球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验

刘培坤, 王鹤, 杨兴华, 张悦刊, 姜兰越, 杨振国. 球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验[J]. 环境工程学报, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161
引用本文: 刘培坤, 王鹤, 杨兴华, 张悦刊, 姜兰越, 杨振国. 球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验[J]. 环境工程学报, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161
LIU Peikun, WANG He, YANG Xinghua, ZHANG Yuekan, JIANG Lanyue, YANG Zhenguo. Numerical simulation and experimental research on separation performance of spherical column cyclone separator[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161
Citation: LIU Peikun, WANG He, YANG Xinghua, ZHANG Yuekan, JIANG Lanyue, YANG Zhenguo. Numerical simulation and experimental research on separation performance of spherical column cyclone separator[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161

球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验

    作者简介: 刘培坤(1971—),男,博士,教授。研究方向:固液分离技术与装备。E-mail:lpk710128@163.com
    通讯作者: 刘培坤, E-mail: lpk710128@163.com
  • 基金项目:
    国家重点研发计划资助项目(2018YFC0604702);山东省自然科学基金资助项目(ZR2016EEM37);山东省重点研发计划项目(2017GSF216004)
  • 中图分类号: X701.2

Numerical simulation and experimental research on separation performance of spherical column cyclone separator

    Corresponding author: LIU Peikun, lpk710128@163.com
  • 摘要: 针对传统柱锥形旋风除尘器存在细颗粒分离效率低的问题,提出了一种新型球柱形旋风除尘器。采用数值模拟和实验研究手段,分析了柱段高度对球柱形旋风除尘器分离特性的影响。模拟结果表明:当球柱形旋风除尘器柱段高度不为零时,随着柱段高度的增加,静压力逐渐变小;球柱形旋风除尘器内流体的切向速度均呈“M”型分布;流体轴向速度随着半径的减小,其绝对值先增大后减小,在中心轴线处又开始增大;流体径向速度均关于中心轴线对称。实验结果表明,当球柱形旋风除尘器柱段高度为150 mm时,总分离效率最高,可达到92.01%。研究结果可为旋风除尘器中细小颗粒分离应用提供指导,对提高5 μm以下颗粒分离效率具有重要意义。
  • 近年来,随着人们生活水平的提高,我国餐厨垃圾产生量以每年10%的速度增长,截至2018年,餐厨垃圾产生量突破了1×108 t,占城市生活垃圾的57%左右。餐厨垃圾含有的大量有机物质容易腐烂变质并携带病原菌,不仅污染环境而且威胁人体健康。同时,餐厨垃圾又富含碳水化合物、蛋白质和油脂,营养价值高,是有机废物厌氧能源化的理想底物[1]。氢能被广泛认为是未来最具潜力的绿色可再生能源之一[2],与传统的电解水、化石燃料制氢相比,暗发酵生物制氢具有运行成本低、能耗低、操作简单等特点,可实现餐厨垃圾等高浓度复杂有机废物的能源化利用,成为最具前景的氢能制备策略之一,符合我国绿色可再生能源的战略需求。

    暗发酵制氢是产氢微生物利用氢酶的催化作用将有机物降解产生氢气,同时生成挥发性脂肪酸(VFA)、乙醇等代谢产物的过程。当末端产物为乙酸时,葡萄糖的理论产氢量为4 mol·mol−1,但实际产氢量不足2 mol·mol−1,底物的氢能转化效率不足50%[3]。有研究[4-7]表明,暗发酵制氢与[2Fe-2S]铁氧化还原蛋白和[4Fe-4S]氢酶的活性密切相关,铁氧还原蛋白可作为氢化酶的电子载体参与氢分子的产生过程,其中,铁是其重要组成部分,能够影响微生物的产氢潜力[8]。此外,铁离子的种类和含量也会影响微生物的产氢功能基因表达,进而影响复杂底物的产氢性能[9]。因此,如何克服高浓度有机废物暗发酵制氢过程的代谢障碍,提高复杂底物的利用效率和产氢潜力是制约暗发酵生物制氢技术的瓶颈问题。

    有研究[10-12]发现,投加纳米零价铁(NZVI)和零价铁(ZVI)可以提高暗发酵制氢过程中的微生物活性,进而提高暗发酵制氢潜力和底物的利用效率。ZVI以其低成本成为氢发酵中最具吸引力的添加剂,能够降低发酵系统中的氧化还原电位(ORP),可以为发酵菌提供更有利的环境[13]。ZHANG等[14]研究了ZVI对葡萄糖发酵产氢量的影响,当ZVI浓度为400 mg·L−1时,最大产氢量为1.22 mol·mol−1,比对照组高出了37.1%。ZHU等[15]发现,ZVI的浓度为16 g·L−1时,产氢量从3.8 mol·mol−1提高到8.7 mol·mol−1。NZVI具有较高的催化活性和较大的表面积,从而提高了暗发酵制氢过程的效率[16]。NATH等[17]采用NZVI强化葡萄糖间歇暗发酵产氢,发现当NZVI为100 mg·L−1时,最大产氢量可达到1.9 mol·mol−1,比未加NZVI的对照组高出1倍。ZADA等[18]发现,在加入250 mg·L−1 NZVI条件下,水葫芦的产氢量从31.7 mL·g−1增加到57 mL·g−1。可见,投加NZVI和ZVI添加剂均可提高产氢性能,且具有操作简单、能耗低的优点。目前,研究主要集中在投加NZVI与ZVI对以葡萄糖、蔗糖等单一底物暗发酵制氢性能的影响,而以餐厨垃圾等复杂有机废物为底物,深入研究暗发酵制氢过程中铁离子转化规律和产氢酶活性的影响还鲜有报道。本研究通过投加不同浓度的NZVI和ZVI,研究了其对餐厨垃圾在(55±1) ℃高温条件下的暗发酵制氢潜力、末端代谢产物变化规律的影响,通过分析发酵前后铁离子组成及浓度变化、氢化酶和脱氢酶活性表达,探究了NZVI与ZVI强化餐厨垃圾暗发酵制氢的作用机制,以期为餐厨垃圾等复杂有机废物的绿色能源化提供科学依据。

