng)比例降低， 從而影響系統(tǒng)的冷煤氣效率及碳轉(zhuǎn)化率。

A—煤； B—一次氣化劑； C—高溫煤氣； D—高溫固體半焦；E—二次氣化劑； F—底渣； G—粗煤氣； 1—一級(jí)氣化爐爐膛；2—分離器； 3—返料器； 4—二級(jí)分離器； 5—二級(jí)氣化爐爐膛；6—煤氣冷卻器；7—除塵器。圖1 分級(jí)氣化工藝流程圖Fig.1 Staged gasification process flow chart

設(shè)置二級(jí)分離器后，可以實(shí)現(xiàn)一級(jí)氣化單元循環(huán)床出口可燃?xì)怏w和固體的有效分離。熱煤氣通過(guò)排氣管單獨(dú)進(jìn)入下行床，排料管中濃縮了的固體燃料與氣化劑優(yōu)先充分混合，再經(jīng)過(guò)噴嘴組織送入二級(jí)氣化單元，促進(jìn)了固體燃料的氣化反應(yīng)，同時(shí)抑制了可燃?xì)怏w的燃燒反應(yīng)，提高系統(tǒng)整體的碳轉(zhuǎn)化率和冷煤氣效率。

上述工藝中，二級(jí)分離器性能對(duì)整個(gè)工藝的實(shí)現(xiàn)以及系統(tǒng)氣化性能有重要影響。

對(duì)于循環(huán)流化床分級(jí)氣化工藝中的二級(jí)分離器，在性能方面，需要滿足中試試驗(yàn)入口固氣質(zhì)量比為0.05～0.13、 進(jìn)口氣體速度為20～25 m/s的運(yùn)行條件，對(duì)分離效率不做過(guò)分苛求；在結(jié)構(gòu)方面，需要考慮系統(tǒng)布置的合理性。

下排氣式旋風(fēng)分離器作為一種排氣管布置在分離器下部的分離器，具有體積小、結(jié)構(gòu)布置靈活的特點(diǎn)，且本身相當(dāng)于一個(gè)轉(zhuǎn)彎煙道，有利于鍋爐的整體設(shè)計(jì)布置[2]。對(duì)于分級(jí)氣化工藝來(lái)說(shuō)，不僅需要考慮二級(jí)旋風(fēng)分離器的性能，更為重要的是其結(jié)構(gòu)須適應(yīng)系統(tǒng)布置要求。綜上所述，下排氣旋風(fēng)分離器在該工藝中的應(yīng)用具有優(yōu)勢(shì)。

壓力損失和分離效率是旋風(fēng)分離器的主要性能參數(shù)， 壓力損失直接關(guān)系到能量消耗和風(fēng)機(jī)的合理選擇[3]， 循環(huán)倍率則很大程度上靠分離效率保證， 但是， 在改善分離效率和壓降過(guò)程中往往是矛盾的，即分離效率提高的同時(shí)往往會(huì)增大壓力損失[4-6]。 在優(yōu)化性能過(guò)程中需要綜合考慮分離效率和壓力損失兩大指標(biāo)， 盡可能提高分離效率的同時(shí)少增加壓力損失。 許多學(xué)者對(duì)下排氣旋風(fēng)分離器基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)與模擬研究， 結(jié)果表明結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)對(duì)下排氣式旋風(fēng)分離器的分離性能有重要的影響[7-12]。

