基于抽气循环的双层滤料颗粒床高温除尘器数值模拟

肖贵慧; 杨国华; 姚志伟; 万博臣; 徐青涛; 兰明勇

doi:10.12030/j.cjee.201712034

基于抽气循环的双层滤料颗粒床高温除尘器数值模拟

1.
宁波大学海运学院，宁波 315211
2.
大庆油建公司，大庆 163318
基金项目:

Numerical simulation of high temperature dual-layer granular bed filter based on pumping circulation

1.
Faculty of Maritime and Transportation, Ningbo University, Ningbo 315211, China
2.
Daqing Oilfield Construction Company, Daqing 163318, China
Fund Project:

摘要: 为解决双层滤料颗粒床高温除尘器床层粉尘进入率过高的问题，在沉降室底部，采用抽气循环抽出部分气体再引入除尘器入口进行循环以降低床层粉尘进入率。运用Fluent软件中的离散相模型（DPM）对除尘器的气固两相流场进行数值模拟。结果表明：抽气循环可以显著降低床层粉尘进入率，当循环率为1/7时，床层粉尘整体进入率从无循环的20.73%降低到5.13%，特别是第6床层粉尘进入率从10.21%降低到2.35%。因此，抽气循环可以有效降低床层粉尘进入率。
- 双层滤料颗粒床 /
- 抽气循环 /
- DPM /
- 两相流
Abstract: To overcome the problem of high dust entry rate of high temperature dual-layer granular bed filter, a part of gas is pumped from the bottom of the settling chamber by the pumping circulation system and then lead the gas into the inlet of the filter to reduce the bed dust entry rate. In this paper, the discrete phase model (DPM) in Fluent software is used to simulate the gas-solid flow field in the filter. The results show that the pumping circulation can significantly reduce the bed dust entry rate.The whole bed dust entry rate decreases to 5.13% from 20.73% without circulation, especially the sixth bed layer dust entry rate decreases from 10.21% to 2.35%. Therefore, the pumping circulation can effectively reduce the bed dust entry rate.
- dual-layer granular bed /
- pumping circulation /
- DPM /
- two-phase flow

双层滤料颗粒床是由上粗下细、上轻下重的两层化学性质稳定的固体颗粒滤料组成的^[1]。过滤时，含尘气体先经过上层粗颗粒滤料层，截留绝大部分粉尘，再经过下层细颗粒滤料捕获残余微细亚微米级粉尘，是集上层粗过滤与下层精过滤于一体的梯级过滤，过滤效率极高且压降低。当床层压降达到设定值时，采用反吹流化清灰，清灰结束后，轻质上层滤料始终浮于重质下层滤料之上，双层滤料互不相混，界面清晰，保持双层

滤料颗粒床梯级过滤特性不变^[1]。其滤尘机理和一般的过滤式除尘器相同，包含惯性碰撞、截留、扩散、静电和筛滤等效应，被截留的粉尘易发生团聚，反吹清灰吹出的尘粒，最终沉降在除尘器底部灰斗^[3]。

实验研究表明：双层滤料颗粒床高温除尘器具有耐高温、除尘效率极高等优点，过滤效率达到99.99%，出口粉尘浓度小于1 mg∙m⁻³，在煤（生物质、油页岩）热解、矿热炉、玻璃窑、水泥窑等的高温除尘具有广阔的应用前景，目前已成功应用在江阴市海虹有色金属材料有限公司的合金熔化炉的烟气消烟除尘上^[4]。工

程应用采用多列、多层并联结构的除尘装置，单个除尘单元如图1所示。含尘气体在引风机的作用下从上方进气口进入，粗大粉尘在沉降室中沉降，较细粉尘进入两侧的双层滤料过滤床进行过滤，每个过滤床连接一个排风支管，干净的气体通过每个排风支管汇集到总管道，然后进入换热器进行余热回收，最后通过引风机送入后续工艺^[5]。某个过滤床清灰时对应的反吹风机开始运作，反吹气流由下向上经布风板进入双层滤料颗粒床，使滤料成流化状态，把过滤时截留在颗粒层内的灰尘反吹到沉降室，团聚后形成的粗大粉尘再次沉降进入灰斗，剩余的细小粉尘随气流再返回其他颗粒床^[6]。