    本实验所用的餐厨垃圾取自北京市某大学食堂,分拣出餐厨垃圾中骨头、塑料袋等杂质后破碎至5 mm,经90 ℃水热预处理30 min,离心去油(去油可提高餐厨垃圾的水解效果,利于提高产气潜力[19]),置于4 ℃冰箱备用[20]。接种污泥取自北京某生活垃圾综合处理厂的干式厌氧发酵剩余污泥。实验材料的基本理化指标如表1所示。

    表 1  实验材料基本理化指标
    Table 1.  Basic physical and chemical indexes of experimental materials
    分析项目TS/%VS/%VS/TS/%含水率/%pHCOD/(mg·L−1)C/%N/%
    餐厨垃圾(水热后)22.5520.5991.3177.456.07107 10053.103.94
    接种污泥15.137.5950.1584.877.207 60022.132.27
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    将11.65 g经水热去油预处理的餐厨垃圾与50 g接种污泥混合放入500 mL广口瓶中,接种比为0.63∶1(VS∶VS),分别加入不同浓度(0、100、200和300 mg·L−1)的NZVI和ZVI,实验反应器情况记为:NZVI-0、NZVI-1、NZVI-3和ZVI-0、ZVI-1、ZVI-2、ZVI-3。加去离子水定容至200 mL,有机负荷为6 g·(L·d)−1(以VS计),采用1 mol·L−1 HCl与1 mol·L−1 NaOH调节初始pH为6,通氮气10 min排除反应装置内空气。在(55±1) ℃的高温条件下进行暗发酵制氢,搅拌速度为120 r·min−1,采用排水法收集产生的气体。实验编号如表2所示。

    表 2  暗发酵产氢动力学分析
    Table 2.  Dynamic analysis of dark fermentation hydrogen production
    实验组Pmax/mLRmax/(mL·h−1)λ/hR2
    NZVI-0 220.72 38.41 1.95 0.999 55
    NZVI-1 259.25 49.43 3.27 0.999 35
    NZVI-2 224.87 47.04 2.66 0.999 85
    NZVI-3 248.70 76.48 6.02 0.996 37
    ZVI-0 308.51 216.07 5.72 0.998 48
    ZVI-1 425.72 66.32 4.59 0.998 44
    ZVI-2 350.91 70.96 5.58 0.998 90
    ZVI-3 459.24 77.67 4.72 0.989 22
      注:Pmax代表最大产氢量潜力,Rmax代表最大产氢速率,λ表示反应启动时间。
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    铁离子浓度采用GB/T 12496.19-2015邻菲啰啉分光光度计法测定;氢化酶、脱氢酶活性采用辛红梅等[21]方法测定。VFA和乙醇浓度测定采用9790II气相色谱仪分析测定,色谱条件为:色谱柱采用CP-Wax(FFAP)25 m×0.32 mm×0.2 μm毛细管柱,FID氢火焰离子检测器,进样量1 μL,柱温箱初始温度为80 ℃,保持5 min,以10 ℃·min−1速率升温至190 ℃;进样口和检测器温度为250 ℃;高纯氮气为载气,流速为1.5 mL·min−1。气体成分测定采用上海天美公司GC7900气相色谱仪分析发酵气相产物和含量,色谱条件为:色谱柱采用填充柱,TCD热导检测器,分析柱1为2 m hayesep Q,分析柱2为5 A分子筛3 m;柱温箱120 ℃,进样口和检测器温度为150 ℃,电流为30 mV,载气为高纯氩气,进样量为1 mL。以峰面积定量,校正归一法计算气体含量。

    1) NZVI和ZVI对暗发酵制氢性能的影响。图1为不同浓度NZVI和ZVI对餐厨垃圾高温暗发酵累积产气量和氢气百分含量的影响结果。结果表明,所有实验组在暗发酵前18 h累积产气量显著提高,之后累积产气量增加趋势变缓直至趋于稳定。在暗发酵产氢的过程中,氢气百分含量呈现先升高后降低的趋势。在投加NZVI添加剂时,浓度为100 mg·L−1的NZVI-1组的暗发酵制氢性能最好,累积产气量和氢气百分含量在12 h和30 h达到最大值,分别为676 mL(单位VS产气量为281.68 mL)和83.76%,是未投加NZVI实验组的1.08倍和1.1倍。其次为NZVI-0实验组,累积产气量和氢气百分含量分别为625 mL(单位VS产气量为260.43 mL)和79.16%。由此可见,与未投加NZVI相比,NZVI-1组最多可提高产气量51 mL(单位VS产气量为21.25 mL),提高氢气百分含量8.53%。

    图 1  NZVI和ZVI对餐厨垃圾暗发酵累积产气量和氢气百分含量的影响
    Figure 1.  Influence of NZVI and ZVI on the cumulative hydrogen production and biohydrogen proportion in dark fermentation

    在投加ZVI添加剂时,暗发酵产氢性能较好的实验组为投加浓度300 mg·L−1的ZVI-3组和浓度100 mg·L−1的ZVI-1组,获得累积产气量分别为798 mL和732 mL(单位VS产气量分别为332.51 mL和305.01 mL),最大氢气百分含量分别为72.79%和81.95%,从节省添加剂的角度考虑,暗发酵产氢性能最好的是添加ZVI浓度为100 mg·L−1的ZVI-1组。由此可见,与未投加ZVI相比,投加100 mg·L−1 ZVI最多可提高产气量90 mL(单位VS产气量为37.50 mL),提高氢气百分含量2.74%。