為了提高下排氣分離器效率， 又出現(xiàn)了許多改進(jìn)的結(jié)構(gòu)， 如分離器進(jìn)口改為漸縮型、 排氣管位置下移并采用圓臺(tái)入口， 分離器進(jìn)口速度為22 m/s， 分離器效率為84.43%～85.54%， 除濃縮進(jìn)口工況外分離器壓力損失為2 kPa左右[13]， 或者在排氣管開(kāi)槽加裝灰粒收集裝置[14]， 這2種結(jié)構(gòu)的壓力損失均較大。 Oh等[15]研究了采用側(cè)面引出排氣管的旋風(fēng)分離器， 所用物料粒徑為0.02～1 000 μm， 結(jié)果表明， 分離效率最高可達(dá)99.7%； 當(dāng)進(jìn)口速度為11.7 m/s， 進(jìn)口顆粒質(zhì)量流速為2.01 g/s時(shí)， 分離器進(jìn)口與排氣管壓降為100 Pa。 冷碧霞等[16]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究新型擴(kuò)散式下排氣分離器， 排氣管布置在側(cè)面并且其上裝有下導(dǎo)流錐， 分離器進(jìn)口氣體速度為10～30 m/s， 含塵氣流平均質(zhì)量濃度為1 kg/m3， 對(duì)于平均粒徑為30 μm的玻璃珠粉分離效率接近95%， 阻力損失最小為392 Pa， 分離效果顯著。付曉慶等[17]在分離器進(jìn)口設(shè)置穩(wěn)流器，排氣管設(shè)置旁路，將含塵氣流再循環(huán)，通過(guò)延長(zhǎng)含塵氣流在分離器的停留時(shí)間來(lái)提高分離器的效率。

上述結(jié)構(gòu)的下排氣分離器是只有一個(gè)排灰口的不對(duì)稱結(jié)構(gòu)[18-20]， 會(huì)造成流場(chǎng)的分布不對(duì)稱， 影響顆粒的分離和捕集， 因此， 可能提高分離器效率能耗比的另一技術(shù)途徑是通過(guò)結(jié)構(gòu)的改進(jìn)以強(qiáng)化氣流旋轉(zhuǎn)的穩(wěn)定性與軸對(duì)稱性。 對(duì)稱結(jié)構(gòu)可以減小旋轉(zhuǎn)流的擺動(dòng)幅度， 黃盛珠等[21]提出有2個(gè)對(duì)稱的出灰口、 底錐斜面兩側(cè)內(nèi)外對(duì)切的結(jié)構(gòu)， 有利于裝置的整體布置， 應(yīng)用于入口氣流粉塵顆粒質(zhì)量濃度為0.8 kg/m3、d100約為120 μm、 入口速度16.3 m/s的某工程中，總分離效率大于97%，阻力損失412 Pa，具有低阻、高效的良好性能。郝曉文等[22]也對(duì)此種結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，結(jié)果表明，設(shè)計(jì)合理的分離器分離效率可達(dá)到90%以上，壓力損失在1 000 Pa以下，并且發(fā)現(xiàn)方形切向入口的綜合效果優(yōu)于漸縮型切向入口。張立強(qiáng)等[23]對(duì)底錐斜面為兩側(cè)內(nèi)外對(duì)切、有2個(gè)對(duì)稱排灰口，分離器入口采用百葉窗式濃縮型入口結(jié)構(gòu)的分離器進(jìn)行模擬研究，結(jié)果表明，此種結(jié)構(gòu)的分離器阻力增加很多。目前，關(guān)于排灰口對(duì)稱的下排氣旋風(fēng)分離器大多為數(shù)值模擬研究，且國(guó)內(nèi)外尚沒(méi)有對(duì)雙排料管-下排氣旋風(fēng)分離器進(jìn)行試驗(yàn)研究的文獻(xiàn)研究；同時(shí)，在熱態(tài)試驗(yàn)中，2個(gè)落灰口對(duì)沖布置，避免了氣流偏斜而使局部壁面超溫甚至結(jié)焦，因此，有必要對(duì)其進(jìn)行試驗(yàn)研究，掌握其運(yùn)行特性，為分級(jí)氣化二級(jí)旋風(fēng)分離器布置方式的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