图1 双层滤料颗粒床除尘器
Fig. 1 Dual layered granule filters

由于整个除尘器设备很大，用实验方法进行研究投入过大，也不现实，因此数值模拟的方法就成为了一种选择。数值模拟方法可以用于解决此类问题，模拟结果与实验结果也非常吻合，具有很好的可靠性和实用性^[7-10]。研究除尘器内气固两相流场，采用数值模拟的方法能够准确预测粉尘沉降效率^[11-12]。优化整个除尘装置的流场，以降低床层粉尘进入率，对减轻过滤床过滤负担及滤料磨损具有重要意义。本研究运用Fluent软件对双层滤料颗粒床除尘器的气固两相流场进行仿真，使用DPM模型研究粉尘颗粒的运动轨迹，分析加入抽气循环系统后床层粉尘进入率及粉尘颗粒沉降情况。

1 DPM模型的数学描述与算法设定

1.1 DPM模型的数学描述

对颗粒的追踪须使用离散相模型，离散相（DPM）模型属于欧拉-拉格朗日模型，即用欧拉方法描述流体相流场，用拉格朗日方法描述离散相颗粒的运动。在FLUENT中，离散相的轨道是通过对拉氏坐标系下的颗粒作用力的微分方程进行积分得到的。颗粒的作用力平衡方程^[13]（以x方向为例）为：

$\frac{d u_{p}}{d t} = F_{D} (u - u_{p}) + \frac{g_{x} (ρ_{p} - ρ)}{ρ_{p}} + F_{x}$

(1)

$F_{D} = \frac{18 μ}{ρ_{p} d_{p}^{2}} \frac{C_{D} R e}{24}$

(2)

$R e = \frac{ρ d_{p} | u_{p} - u |}{μ}$

(3)

$C_{D} = α_{1} + \frac{α_{2}}{R e} + \frac{α_{3}}{R e}$

(4)

$\frac{d x}{d t} = u_{p}$

(5)

式中：

$u_{p}$ 为颗粒速度；

$u$ 为流体相的速度；

$F_{D} (u - u_{p})$ 为颗粒的单位质量曳力；

$\frac{g_{x} (ρ_{p} - ρ)}{ρ_{p}}$ 为颗粒的单位质量重力与浮力之差；

$F_{x}$ 为颗粒所受的单位质量的其他作用力，其中包含热泳力、布朗力、Magnus升力等作用力，但这些力数量级非常小，忽略不计；

$R e$ 为颗粒雷诺数；

$C_{D}$ 为曳力系数，其中

$α_{1}$ 、

$α_{2}$ 、

$α_{3}$ 为DPM 模型库中存储的常数，由相关经验公式^[14]得出。对式（1）进行积分可得颗粒在x 轴方向上每一点的瞬时速度，再通过对方程（5）进行积分即可得到颗粒在x 轴方向上的坐标，同理即可求得颗粒在y、z轴方向上的坐标，这样就可以得到颗粒每一时刻在计算域中的位置，也就获得了离散相的轨迹。

1.2 计算域的简化及DPM模型设定

单个除尘单元采用6层对称布置的共12个过滤床的布置方式，中间为沉降室通道，并布置导流板，如图1所示。整个除尘器长6 m，宽6 m，高约18 m，是一方形塔状结构。单个颗粒床每层长6 m，宽2 m，高1.7 m。由于整体是对称结构且尺寸较大，因此，采用对称轴边界条件进行二维建模，并且将底部积灰区域适当改变，简化后的计算域模型如图2所示。

图2 计算域模型
Fig. 2 Computational domain model

离散相模型气相为500 ℃的煤热解气，等效气体密度0.382 kg∙m⁻³，动力黏度2.895 7×10⁻⁵ Pa∙s。湍流模型选用RNG k-ε模型，它和标准k-ε模型很相似，但RNG k-ε模型考虑到了湍流漩涡，提高了在这方面的精度^[15]。煤热解气中粉尘体积分数很小，其对流场的影响可忽略不计，因此，采用单向流固耦合求解方法，实验表明双层滤料颗粒床具有极高的过滤效率。同时出口处的边界条件选用逃逸，为了控制循环风量，抽气出口采用速度入口边界条件，速度设为负值即可，使用组射源作为颗粒入射边界条件，分别选取50、75、100、125、150、175 μm粒径的颗粒进行追踪，颗粒数都设定为10 000个，颗粒密度为1 200 kg∙m⁻³，并应用随机轨道方法考虑瞬时湍流速度对颗粒运动的影响。选用离散求解器，压力速度耦合采用SIMPLEC算法^[16]。

2 仿真结果分析

2.1 无抽气循环时粉尘沉降情况及问题

经仿真计算，当导流板与壁面夹角为22°，导流板缩口间距使气流速度在沉降室通道中轴附近保持10 m∙s⁻¹；当安装深度距床层入口400 mm时，粉尘在沉降室沉降效果最佳，粉尘颗粒的仿真结果如表1所示。