    2)NZVI和ZVI产氢动力学分析。在累积产气量和氢气百分含量分析基础上,利用修正过的Gompertz模型对暗发酵产氢过程的累积产氢量进行动力学拟合,产氢动力学分析结果如图2表2所示。由图2可知,除NZVI-3实验组外,投加NZVI实验组的启动时间均比投加ZVI实验组短,但ZVI组的最大产氢潜力和最大产氢速率均比NZVI组高。在投加NZVI实验组中,NZVI-0实验组启动时间最短,为1.95 h,但最大产氢潜力和最大产氢速率均为最低,分别为220.72 mL和38.41 mL·h−1。浓度为100 mg·L−1的NZVI-1组最大产氢潜力最高为259.25 mL,浓度为300 mg·L−1的NZVI-3实验组的最大产氢速率最高,为76.48 mL·h−1。虽然NZVI-3实验组的最大产氢速率值最高,但其启动时间(6.02 h)是NZVI-1实验组(3.27 h)的1.84倍。NZVI-3实验组的最大产氢潜力(248.70 mL)也小于NZVI-1实验组(259.25 mL)。由此可见,投加NZVI可以提高最大产氢速率和最大产氢潜力,且投加浓度为100 mg·L−1时达到的效果最好。

    图 2  在不同浓度NZVI和ZVI条件下的累积产氢量变化
    Figure 2.  Changes of cumulative hydrogen production at different concentrations of NZVI and ZVI

    投加ZVI的实验组的产氢潜力均高于未投加ZVI的ZVI-0实验组(308.51 mL)。其中,ZVI-3实验组的最大产氢潜力最高,为459.24 mL,ZVI-1实验组次之,为425.72 mg·L−1。此外,ZVI-1实验组的启动时间最短,为4.59 h。当ZVI投加量为100 mg·L−1时,餐厨垃圾最大产氢潜力是投加NZVI实验组的1.64倍。可见投加ZVI可有效提高产氢微生物对底物的利用效率和产氢潜力。

    乙醇和VFAs是暗发酵制氢的重要末端代谢产物,根据其浓度和组成可将暗发酵制氢的代谢类型分为乙醇型发酵、丁酸型发酵、丙酸型发酵和混合酸发酵[22]。投加不同浓度的NZVI和ZVI后,餐厨垃圾暗发酵制氢末端乙醇和VFAs各组分占比如图3所示。结果表明,末端代谢产物中以乙醇、乙酸和丁酸为主,其中乙醇占比最高(53.71%~77.09%),发酵类型是以乙醇型发酵为主的混合型发酵。与未投加ZVI的实验组相比,投加浓度为300 mg·L−1的ZVI-3实验组中的乙醇浓度提高了7.04%。

    图 3  投加NZVI和ZVI对乙醇和VFAs各组分占比的影响
    Figure 3.  Effect of NZVI and ZVI addition on the proportions of ethanol and VFAs components

    在投加NZVI的实验组中,乙酸在NZVI-1、NZVI-2、NZVI-3组中末端代谢产物中的占比分别为18.04%、16.89%、14.22%,均高于NZVI-0对照组(9.42%)。而对于投加ZVI的实验组,ZVI-1、ZVI-2、ZVI-3实验组中乙酸在末端代谢产物中的占比分别为6.44%、7.70%、6.62%,均低于ZVI-0对照组(8.18%)。由此可见,与投加ZVI相比,投加NZVI更有利于乙酸的转化,但产氢潜力和速率有所较低。可能由于发酵过程中产生的乙酸使体系pH降低,产生过剩的NADH+H+,未能被氧化为NAD+,影响微生物酶活或酶合成,进而抑制NADH/NAD+平衡产氢[23]

    投加NZVI的实验组相比未投加NZVI的实验组(67.7%),其中乙醇的占比均有所降低。对应投加NZVI的实验组,随着NZVI投加量的增加,乙醇占比由53.71%逐渐升高至63.50%,同时累积产气量和氢气百分含量有所下降,这说明NZVI在一定程度上改变了产氢细菌的代谢产氢途径,产生了更多的乙醇副产物和更少的乙酸副产物,投加低浓度的NZVI有利于产氢,浓度过高可能对微生物活性产生了抑制作用。投加ZVI的实验组相比未投加ZVI的实验组(70.05%),其中乙醇的占比略有提高。随着ZVI投加量的增加,乙醇占比由72.65%升高至77.09%,同时在ZVI-3实验组中的累积产气量大于ZVI-1实验组。发酵过程中所产生的乙醇可以氧化过多的NADH+H+,有利于产氢潜力的提高[23]。对于投加NZVI和ZVI的实验组,暗发酵末端代谢产物中乙醇的占比均有所升高,但累积产气量的变化趋势却相反,这可能是由于2种添加剂对与产氢相关的关键酶影响有所不同。

    在发酵过程中,ORP是控制微生物代谢和增殖的重要参数之一[24-25]。其可以通过还原/氧化NAD(NADH/NAD+)来改变细胞内外的ORP,从而调控微生物代谢。一般认为,厌氧微生物所需ORP的最适范围为-180~-260 mV[26]

    暗发酵产氢前后体系中的ORP变化结果如图4所示。结果表明,投加与未投加NZVI和ZVI的实验组在反应结束后ORP均有所下降,其中投加NZVI与ZVI的实验组中ORP下降更为显著。投加NZVI的实验组,NZVI-3实验组ORP下降最大,由反应前的−199.6 mV下降至−260.1 mV,是未投加NZVI实验组的1.24倍。其次是NZVI-1实验组,由反应前的−198.5 mV下降至−253 mV,是未投加NZVI实验组的1.20倍。对于投加ZVI的实验组,ZVI-2实验组的ORP下降最大,由反应前的−199.4 mV下降至−292.2 mV,是未投加ZVI实验组的1.39倍。其次是ZVI-1实验组,由反应前的−198.8 mV下降至−254.3 mV,是未投加ZVI实验组的1.21倍。