本文中主要通過(guò)冷態(tài)試驗(yàn)研究進(jìn)口氣體速度、入口固氣質(zhì)量比對(duì)下排氣式旋風(fēng)分離器的性能的影響，同時(shí)將分離器與噴嘴相結(jié)合，考察分離后的固體通過(guò)噴嘴進(jìn)入二級(jí)氣化單元時(shí)，噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)分離器性能的影響，初步獲得適用于分級(jí)氣化工藝的二級(jí)分離器運(yùn)行參數(shù)。

1—進(jìn)氣管；2—導(dǎo)流體；3—旋風(fēng)筒；4—排氣管； 5—排料管。圖2 雙排料管-下排氣式旋風(fēng)分離器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.2 Schematic diagram of uniflow cyclone

1 試驗(yàn)

1.1 分離系統(tǒng)

1.1.1 壓力分布影響

分離器本體結(jié)構(gòu)如圖2所示，分離器結(jié)構(gòu)尺寸見(jiàn)表1。由進(jìn)氣管、 導(dǎo)流體、 旋風(fēng)筒、 排氣管、 排料管組成。分離器上部采用亞克力材質(zhì)，以便在試驗(yàn)中觀察氣固流動(dòng)情況，下部錐段為碳鋼結(jié)構(gòu)。

下排氣式旋風(fēng)分離器冷態(tài)試驗(yàn)臺(tái)壓力分布試驗(yàn)系統(tǒng)如圖3所示。 主要由供風(fēng)系統(tǒng)、 試驗(yàn)臺(tái)本體、 給料系統(tǒng)、 尾部管道、 布袋除塵器和測(cè)控系統(tǒng)組成。

供風(fēng)包括分離器進(jìn)口風(fēng)和通過(guò)噴嘴進(jìn)入爐膛的空氣，風(fēng)機(jī)1通過(guò)變頻控制分離器進(jìn)口風(fēng)量，風(fēng)機(jī)2通過(guò)變頻控制通過(guò)噴嘴噴入爐膛的空氣量。試驗(yàn)臺(tái)本體由雙排料管-下排氣式旋風(fēng)分離器、 噴嘴、 爐膛構(gòu)成，旋風(fēng)分離器4的排氣管與爐膛5頂部連通，2個(gè)排料管分別通過(guò)噴嘴與爐膛相連通，噴嘴分為內(nèi)環(huán)通道和外環(huán)通道，內(nèi)環(huán)通道介質(zhì)為來(lái)自分離器的固體物料、氣體以及部分空氣，外環(huán)通道介質(zhì)為空氣。爐膛直徑為600 mm，高度為1 300 mm。

表1 分離器本體結(jié)構(gòu)Tab.1 Separator structure size

試驗(yàn)過(guò)程中, 來(lái)自風(fēng)機(jī)1的空氣攜帶給料裝置3中的石英砂進(jìn)入旋風(fēng)分離器4, 石英砂通過(guò)給料閥控制流量。空氣和固體混合后切向進(jìn)入旋風(fēng)分離器筒體中, 切向進(jìn)入的空氣裹挾著固體在導(dǎo)流體和筒體的作用下螺旋向下, 被分離器分離的大部分顆粒及少量氣體通過(guò)兩側(cè)排料管, 經(jīng)噴嘴的內(nèi)環(huán)通道與部分空氣混合進(jìn)入爐膛5; 氣體及少量未被分離的固體物料從頂部進(jìn)入爐膛, 其余空氣經(jīng)噴嘴外環(huán)通道進(jìn)入爐膛; 氣固混合物經(jīng)集料斗6、 布袋除塵器7除塵后, 排到大氣中。 試驗(yàn)系統(tǒng)中共有8個(gè)壓力測(cè)點(diǎn), 5個(gè)流量測(cè)點(diǎn), 通過(guò)測(cè)量控制系統(tǒng)進(jìn)行在線測(cè)量。