表1 无抽气循环时粉尘沉降
Table 1 Dust settlement without pumping circulation

表1 无抽气循环时粉尘沉降
**Table 1** Dust settlement without pumping circulation
颗粒粒径/μm	进入第1层数量/个	进入第2层数量/个	进入第3层数量/个	进入第4层数量/个	进入第5层数量/个	进入第6层数量/个	底部沉降数量/个
50	497	433	629	1 186	1 978	2 727	2 550
75	43	22	63	243	910	2 235	6 484
100	3	1	1	26	232	920	8 817
125	0	0	0	3	45	224	9 728
150	0	0	0	0	0	19	9 981
175	0	0	0	0	0	1	9 999

经计算可得：150~175 μm粗大粉尘颗粒几乎全部在沉降室底部沉降，沉降率高达99.9%；100~125 μm较粗粉尘颗粒也大多在沉降室底部沉降，沉降率达92.73%；50~75 μm较细粉尘颗粒也具有较高的粉尘沉降率，沉降率达45.17%；同时我们发现越靠近底部的过滤床层，粉尘进入量越多，尤其是最底层。这将加重下层床层的过滤负担，同时由于大量粉尘颗粒进入下层床层，将导致下层床层反吹清灰频繁，加大下层床层滤料的磨损。

2.2 抽气循环率对床层粉尘进入率的影响

抽气循环率是抽出的气体占除尘器入口气体的比率，抽气循环系统的作用是从沉降室抽出部分气体，经小型旋风除尘器进行粗过滤后，由引风机再次送入除尘器入口，如图2所示。这样可以引导气流沿着沉降室通道继续向沉降室运动，避免粉尘颗粒随着气流进入底部床层。

抽气循环系统的气体循环率是影响床层粉尘进入率的主要因素，因此，将循环率分别定为1/25、1/13、1/9和1/7，同时调整导流板以使沉降室中轴附近导流板缩口处速度始终保持10 m∙s⁻¹。当循环率为1/25时，各个床层粉尘进入率如图3所示。

图3 各个床层粉尘进入率
Fig. 3 Particles entry rate of each granular bed layer

从表1和图3可以看出，抽气循环系统降低了各个床层粉尘进入率，但第6床层粉尘进入率仍然较高且远高于其他床层，特别是125 μm以下粒径粉尘颗粒。150~75 μm粗大粉尘颗粒几乎没有进入各个床层。

不同抽气循环率条件下，第6床层粉尘进入率如图4所示。

图4 不同循环率对第6床层粉尘进入率的影响
Fig. 4 Effect of different repetition rate on particle entry rate of sixth layer granular bed

可以看出，循环率越大，第6床层粉尘进入率越低，但此时抽气出口附近气流速度会很大，可能会影响粉尘的沉降率，因此，需要进一步研究循环率的增大对粉尘沉降率及循环气粉尘进入率的影响。

2.3 循环率对粉尘沉降率及循环气粉尘进入率的影响

不同循环率条件下对粉尘沉降率及循环气粉尘进入率的影响如图5所示。

图5 循环率对粉尘运动情况的影响
Fig. 5 Effect of repetition rate on particle movement

可以看出，粉尘粒径越大，粉尘沉降率越高，抽气循环系统对粉尘沉降率影响不大。有无抽气循环及循环率的大小不同时，粉尘的沉降率差别不大，特别是125 μm以上粒径粉尘，其中150~175 μm粗大粉尘仍几乎完全沉降，抽气循环系统对粗大粉尘几乎没有影响。这说明进入抽气循环系统的粉尘量，大部分是没有抽气循环系统时进入各个过滤床层的。抽气循环系统在不影响粉尘沉降率的同时，大大降低了粉尘床层进入率。