    图 4  投加NZVI和ZVI对ORP的影响
    Figure 4.  Effect of adding NZVI and ZVI on ORP

    结合产氢潜力结果分析可知,产氢效果好的NZVI-1实验组(−253 mV)与ZVI-1实验组(−254.3 mV)ORP值相近,均在厌氧微生物最适ORP的范围内,从而有利于产氢性能的提高。分析原因可能是:反应器内的ORP迅速降低,说明分子氧等氧化剂被消耗掉,这可能由于投加的NZVI和ZVI被用作电子供体,铁可作为底物诱导因子,作用于细菌代谢途径中,既能参与细菌的生物氧化过程,又能使反应器内的ORP迅速降低,使ORP维持在产氢的最适范围内,从而提供更好的还原条件[27-29];另一方面,氢化酶活性和NAD+/NADH平衡产氢均需要较低的ORP[30]

    图5表示投加NZVI和ZVI进行暗发酵制氢前后,各实验组发酵液中Fe2+和Fe3+浓度的变化情况。由图5可知,在餐厨垃圾暗发酵制氢前,体系中Fe2+和Fe3+的浓度较低,分别为23.74 mg·L−1和28.52 mg·L−1。反应结束后,未投加NZVI与ZVI的实验组中Fe2+和Fe3+的浓度有所下降,投加NZVI与ZVI的实验组中Fe2+浓度显著上升,而Fe3+浓度略有提升,这证明了NZVI和ZVI是作为电子供体而存在的。铁在产氢细菌的代谢机制中起着至关重要的作用,是形成氢化酶和铁氧还蛋白的重要成分[31]。Fe2+可以促进了生物量的增长和功能基因的表达,从而促进氢气的产生。对于投加NZVI的实验组,NZVI-3实验组中的Fe2+浓度最高,为43.78 mg·L−1,是未投加NZVI实验组的2倍,NZVI-2的Fe2+浓度次之,为42.47 mg·L−1,是未投加NZVI实验组的1.96倍。在投加ZVI的实验组,ZVI-1实验组的Fe2+浓度最高,为38.21 mg·L−1,是未投加ZVI实验组的1.96倍,ZVI-3的Fe2+浓度次高,为36.51 mg·L−1,是未投加ZVI实验组的1.87倍。

    图 5  投加NZVI和ZVI对铁离子浓度的影响
    Figure 5.  Effect of adding NZVI and ZVI on the concentrations of iron ion

    厌氧微生物可以将Fe3+还原为生物利用性更高的Fe2+。在投加NZVI的实验组中,NZVI-2实验组的Fe3+浓度最高,为15.99 mg·L−1,是未投加NZVI实验组的1.72倍,NZVI-1的Fe3+浓度次之,为14.21 mg·L−1, 是未投加NZVI实验组的1.53倍。在投加ZVI的实验组中,ZVI-3实验组的Fe3+浓度最高,为12.12 mg·L−1,是未投加ZVI实验组的1.30倍,ZVI-1的Fe3+浓度次之,为10.34 mg·L−1,是未投加ZVI实验组的1.28倍。

    综上所述,在暗发酵制氢体系中投加NZVI和ZVI,可使Fe2+浓度升高,Fe3+浓度略有升高。一方面,这是由于投加的NZVI和ZVI有部分转化为了Fe2+;另一方面是由于微生物对Fe3+的利用将Fe3+还原成Fe2+。但投加NZVI与ZVI浓度过高,铁离子会与蛋白质结合生成难以被生物降解的螯合物,故使产氢潜力下降[32]

    反应结束时pH的变化情况如图6所示。由图6可知,NZVI和ZVI对反应器的pH的影响作用并不明显。在暗发酵制氢反应结束时,投加NZVI和ZVI的实验组的pH均在5.5~6.0。在投加NZVI实验组中,pH最高的实验组为NZVI-3实验组(5.71),最低的为NZVI-1实验组(5.51)。投加ZVI的实验组中,pH最高的为ZVI-3实验组(5.94),最低的为ZVI-1实验组(5.8)。随着投加NZVI和ZVI浓度的增加,pH也随升高。这可能是由于投加的NZVI和ZVI作为诱导因子作用于细菌代谢途径中,参与了产氢细菌的生物氧化过程,发酵类型为以乙醇型发酵为主的混合型发酵[33]。末端代谢产物中乙醇的占比随着NZVI和ZVI投加量的增加而增大,从而导致了pH的升高。投加NZVI的实验组在反应结束时pH低于未投加NZVI的实验组(5.75),投加ZVI的实验组在反应结束时pH高于未投加ZVI实验组,这说明与投加ZVI相比,投加NZVI更有利于乙酸的转化,产生的乙酸可使体系pH降低。

    图 6  投加NZVI和ZVI对pH的影响
    Figure 6.  Effect of adding NZVI and ZVI on pH

    有机物的暗发酵制氢过程是在一系列酶和辅酶以及中间传递体的作用下完成的一种生物氧化过程。其中,氢化酶是一类能够高效可逆地催化产生氢气的酶,含有双核铁原子的铁氢化酶具有很高的催化活性。脱氢酶中的电子载体铁氧还蛋白是暗发酵生物氧化过程产生氢分子的重要功能蛋白。可见,铁是决定餐厨垃圾暗发酵制氢过程氢化酶和脱氢酶活性的重要物质,对产氢微生物的生长代谢有着重要的影响。