1、 2—羅茨風(fēng)機(jī)； 3—給料裝置； 4—雙排料管-下排氣式旋風(fēng)分離器； 5—?dú)饣癄t爐膛； 6—集料斗； 7—布袋除塵器； A1、 A2—噴嘴外環(huán)氣體壓力測(cè)點(diǎn)； B1、 B2—噴嘴內(nèi)環(huán)氣體壓力測(cè)點(diǎn)； C—分離器入口氣體壓力測(cè)點(diǎn)；ΔP1、 ΔP2—分離器進(jìn)口-排料管壓力損失；ΔP3—分離器進(jìn)口-排氣管壓力損失。圖3 下排氣式旋風(fēng)分離器壓力分布試驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.3 System diagram of pressure distribution test bench of uniflow cyclone

1.1.2 分離效率、漏氣率影響

分離效率及漏氣率試驗(yàn)流程圖見(jiàn)圖4。

1、 2—羅茨風(fēng)機(jī)； 3—給料裝置； 4—雙排料管-下排氣式旋風(fēng)分離器；5—?dú)饣癄t爐膛； 6—集料斗； 7、 8—布袋除塵器； B1、 B2—噴嘴內(nèi)環(huán)氣體壓力測(cè)點(diǎn)； C—分離器入口氣體壓力測(cè)點(diǎn)。圖4 分離效率及漏氣率試驗(yàn)流程圖Fig.4 Flow chart of separation efficiency and air leak rate test

旋風(fēng)分離器入口空氣流量為QC，通過(guò)噴嘴內(nèi)環(huán)空氣流量為QB1、QB2，給料裝置固定給料量為Wi。氣體及未被分離的顆粒經(jīng)爐膛5、 集料斗6、 布袋除塵器7，排到尾部煙道，進(jìn)而排到大氣中；兩側(cè)排料管的固體物料與噴嘴內(nèi)環(huán)空氣混合后進(jìn)入較大的布袋除塵器8，通過(guò)布袋除塵器的流量為QO。試驗(yàn)結(jié)束后，采用壓縮空氣對(duì)布袋除塵器進(jìn)行反吹，收集分離后的顆粒并稱重,質(zhì)量為Wo。試驗(yàn)系統(tǒng)中有7個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)，試驗(yàn)過(guò)程中，布袋除塵器壓力損失接近于0；有4個(gè)流量測(cè)點(diǎn)，分別為分離器入口氣體流量QC、 2個(gè)噴嘴內(nèi)環(huán)氣體流量QB1、QB2、 布袋除塵器出口流量(兩排料管出口氣體流量之和)QO。

分離效率

η=Wo/Wi×100%，

(1)

分離器漏氣率

δ=(Qo-QB1-QB2)/QC×100%，

(2)

式中各物理量符號(hào)、單位、含義見(jiàn)表2。

表2 各物理量符號(hào)、單位、含義

1.2 物料

試驗(yàn)所用物料為石英砂(河北省靈壽縣金岸礦產(chǎn)品加工廠)，d10為6 μm，中位粒徑d50為47 μm，d90為226μm。

1.3 方法

本試驗(yàn)中需要改變的變量有3個(gè)：分離器進(jìn)口氣體速度vc(14.4～25.4 m/s)，入口固、氣質(zhì)量比ω(0.03～0.13)，內(nèi)環(huán)通道空氣速度vb(8.3～19.9 m/s)。

以考察分離器入口固氣質(zhì)量比對(duì)性能的影響研究工況為例，首先向料斗中加入試驗(yàn)所需的石英砂，開(kāi)啟并調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)，使流量達(dá)到工況所需值，待系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行3 min后采集數(shù)據(jù)，作為空白對(duì)比工況；開(kāi)啟給料機(jī)，調(diào)至所需給料頻率，待系統(tǒng)穩(wěn)定3 min后，記錄壓力、壓差、流量等數(shù)據(jù)，作為負(fù)載試驗(yàn)工況。結(jié)束后依次關(guān)閉給料機(jī)與風(fēng)機(jī)。

