蝸殼式熱風(fēng)分離器三維流動數(shù)值模擬

蝸殼式熱風(fēng)分離器三維流動數(shù)值模擬

風(fēng)景噪聲源中的流速值模擬對了解強(qiáng)旋轉(zhuǎn)壓力流動的機(jī)理和設(shè)計(jì)的選定和設(shè)計(jì)非常重要。學(xué)者們采用多種湍流模型來研究旋風(fēng)分離器強(qiáng)旋湍流流動,如代數(shù)應(yīng)力(ASM)模型、k-ε湍流模型、Reynolds應(yīng)力(RSM)模型和大渦模擬模型。從模擬結(jié)果和目前的計(jì)算機(jī)水平來看,以用Reynolds應(yīng)力模型為宜。發(fā)表的模擬結(jié)果以時(shí)均流場為主,少數(shù)發(fā)表的Reynolds應(yīng)力模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致性較差。大多數(shù)研究者忽略了灰斗的影響,對環(huán)形空間和排氣管內(nèi)的模擬甚少。本文作者在充分的時(shí)均流場和Reynolds應(yīng)力實(shí)測數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上,對分離器全空間,包括分離空間、灰斗、環(huán)形空間和排氣管內(nèi)強(qiáng)旋湍流流動進(jìn)行了數(shù)值模擬。1基于各向同性化模型的支護(hù)方案采用Reynolds應(yīng)力輸運(yùn)方程模型(DSM模型)模擬穩(wěn)態(tài)不可壓縮湍流流動,除了其時(shí)均連續(xù)和動量方程外,應(yīng)力各分量輸運(yùn)方程為οοt(ρuiujˉˉˉˉˉˉ)+οοxk(ρUkuiujˉˉˉˉˉˉ)=Dij+Pij+πij?εij.式中:左端2項(xiàng)分別為應(yīng)力的時(shí)間變化率和對流項(xiàng)(用Cij表示),右端4項(xiàng)分別為應(yīng)力擴(kuò)散、剪力產(chǎn)生、壓力應(yīng)變和應(yīng)力耗散項(xiàng)。Pij無需模擬,對Dij和εij分別用Daly-Harlow模型和各向同性耗散模型,即:Dij=?οοxk[Csρkεukulˉˉˉˉˉˉοοxl(uiujˉˉˉˉˉˉ)]?εij=23δijρε.ε為湍流耗散率,其值由其輸運(yùn)方程確定:οοt(ρε)+οοxi(ρεui)=οοxj[(μ+μtσε)οεοxj]+Cε112Piiεk?Cε2ρε2k.比較重要的是壓力應(yīng)變項(xiàng)πij的封閉模型,涉及到Reynolds應(yīng)力的預(yù)報(bào)是否合理。經(jīng)過分析對比,采用產(chǎn)生項(xiàng)和對流項(xiàng)各向同性化模型(isotropizationofproductionandconvectionmodel,IPCM)疊加壁面效應(yīng)模型,并且針對強(qiáng)旋流動對其進(jìn)行了改進(jìn),優(yōu)化了模型常數(shù)。即:πij=πij1+πij2+πij3?πij1=?C1ρεk[uiujˉˉˉˉˉˉ?23δijk],πij2=?C2[(Pij?Cij)?13δij(Pkk?Ckk)]?πij3=C′1εk(ukumˉˉˉˉˉˉˉˉnknmδij?32uiukˉˉˉˉˉˉnjnk?32ujukˉˉˉˉˉˉˉnink)k3/2C1εd+C′2(πkm2nknmδij?32πik2njnk?32πjk2nink)k3/2Clεd.以上各式中:ρ是體積質(zhì)量;ui是脈動速度分量;Uk是平均速度分量;下標(biāo)i、j、k、l、m表示空間坐標(biāo),其值為1、2、3;δij為Kronecker符號;μ為動力粘性系數(shù);μt為湍流粘性系數(shù);k為湍流動能,k=uiuiˉˉˉˉˉˉ/2;Cl=C3/4μ/κ;ni是垂直于壁面單元的第i個分量;d是和壁面的垂直距離;Cε1=1.48、Cε2=1.92、σε=1.0、Cs=0.24、C1=130、C2=0、C′1=150、C′2=0.3、Cμ=0.09、κ=0.419是模型常數(shù),均為作者通過數(shù)值實(shí)驗(yàn)取的改進(jìn)值。2旋轉(zhuǎn)分離器出口條件改進(jìn)模擬對象為蝸殼式旋風(fēng)分離器,如圖1所示。進(jìn)氣口尺寸為122mm×63mm,筒體內(nèi)徑為250mm,排氣管內(nèi)徑為79mm。本文中,入口速度按實(shí)驗(yàn)值給定,Vr=Vz=0,切向速度Vt=14m·s-1,k=3(VavgI)2/2=0.735m2·s-2,Reynolds正應(yīng)力V′iV′i=2k/3=0.49m2·s-2,ε=C0.75μk1.5/l=17.021m2·s-3。其中:Vavg為入口處的平均流速;I=0.05是湍流強(qiáng)度;l=0.07DH為湍流特征尺寸;DH=0.087m為入口的水力直徑;Cμ=0.09。出口條件按充分發(fā)展管流條件處理,所有變量在出口截面處軸向梯度為零,即ue001οφ/ue001οz=0。在計(jì)算中將旋風(fēng)分離器的出口管路加長,以保證充分發(fā)展條件的成立。對近壁網(wǎng)格點(diǎn)用壁函數(shù)來近似處理。