    投加不同浓度的NZVI和ZVI对氢化酶和脱氢酶活性的影响结果如图7所示。结果表明,对于未投加NZVI与ZVI的实验组,氢化酶活性分别为2.49 mL·(g·min)−1和2.76 mL·(g·min)−1(以VSS计)。在投加NZVI后,氢化酶活性有所提高,其中,NZVI-3组的氢化酶活性最高,为2.56 mL·(g·min)−1,是未投加NZVI实验组的1.02倍,NZVI-1实验组氢化酶活性次高,为2.55 mL·(g·min)−1。在投加ZVI后,氢化酶活性有显著提高。ZVI-3实验组氢化酶活性(3.96 mL·(g·min)−1)最高,是ZVI-0实验组的1.43倍。ZVI-1实验组次之,为3.54 mL·(g·min)−1。有研究[5]表明,NZVI可以降低培养基中溶解氧的水平,从而提高氢化酶的活性。李永峰等[33]提出金属元素在微生物生命活动中具有重要作用,其对酶的作用主要有2方面:一是作为酶的辅助因子,在酶促反应中运输转移电子、原子或某些功能基团参与氧化还原或运载酰基团作用;二是作为激活剂来提高酶的活性。铁作为铁氧还蛋白及氢化酶重要的组成成分,投加NZVI和ZVI可以提高铁氧还蛋白和氢化酶的活性,促进电子的转移,进而提高产氢效能。

    图 7  投加NZVI和ZVI对氢化酶和脱氢酶活性的影响
    Figure 7.  Effect of adding NZVI and ZVI on hydrogenase and dehydrogenase activity

    对于NZVI-0和ZVI-0实验组,脱氢酶活性分别为128.32 μg·(g·min)−1和140.53 μg·(g·min)−1(以VSS计)。然而,投加NZVI的实验组脱氢酶活性出现了显著下降,由NZVI-0实验组的128.32 μg·(g·min)−1下降到NZVI-1实验组的34.37 μg·(g·min)−1,下降了73.2%。且随着投加NZVI浓度增加,脱氢酶活性继续下降,NZVI-3实验组中脱氢酶活性下降到最低,为8.40 μg·(g·min)−1。在投加ZVI的实验组中,脱氢酶活性有显著的提高。脱氢酶活性在ZVI浓度小于300 mg·L−1时,随着投加ZVI浓度的增加,其由140.53 μg·(g·min)−1提高到150.84 μg·(g·min)−1,提高了7.3%,但当ZVI浓度为300 mg·L−1时,脱氢酶活性下降到80.96 μg·(g·min)−1。这说明过高的ZVI浓度抑制了脱氢酶的活性。结合相关文献,其原因可能是因为铁的投加量过高超出了体系中产氢微生物的所需,而过剩的铁形成了铁盐或亚铁盐,从而使系统的渗透压升高,导致脱氢酶活性的降低[21]

    有研究[34]表明,当金属元素浓度维持在较低水平时,对微生物可以起到激活作用,但当浓度过高时,便会对微生物的酶活性产生抑制作用。由此可见,投加ZVI的同时提高了氢化酶和脱氢酶的活性。结合铁离子浓度变化趋势可知,投加的NZVI和ZVI会向系统环境中释放铁离子,为微生物提供生长代谢过程中所需的铁元素并提高氢化酶活性。但投加NZVI时虽然提高了氢化酶活性,脱氢酶活性却受到了抑制,这可能缘于纳米材料中活性氧的生成和氧化应激反应引起的生物毒性损害了微生物细胞结构,导致细胞死亡,进而影响微生物产氢能力[35]

    由此可见,投加100 mg·L−1 NZVI和ZVI均可有效提高氢化酶活性,投加ZVI还可提高脱氢酶活性,有利于产氢微生物的暗发酵制氢。

    1)投加NZVI和ZVI均可显著提高餐厨垃圾暗发酵制氢性能,投加100 mg·L−1 ZVI效果最佳,最大产氢潜力和最大产氢速率分别为425.72 mL和66.32 mL·h−1,是投加NZVI实验组的1.64倍和1.34倍。投加NZVI与ZVI后,末端代谢产物以乙醇、乙酸和丁酸为主,其中乙醇占比最高(53.71%~77.09%),发酵类型是以乙醇型发酵为主的混合型发酵。

    2)投加NZVI和ZVI可使反应体系中ORP显著下降,有利于暗发酵制氢的进行。反应结束后,未投加NZVI与ZVI的实验组中Fe2+和Fe3+的浓度较反应前均有所下降,投加NZVI与ZVI的实验组Fe2+浓度有显著上升,Fe3+浓度略有提升。在投加的NZVI和ZVI浓度为300 mg·L−1时,Fe2+浓度分别是未投加NZVI和ZVI实验组的2倍和1.87倍。

    3)投加NZVI和ZVI均可有效提高氢化酶活性,投加100 mg·L−1 ZVI-1实验组氢化酶活性最佳,为3.54 mL·(g·min)−1,是NZVI-1实验组的1.38倍。投加ZVI可同时提高氢化酶和脱氢酶活性,有利于产氢微生物的暗发酵制氢。

  • 图 1  球柱形旋风除尘器实验现场图

    Figure 1.  Photograph of experimental spherical column cyclone separator

    图 2  球柱形旋风除尘器三维模型及网格划分

    Figure 2.  Three-dimensional model diagram and grid division of spherical column cyclone separator

    图 3  球柱形旋风除尘器中间截面位置图

    Figure 3.  Middle cross section position of spherical column cyclone separator

    图 4  球柱形旋风除尘器原理示意图

    Figure 4.  Schematic diagram of spherical column cyclone separator

    图 5  颗粒在除尘器上球体内轴向方向受力

    Figure 5.  Axial force acting on particles inside the upper spherical column of the separator

    图 6  除尘器内流体静压力和速度分布

    Figure 6.  Static pressure and velocity distribution of the fluid inside the separator