試驗(yàn)通過(guò)設(shè)定風(fēng)機(jī)1的頻率調(diào)節(jié)風(fēng)量，來(lái)改變旋風(fēng)分離器進(jìn)口風(fēng)速；通過(guò)調(diào)節(jié)給料機(jī)頻率來(lái)改變一定時(shí)間內(nèi)加入分離器的固體顆粒量；通過(guò)調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)2的頻率調(diào)節(jié)風(fēng)量，來(lái)改變噴嘴內(nèi)環(huán)通道風(fēng)量。

2 結(jié)果與分析

2.1 進(jìn)口氣體速度對(duì)分離性能的影響

圖5為噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度vb為14.0 m/s條件下， ΔP1、 ΔP2、 ΔP3與分離器進(jìn)口氣體速度vc的關(guān)系曲線， 從圖中可以看出，vc對(duì)ΔP1、ΔP2、ΔP3均影響顯著， 在本試驗(yàn)的運(yùn)行范圍內(nèi)， 分離器壓力損失隨著進(jìn)口氣體速度的提高而增大， 純氣流條件下的空載與含塵氣流條件下的負(fù)載趨勢(shì)相同。 負(fù)載工況下， 當(dāng)vc從14.4 m/s增大到25.4 m/s時(shí)， ΔP3從0.70 kPa增大到2.12 kPa，增長(zhǎng)了66.98%，近似呈線性增加。分離器進(jìn)口風(fēng)速的提高，使得含塵氣流的湍流強(qiáng)度增加，減弱了顆粒的團(tuán)聚性能，因而增加了旋風(fēng)分離器的運(yùn)行阻力。同時(shí)，ΔP1由0.19 kPa增大至0.63 kPa，ΔP2由0.22 kPa增大至0.77 kPa，兩者變化趨勢(shì)相同，但數(shù)值存在偏差，表明分離器切向進(jìn)口形成的氣流旋轉(zhuǎn)，使得分離器內(nèi)含塵氣體的流場(chǎng)，在2個(gè)排料管中存在一定的非對(duì)稱現(xiàn)象。

由圖5可知，旋風(fēng)分離器空載阻力損失大于負(fù)載阻力損失，對(duì)于分離器進(jìn)口-排料管壓力損失尤為明顯。負(fù)載工況下ΔP1、 ΔP2約為空載ΔP1、 ΔP2的51%～59%。一方面，顆粒的存在增加了分離器內(nèi)氣流與壁面的摩擦壓力損失，但另一方面，湍流脈動(dòng)中的高頻部分減少，低頻部分增加，從而使得湍流耗散減少[24]，減小了阻力損失，其中旋流強(qiáng)度減小從而阻力損失減小占主導(dǎo)地位，因此，顆粒相的加入減小了分離器的整體阻力損失[25]。

圖6為噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度vb為14.0 m/s的條件下，分離器漏氣率δ與進(jìn)口氣體速度vc的關(guān)系曲線。由圖可以看出，空載與負(fù)載趨勢(shì)相同，漏氣率均隨著vc的增加而增加。對(duì)于負(fù)載工況，當(dāng)分離器進(jìn)口速度從19.5 m/s增大至25.4 m/s時(shí)，漏氣率從3.10%增大至6.27%，增長(zhǎng)幅度為3.17%。將相同工況的ΔP1、 ΔP2求平均值，得到分離器進(jìn)口-排料管平均壓力損失。

圖5 分離器進(jìn)口氣體速度vc對(duì)壓力分布的影響Fig.5 Effect of separator inlet gas velocity on pressure distribution圖6 分離器進(jìn)口氣體速度對(duì)漏氣率的影響Fig.6 Effect of separator inlet gas velocity on leak rate