計(jì)算網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)共有30273個。將修正的湍流模型加入到FLUENT6.0平臺上,選用QUICK差分格式和SIMPLE算法求解。數(shù)值模擬結(jié)果和文中的激光Doppler測速儀(LDV)測量結(jié)果進(jìn)行對比,以檢驗(yàn)數(shù)學(xué)模型的可行性。3結(jié)果與分析3.1軸向速度和內(nèi)旋流場圖2為預(yù)報(bào)的切向速度與實(shí)測值的對比,二者吻合得較好。預(yù)報(bào)結(jié)果顯示切向速度為Rankine渦結(jié)構(gòu),軸對稱性較好,呈現(xiàn)典型的強(qiáng)旋流動特征。實(shí)測的切向速度沿軸向向下幾乎沒有衰減,灰斗內(nèi)(z=792mm和z=922mm截面)的最大切向速度值比分離空間的還要大,這是因?yàn)榭臻g的突縮使旋流在灰斗內(nèi)增強(qiáng)。預(yù)報(bào)的切向速度則沿軸向略有衰減。軸向速度預(yù)報(bào)值也和實(shí)測值符合(圖3),在軸線上呈單峰形,流場分為外側(cè)下行流與內(nèi)側(cè)上行流兩個區(qū)域,軸對稱性較好。軸向速度預(yù)報(bào)值也是沿軸向衰減,尤其到了灰斗的中下部,預(yù)報(bào)的軸向速度最大值只有實(shí)測值的一半。圖4和圖5分別為切向和軸向正應(yīng)力分布。預(yù)報(bào)值與實(shí)測值吻合很好。切向與軸向正應(yīng)力分布形態(tài)類似,被內(nèi)外旋流的交界面分為內(nèi)外兩區(qū),在外區(qū)沿半徑基本是一個定值,內(nèi)區(qū)的正應(yīng)力則隨半徑的減小而增大,軸線附近達(dá)到最大。在大部分區(qū)域,切向正應(yīng)力大于軸向正應(yīng)力,顯示出強(qiáng)旋流的各向異性特征。另外,預(yù)報(bào)值和實(shí)測值都顯示,在排塵口附近(z=688mm截面)和灰斗內(nèi)靠近排塵口處(z=792mm截面)的Reynolds正應(yīng)力值明顯比其他位置的要大。這是因?yàn)榕艍m口附近,分離器內(nèi)下行流中有一部分氣體將進(jìn)入灰斗,而后從中心部位折返向上,再次進(jìn)入分離器和錐體下端,與該處高速旋轉(zhuǎn)的內(nèi)旋流混合,產(chǎn)生巨大的速度梯度;另外此處存在若干偏心的縱向環(huán)流也對其有影響?；叶穬?nèi)頂板附近也有縱向二次環(huán)流。3.2切向速度分布圖6為環(huán)形空間3個縱剖面內(nèi)切向速度分布(參見圖1)。圖中橫軸和縱軸交點(diǎn)就是排氣管外壁所在位置。預(yù)報(bào)值和實(shí)測值吻合很好。可以看出,切向速度由外向內(nèi)逐漸增大,其變化比排氣管以下空間內(nèi)的平緩,除了壁面附近,可以認(rèn)為符合準(zhǔn)自由渦分布。切向速度在兩側(cè)壁面附近陡降,說明壁面附近速度梯度很大,形成一個速度剪切層,從而極易形成壁面二次渦,且速度“剪切層”對具有粘附性的顆粒在排氣管外壁的沉積有重要的影響。另外,切向速度分布在環(huán)形空間是非軸對稱的,在180°方位縱剖面的值明顯高于在0°和270°方位縱剖面的值。從0°方位縱剖面到180°方位縱剖面,蝸殼式旋風(fēng)分離器的環(huán)形空間的徑向?qū)挾戎饾u縮小,促使切向速度加大;而從180°到270°,環(huán)形空間的徑向?qū)挾炔蛔?因氣流向下進(jìn)入分離空間造成切向速度減小。圖7為180°方位縱剖面z=-85mm截面處的軸向速度、切向正應(yīng)力和軸向正應(yīng)力分布,預(yù)報(bào)值和實(shí)測值接近。Reynolds正應(yīng)力分量相差不大。3.3旋轉(zhuǎn)流中心軸向速度分布排氣管內(nèi)預(yù)報(bào)的切向速度和正應(yīng)力與實(shí)測值在趨勢上一致。Reynolds正應(yīng)力預(yù)報(bào)值和實(shí)測值(圖8c、d)都顯示出切向正應(yīng)力和軸向正應(yīng)力的值很大,分布形態(tài)仍然是中心高、邊壁附近低,而且切向正應(yīng)力大于軸向正應(yīng)力,說明排氣管內(nèi)湍流仍然是各向異性的。預(yù)報(bào)和實(shí)測都顯示排氣管內(nèi)切向速度仍然是內(nèi)外旋流分布(圖8a),此處旋流的衰減并不嚴(yán)重,這是影響分離器壓降的一個主要因素。預(yù)報(bào)和實(shí)測的軸向速度在定性上不同(圖8b)。實(shí)測的軸向速度分布與排氣管以下空間內(nèi)的分布形態(tài)迥異,在旋轉(zhuǎn)流的幾何中心,軸向速度很小,但隨半徑的增大,其值急劇增大,靠近壁面又有所降低;在中心軸線附近預(yù)報(bào)的軸向速度值較低,靠近壁面其值下降至0。這表明湍流模型尚有待改進(jìn)。4正應(yīng)力分布分布1)本文改進(jìn)了湍流模型的數(shù)值模擬結(jié)果,特別是Reynolds應(yīng)力的模擬結(jié)果,給出了分離器全空間流場的模擬結(jié)果。2)排氣管以下的分離空間和灰斗內(nèi),預(yù)報(bào)值與實(shí)測值吻合很好。正應(yīng)力分布顯示出湍流的各向異性,排塵口和灰斗內(nèi)靠近