    图 7  除尘器内颗粒运动轨迹

    Figure 7.  Particle trajectory inside the separator

    图 8  除尘器柱段高度对压降的影响

    Figure 8.  Effect of separator cylinder height on the pressure drop

    图 9  球柱形旋风除尘器柱段高度对分离效率的影响

    Figure 9.  Effect of column height on the separation efficiency of the spherical column cyclone separator

    表 1  石英砂粒度分布

    Table 1.  Distribution of SiO2 particle size

    粒径/μm区间含量/%累积含量/%粒径/μm区间含量/%累积含量/%
    0.050~5.05029.8729.8750.05~55.052.0893.03
    5.050~10.0516.3846.2555.05~60.051.6394.66
    10.05~15.057.9954.2460.05~65.051.3395.99
    15.05~20.0510.3364.5765.05~70.051.0997.08
    20.05~25.057.4872.0570.05~75.050.8797.95
    25.05~30.055.2477.2975.05~80.050.5998.54
    30.05~35.054.3881.6780.05~85.050.5199.05
    35.05~40.053.7585.4285.05~90.050.399.35
    40.05~45.053.0388.4590.05~95.050.2699.61
    45.05~50.052.590.9595.05~100.050.1399.74
    粒径/μm区间含量/%累积含量/%粒径/μm区间含量/%累积含量/%
    0.050~5.05029.8729.8750.05~55.052.0893.03
    5.050~10.0516.3846.2555.05~60.051.6394.66
    10.05~15.057.9954.2460.05~65.051.3395.99
    15.05~20.0510.3364.5765.05~70.051.0997.08
    20.05~25.057.4872.0570.05~75.050.8797.95
    25.05~30.055.2477.2975.05~80.050.5998.54
    30.05~35.054.3881.6780.05~85.050.5199.05
    35.05~40.053.7585.4285.05~90.050.399.35
    40.05~45.053.0388.4590.05~95.050.2699.61
    45.05~50.052.590.9595.05~100.050.1399.74
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    表 2  不同粒径的颗粒分离效率

    Table 2.  Separation efficiency of particle with different size

    柱段高度/mm颗粒粒径/µm总颗粒数量/个捕集数量/个分离效率/%
    014836.25
    54848100
    100148612.5
    54848100
    150148714.6
    54848100
    200148816.7
    54848100
    300148918.8
    54848100
    柱段高度/mm颗粒粒径/µm总颗粒数量/个捕集数量/个分离效率/%
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出版历程
  • 收稿日期:  2018-11-27
  • 录用日期:  2019-05-26
  • 刊出日期:  2019-09-01
刘培坤, 王鹤, 杨兴华, 张悦刊, 姜兰越, 杨振国. 球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验[J]. 环境工程学报, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161
引用本文: 刘培坤, 王鹤, 杨兴华, 张悦刊, 姜兰越, 杨振国. 球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验[J]. 环境工程学报, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161
LIU Peikun, WANG He, YANG Xinghua, ZHANG Yuekan, JIANG Lanyue, YANG Zhenguo. Numerical simulation and experimental research on separation performance of spherical column cyclone separator[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161
Citation: LIU Peikun, WANG He, YANG Xinghua, ZHANG Yuekan, JIANG Lanyue, YANG Zhenguo. Numerical simulation and experimental research on separation performance of spherical column cyclone separator[J]. Chinese Journal of Environmental Engineering, 2019, 13(9): 2189-2197. doi: 10.12030/j.cjee.201811161

球柱形旋风除尘器分离性能数值模拟与实验

    通讯作者: 刘培坤, E-mail: lpk710128@163.com
    作者简介: 刘培坤(1971—),男,博士,教授。研究方向:固液分离技术与装备。E-mail:lpk710128@163.com
  • 山东科技大学机械电子工程学院,青岛 266590
基金项目:
国家重点研发计划资助项目(2018YFC0604702);山东省自然科学基金资助项目(ZR2016EEM37);山东省重点研发计划项目(2017GSF216004)

摘要: 针对传统柱锥形旋风除尘器存在细颗粒分离效率低的问题,提出了一种新型球柱形旋风除尘器。采用数值模拟和实验研究手段,分析了柱段高度对球柱形旋风除尘器分离特性的影响。模拟结果表明:当球柱形旋风除尘器柱段高度不为零时,随着柱段高度的增加,静压力逐渐变小;球柱形旋风除尘器内流体的切向速度均呈“M”型分布;流体轴向速度随着半径的减小,其绝对值先增大后减小,在中心轴线处又开始增大;流体径向速度均关于中心轴线对称。实验结果表明,当球柱形旋风除尘器柱段高度为150 mm时,总分离效率最高,可达到92.01%。研究结果可为旋风除尘器中细小颗粒分离应用提供指导,对提高5 μm以下颗粒分离效率具有重要意义。

English Abstract

  • 旋风除尘器作为常用的工业除尘设备,具有结构简单、无运动部件、性能稳定等特点,被广泛应用于工业除尘、选粉等领域[1-3]。传统旋风除尘器对比重和粒径较大的固体颗粒分离效率较高,但对细小的颗粒分离效率较低,使其应用受到了很大程度的限制。因旋风除尘器的分离效率低,给后续设备的运行增加了负荷[4]

    针对上述问题,国内外很多专家进行了改进研究。孙国刚等[5]、董瑞倩等[6]提出了一种新型旋风除尘器,在PV型旋风除尘器的基础上对排气管、筒体等结构进行改进,对结构强度以及分离性能有所提高。IRFAN等[7]设计了一种分离空间由外圆柱体和涡旋板组成的除尘器,其分离性能优于常规性除尘器。陆元宝等[8]、吴晓明等[9]、杨景轩等[10]、孟文等[11]考察了排气管插入深度、直径和形状对除尘器除尘效率的影响。YUKI等[12]通过在旋风除尘器排气管上加装锥形环的方法,使得旋风除尘器更容易获得最大效率和最小压降。HSIAO等[13]采用实验的方法对旋风除尘器的几个结构进行了系统的研究,通过改变出口直径和入口形式,在一定程度上提高了其分离效率,但对于细颗粒的分离效率并不理想,对于旋风除尘器的分离效率仍需要进一步提高。