圖7為分離器進(jìn)口氣體速度對(duì)ΔP3、(ΔP1+ΔP2)/2的影響。由圖可以看出，進(jìn)口-排氣管壓力損失ΔP3相對(duì)較大，比(ΔP1+ΔP2)/2高0.50～1.42 kPa。 隨著vc的增大，ΔP3的升高幅度明顯大于ΔP1、 ΔP2， ΔP3與(ΔP1+ΔP2)/2的差值逐漸增加，從而使得通過(guò)排料管的空氣量增加，分離器漏氣率逐漸增大。

圖8為噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度vb為14.0 m/s的條件下，分離效率η與進(jìn)口氣體速度vc的關(guān)系曲線。分離器進(jìn)口氣體速度對(duì)分離效率的影響顯著，當(dāng)vc從19.5 m/s增大至25.4 m/s時(shí)，空氣裹挾顆粒旋轉(zhuǎn)強(qiáng)度增大，顆粒離心力增大，η從85.4%增大到89.5%。

圖7 分離器進(jìn)口氣體速度對(duì)ΔP3、(ΔP1+ΔP2)/2的影響Fig.7 Effect of separator inlet gas velocity on ΔP3 and(ΔP1+ΔP2)/2圖8 分離器進(jìn)口氣體速度對(duì)分離效率的影響Fig.8 Effect of separator inlet gas velocity on collection efficiency

圖9 入口固氣質(zhì)量比對(duì)壓力分布的影響Fig.9 Effect of inlet solid-gas mass ratio onpressure distribution

2.2 入口固氣質(zhì)量比對(duì)分離器壓力損失的影響

本試驗(yàn)中最大入口固氣質(zhì)量比為0.13，屬于低入口比值[24]。圖9為分離器壓力分布隨入口固、氣質(zhì)量比ω的變化規(guī)律，在低比值范圍內(nèi)，ΔP3在2.08～2.15 kPa范圍內(nèi)微小地波動(dòng)，ΔP1、 ΔP2隨ω的增大而顯著減小。顆粒質(zhì)量濃度越大，一方面，氣體與氣體、氣體與壁面的摩擦越大，旋轉(zhuǎn)氣流內(nèi)的顆粒使氣流的切向速度減小，離心力減小，ΔP1、 ΔP2減小。 同時(shí)，ω的增加有利于2個(gè)排料管中顆粒的凝聚和團(tuán)聚性能提高， 從而有利于小顆粒聚集成大顆粒和大顆粒對(duì)小顆粒的夾帶。 另一方面， 由于氣固兩相混合物密度增大， 增加了進(jìn)出口的局部流動(dòng)損失。

綜合上述2種因素，由于本試驗(yàn)的顆粒相濃度相對(duì)較低，局部流動(dòng)損失帶來(lái)的能量耗散增幅小于離心力減小帶來(lái)的ΔP1、ΔP2減小幅度，使得ΔP1、ΔP2隨ω的增加而減小。

由圖9可知，在入口固、氣質(zhì)量比為0.08附近有一轉(zhuǎn)折點(diǎn)。當(dāng)ω從0.03增加到0.08，ΔP1、 ΔP2分別減小了0.15、0.14 kPa；當(dāng)ω從0.08增加到0.13， ΔP1、 ΔP2隨著ω的增加而減小的幅度有所減小，分別減小了0.04、 0.09 kPa。這是因?yàn)樵跉夤谭蛛x中，大顆粒的分離受離心力的影響較大，團(tuán)聚作用對(duì)小顆粒的分離有重要作用，分離器的壓損同時(shí)受這2個(gè)因素控制。隨著顆粒相濃度的增大，顆粒間的團(tuán)聚性能增加主要使小顆粒的分離機(jī)會(huì)增加，離心力的減小對(duì)大顆粒分離逐漸產(chǎn)生不利影響，因此大顆粒的粒級(jí)效率雖然隨入口固氣質(zhì)量比的增加而增加，但提高的幅度減小，分離器入口固氣質(zhì)量比越高，現(xiàn)象越明顯。