    本研究针对传统旋风除尘器分离效率低的问题,提出了一种球柱形旋风除尘器;通过数值模拟和实验研究,分析了其流场特性和分离性能。

  • 实验物料为石英砂颗粒,密度为2 650 kg·m−3,其粒度参考实验所用物料,见表1。其中,中位径为12.61 µm、体积平均径为19.07 µm、面积平均径为4.53 µm。

  • 实验仪器:0~160 m3·h−1 转子流量计(江苏泰州俊海仪表有限公司)、U形压差计(衡水斯菲尔仪表有限公司)、球柱形旋风除尘器(直径100 mm,排气管直径30 mm,排气管插入深度30 mm,排尘口直径20 mm)、XK-RB型漩涡气泵(上海辛恪实业有限公司)、BT-9300S型激光粒度分析仪(丹东百特仪器有限公司)、电子天平(福州华志普力特斯科学仪器有限公司)、振动加料系统(郑州汇通矿山机械有限公司)。实验现场如图1所示。

  • 实验原料由振动加料系统送入进风管道中,在管道内分散并与空气混合,再经进气管进入旋风除尘器内进行分离。其中,绝大部分颗粒通过排尘口进入集料箱被捕集,一小部分粒径小且轻的颗粒经排气管排出。用U形压差计测量旋风除尘器压降,由转子流量计检测进口风量,进口风量大小调节通过变频器控制气泵电机转速实现。用集料箱收集被分离出的颗粒进行称重,并用激光粒度仪进行粒度测试。

    为了更好地研究柱段高度对颗粒运动轨迹的影响,单颗粒入射点选择在进气口截面中间位置,颗粒群射入位置选择在整个进气口截面垂直均匀射入;针对传统旋风除尘器对于5 µm以下粒径颗粒分离效率不理想的缺点,选择颗粒粒径为1 µm和5 µm。

  • 1)模型建立及网格划分。采用Solidworks软件对球柱形旋风除尘器建立三维数值模型,并利用Gambit软件进行网格划分,结果如图2所示。将旋风除尘器分为进料体、环柱段、柱段、下球体(锥体)、排尘管和排气管6部分。其中,进料体采用四面体网格,其余均采用六面体网格。经过对网格数量为238 845、258 630和278 213的球柱形旋风除尘器模型计算结果的关联性比较,最终确定网格数量为258 630,同时对旋风除尘器网格进行质量检查,以满足模拟要求。

    2)边界条件设置。采用Fluent14.5软件进行气-固两相模拟计算。多相流模型选用DPM模型,湍流模型选用雷诺应力模型,离散格式采为QUICK格式,压力插补格式为PRESTO格式,算法为SIMPLEC。入口边界条件采用速度入口,速度设置为20 m·s−1,气固两相,固相为石英砂颗粒。排气管出口设置为自由出口,流量权重为1;排尘口设置为无气体流出。壁面条件设置为无滑移边界,采用标准壁面函数,流体与壁面无相对速度。为了探究柱段高度对球柱形旋风除尘器内部流场的影响,选用不同的柱段高度,分别为0、100、150、200和300 mm,选取球柱形旋风除尘器的中间截面位置处(如图3所示),并且绘制静压力和速度分布曲线进行分析。

  • 球柱形旋风除尘器运行时,烟尘以一定的速度由进气管进入到球柱形旋风除尘器内部,由于上球体结构的作用,在上球体和排气管之间快速旋转并且向下流动,称之为外旋流。烟尘流经柱段之后带动排气管下面的圆形气柱旋转,当气流运动到下球体底端时,由于下球体的结构作用而发生折转,并跟随圆形气柱向上运动,称之为内旋流。整个过程中,烟尘颗粒在外旋流、重力以及离心力的作用下沿壁面旋转向下运动,通过排尘口排出,统一进行收集;而留下的气体则在内旋流的作用下通过排气管向上排出。

    球柱形旋风除尘器的原理示意图如图4所示。不同于传统柱锥形旋风除尘器,球柱形旋风除尘器上端与下端均采用半球体结构,中间部分采用筒体结构与上下两端半球体连接。如图5所示,因上端半球体结构作用,与传统柱锥形旋风除尘器相比,烟尘颗粒在受离心力、阻力等力的基础上,还受到力Fn的轴向分量Fzn的作用,使得轴向方向的速度增大,从而减小了旋转圈数,缩短了运动到除尘器下球体的时间,进而有利于分离效率的提高。因下端半球体结构作用,增加了外旋流的空间,减小了因上升气流下部摆动造成的二次返混,从而有利于颗粒分离。

  • 柱段高度对球柱形旋风除尘器内部流场及分离性能影响很大[6]。因此,首先探究柱段高度对球柱形旋风除尘器内部流场的影响。

  • 图6(a)中的静压力分布曲线可知,不同柱段高度下的静压力分布规律基本相同,沿内壁到中心轴线方向,静压力逐渐降低,并在中心轴线处达到最小。随着柱段高度的增加,静压力数值相应减小,并且减小的幅度不断降低。旋风除尘器是在重力和离心力共同作用下完成分离过程的,产生离心力的基本前提是切向速度,并且对分离效率有重要的影响。由图6(b)可以看出,柱段高度为100、150、200和300 mm时,切向速度均呈“M”型分布,并且基本具有一致的变化规律:在壁面处切向速度为零,沿半径方向由外而内,切向速度先增大后减小,在中心轴线处达到最小。随着柱段高度的增加,切向速度逐渐减小,在中间位置时差值最大,达到6 m·s−1。柱段高度为0 mm时,中间位置有一部分处被排气管壁占据,从而导致切向速度为零,但分布与其他柱段高度时大体一致,并且切向速度大于其他柱段高度切向速度,差值最大达到12 m·s−1