2.3 噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)分離性能的影響

圖10為分離器進(jìn)口氣體速度vc為25.4m/s，入口固氣質(zhì)量比ω分別為0和0.11條件下，噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度vb對(duì)分離器壓力分布的影響。由圖可知，隨著vb的增加，ΔP1、ΔP2均呈現(xiàn)先保持基本不變，之后緩慢降低的趨勢(shì)，分界點(diǎn)大約在vb為14.0 m/s時(shí)；ΔP3的變化幅度相對(duì)較小。

圖11為分離器進(jìn)口氣體速度vc為24.5 m/s， 入口固、 氣質(zhì)量比ω為0和0.11條件下， 噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度vb對(duì)分離器漏氣率δ的影響。 在vb為8.2～14.0 m/s的條件下， 無(wú)論空床還是負(fù)載工況，δ均隨vb的增加而大幅度減小。

圖10 噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)分離器壓力分布的影響Fig.10 Effect of nozzle inlet velocity on pressure distribution of separator圖11 噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)分離器漏氣率的影響Fig.11 Effect of nozzle inlet velocity on separator leak rate

圖12為噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)分離效率的影響圖。由圖可以看出，在vb較小時(shí)，分離效率η緩慢增加，在vb較大時(shí)，η則迅速減小，存在一最大值89.5%。當(dāng)vb為19.9 m/s時(shí)，對(duì)于負(fù)載工況，δ變?yōu)?0.05%，η降至85.9%。

圖13為vb對(duì)ΔP3、(ΔP1+ΔP2)/2的影響。由圖可知，當(dāng)vb大于14.0 m/s時(shí)，ΔP3與(ΔP1+ΔP2)/2的差值逐漸增大，由于分離器進(jìn)口壓力、ΔP3隨著噴嘴內(nèi)環(huán)速度的變化均為微小波動(dòng)，由此表明，當(dāng)vb過(guò)大時(shí)，會(huì)使得內(nèi)環(huán)氣體反竄到排料管中，形成大尺度渦流，破壞分離器原有的氣固流場(chǎng)，后通過(guò)排氣管排出，將已分離的顆粒重新帶走，出現(xiàn)二次夾帶，顆粒的沉降受到阻礙，對(duì)顆粒分離影響不利，使得η大幅度減小，并且出現(xiàn)δ為負(fù)值的現(xiàn)象。

圖12 噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)分離效率的影響Fig.12 Effect of nozzle inlet velocity on collection efficiency圖13 噴嘴內(nèi)環(huán)氣體速度對(duì)ΔP3、(ΔP1+ΔP2)/2的影響Fig.13 Effect of nozzle inlet velocity on ΔP3、(ΔP1+ΔP2)/2

3 結(jié)論

1)vc對(duì)分離器性能有較大影響。 隨著vc從14.4 m/s增大到25.4 m/s時(shí)， ΔP3從0.70 kPa增大至2.12 kPa， 且ΔP3的升高幅度明顯大于ΔP1、 ΔP2，δ逐漸增大； 當(dāng)vc從19.5 m/s增大至25.4 m/s時(shí)，η從85.4%增大到89.5%，δ從3.10%增至6.27%。

2)顆粒相的存在導(dǎo)致了分離器的整體壓降減小。當(dāng)ω從0.03增大到0.13時(shí)，ΔP1、 ΔP2顯著減小，但在ω>0.08后，降低的幅度明顯減小。

3)vb過(guò)大將破壞分離器原有的氣固流動(dòng)特性。vc和ω在設(shè)定工況下， 隨著vb從8.2 m/s增大到14.0 m/s，δ大幅度減小，η逐漸增大； 當(dāng)vb達(dá)到19.9 m/s時(shí)， 內(nèi)環(huán)氣體反竄到排料管中，δ變?yōu)?0.05%，η降至85.9%。