    轴向速度的大小可影响颗粒在内部分离与滞留时间,也是影响分离效率的一个重要因素。由图6(c)可以看出,当柱段高度为0 mm时,在进气口壁面处轴向速度随半径的减小先增大后减小,然后再反向增大最后又减小,与其他柱段高度相比具有不同的分布规律。这是由2个方面的原因造成的:其一是因为排气管插入长度过大而导致分离空间减少,气体因摩擦作用减小了速度;其二是此处还存在旋涡作用,由于排气管插入长度过大,使部分颗粒受到内旋流的影响,被卷入内旋流由排气管排出。柱段高度为100、150、200和300 mm时,轴向速度在壁面处分布一致,随着半径的减小,轴向速度绝对值先增大后减小;随着半径的继续减小,轴向速度绝对值都增大。在中心轴线附近会出现回流和滞流现象,这是由于气流强烈旋转使法向压力梯度变大,中心轴线附近压力较低,进而使得轴向速度变小,其数值有正有负。旋风除尘器内部径向速度是相比于切向速度和轴向速度中最小的一个,对内部流场的影响较小,但也存在一定的影响。由图6(d)可以看出, 不同柱段高度球柱形旋风分离器的径向速度均关于中心轴线对称,在近壁面处变化较小,在中心轴线变化稍大,并且随着高度的增加,会出现波动,这是由强湍流引起的。

  • 图7为1 µm和5 µm 2种粒径的单颗粒和颗粒群在不同柱段高度下的运动轨迹。可以看出,随着柱段高度的增加,粒径1 µm颗粒运动轨迹变长,并且不规律,特别是在旋风除尘器下部位置;粒径5 µm颗粒螺旋向下的圈数增多,并且螺距逐渐增大,这说明颗粒下降速度增快,有利于分离效率的提高。除尘器内部,5 µm颗粒的螺距在除尘器上部较大,随着颗粒向下运动,螺距减小。这是由于随着柱段高度的增加,除尘器内的旋转气流未达到下半球段就终止了,导致外旋流并没有沿下半球的球形结构发生聚拢,而是向壁面发生偏移,出现摆尾现象,所以导致颗粒在除尘器上部螺距较大,在下部螺距较小。

    表2可以看出,5 µm颗粒在不同柱段高度下都被完全被捕集,分离效率到达100%;随着柱段高度的增加,1 µm颗粒被捕集数增加。

  • 图8中可以看出,柱段高度为0 mm时,压降为775.5 Pa;柱段高度增大至300 mm时,压降为588 Pa;随着柱段高度的增大,压降逐渐减小。其原因是,旋风除尘器的压降主要是由排气口处流体的黏性耗散决定的,而黏性耗散的数值基本上和速度的平方数值接近。因此,柱段高度增大后旋转强度增强意味着增加压力损失。然而,速度降低使得在排气管处的损失降低。这是因为,在上升流中速度相对较大,减小的幅度较大,占主要影响。因此,增大旋风除尘器柱段高度,压降会相应减小。

  • 总分离效率是指在相同时间内被捕集的粉尘质量与进口处的粉尘总质量的比值,是评价旋风除尘器性能的一个极其重要指标。从图9(a)可以看出,当柱段高度由0 mm增大至150 mm时,总分离效率由84.42%增大为92.01%;柱段高度继续增大到300 mm时,总分离效率又减小为88.3%。随柱段高度的增大,总分离效率先增高后降低。前文数值模拟计算中选用的1 µm颗粒与5 µm颗粒是为了重点探究5 µm及以下颗粒分离效果,实验环境下由于条件限制与模拟条件略有不同,但数值模拟的结果与实验结果变化趋势一致。

    因尘粒直径和分散程度不同,旋风除尘器效率也会不同,所以,要全面评定除尘器的性能还需要对比颗粒分离效率,即某一粒径或某一粒径范围内粉尘的分离效率。颗粒分离效率可以更加准确地反映除尘器对颗粒的捕集能力。从图9(b)可以看出:其一,不同柱段高度时,相同粒径颗粒的分离效率先增大后减小;其二,柱段高度为150 mm时,颗粒分离效率最高;其三,随颗粒粒径的增大,分离效率先减小后增大,这是由于小颗粒团聚作用较强,随着粒径的增大,团聚作用减弱,但离心力作用增强,所以随颗粒直径的增大,分离效率先减小后增大,既所谓“鱼钩”效应[14]

    与传统柱锥形旋风除尘器相比,球柱形旋风除尘器压降更小,而总分离效率更高,有很大的优越性。这是因为球柱形旋风除尘器的上球体作用,使颗粒加快向下运动,同时减少了上灰环和短路流等二次流,增大固相颗粒被捕集的概率,使总分离效率增大;另外,进气口处的球形结构减少了气体在除尘器内因摩擦而损耗的能量,降低了压力损失。

  • 1)数值模拟结果表明, 除尘器柱段高度不为零时,随着柱段高度的增加,内流体静压力逐渐变小,其切向速度均呈“M”型分布,内流体轴向速度在壁面处随着半径的减小,其绝对值先增大后减小,随着半径的继续减小,其绝对值又开始增大,内流体径向速度均关于中心轴线对称。

    2)实验结果表明,除尘器柱段高度为0 mm时,内流体压降为775.5 Pa;除尘器柱段高度增大至300 mm时,内流体压降为588 Pa;随着柱段高度的增大,压降逐渐减小。

    3)综合分析压降、颗粒分离效率和分离效率可得出:当除尘器柱段高度为150 mm时,总分离效率最高,达到92.01%。

参考文献 (14)

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