当粉尘粒径小于50 μm时，随着粒径的增大，循环气粉尘进入率逐渐增大，且随着循环率的增大而增大；当粉尘粒径大于50 μm时，随着粒径的增大，循环气粉尘进入率逐渐减小，但也会随着循环率的增大而增大。这是因为较小粒径的粉尘受气流影响较大，会随着气流流动而流动，气流的跟随性较好，大部分随着气流进入了床层，小部分随着气流进入了抽气循环；随着粒径的增大，粉尘的惯性力及重力增大，由于导流板的惯性分离作用，其进入沉降室的数量便会进一步增多，所以在一定粒径范围内，循环气粉尘进入率会随着粒径的增大而增大；随着粉尘粒径的进一步增大，粉尘的惯性力及重力进一步增大，惯性分离的作用会更明显，在气流转向进入抽气循环时，粉尘便由于惯性与重力的共同作用从气流中分离开来进入气速很小的沉降室，粒径越大，这种影响越明显，所以在这一粒径范围内，循环气粉尘进入率会随着粒径的增大而减小。由图5可以看出，75 μm以下粒径粉尘循环气粉尘进入率占比较高，其中50 μm粒径粉尘循环气粉尘进入率最高，125 μm以上粒径粉尘循环气粉尘进入率极低，这对抽气循环系统旋风除尘器的选型具有重要指导意义。

2.4 仿真结果对比分析

当抽气循环率为1/7时，其第6床层粉尘进入率最低，其与无抽气循环时的速度云图对比如图6所示。

图6 速度云图
Fig. 6 Contours of velocity magnitude

从图6可以看出，有无循环时，沉降室通道中部气流速度很大，大部分粉尘会随着这股高速气流向下运动，所以下层床层粉尘进入率明显高于上层，粉尘粒径越大，这种效果会越明显，又由于导流板的惯性分离作用，可以避免较粗大的粉尘颗粒大量进入颗粒床层，对于减少过滤床的过滤负担非常有利。当循环率为1/7时，最下层导流板附近涡旋区域明显增大，高速气流区域也明显增加，这将进一步引导气流向沉降室运动，而最下层导流板缩口到抽气抽口之间的大部分区域气流速度没有明显增大，当气流从导流板缩口处向抽气抽口运动时，速度会大幅降低，这样较粗大的粉尘便会沉降下来，这2种情况粉尘的仿真结果对比如表2所示。

表2 2种循环率仿真结果对比
Table 2 Comparison of two pumping circulation rate simulation results

表2 2种循环率仿真结果对比
**Table 2** Comparison of two pumping circulation rate simulation results
粒径/μm	进入第1层		进入第2层		进入第3层		进入第4层		进入第5层		进入第6层		进入抽气循环
粒径/μm	无循环	循环率1/7	无循环	循环率1/7	无循环	循环率1/7	无循环	循环率1/7	无循环	循环率1/7	无循环	循环率1/7	无循环	循环率1/7
50	497	266	433	231	629	298	1 186	275	1 978	500	2 727	970	0	4 175
75	43	8	22	13	63	15	243	14	910	52	2 235	337	0	2 846
100	3	0	1	0	1	0	26	0	232	1	920	100	0	1 238
125	0	0	0	0	0	0	3	0	45	0	224	0	0	331
150	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	19	0	0	63
175	0	0	0	0	0	0	0	0	0	0	1	0	0	4

从表2可得，当循环率为1/7时，床层整体粉尘进入率为5.13%，远低于无循环时的20.73%，大大降低了床层粉尘进入率，特别是第6层床层粉尘进入率从10.21%降低到2.35%，其他床层粉尘进入率也有大幅降低。150~175 μm粗大粉尘颗粒沉降率仍高达99.67%，成功解决了粉尘进入过滤床层过多的问题。抽气循环系统对50~75 μm较细粉尘影响较大，但这种影响是有利的，因为较细粉尘不易沉降，其进入抽气循环后会被再次引入除尘器入口，这样会增加较细粉尘进入床层的概率，从而增加其在床层中团聚并在反吹清灰时最终沉降的概率。图4显示抽气量越大，第6层粉尘进入率会越低，从表2可以发现，125 μm以上较粗粉尘颗粒已经不会进入各个床层，若进一步增大循环率，则气体循环量太大，后续旋风除尘器处理的风量会大大增加，会加大旋风除尘器的投资成本，同时还会增加引风机功耗。循环率为1/7时，粉尘的沉降率几乎没有变化的同时，大大降低了床层粉尘进入率，可以认为此循环率是较为合理的。

3 结论

1）抽气循环系统不仅可以显著降低床层粉尘进入率，而且不会影响粉尘的沉降率。

2）抽气循环率是影响床层粉尘进入率的主要因素，随着循环率的增大，会进一步降低各个床层粉尘进入率，但若循环量太大，则会加大旋风除尘器的投资成本，同时还会增加引风机功耗。

3）当循环率为1/7时，床层粉尘进入率从无循环的20.73%降低到5.13%，特别是第6层床层粉尘进入率从10.21%降低到2.35%，成功解决了粉尘进入床层过多的问题。

参考文献

杨国华，周江华，舒海平，等.双层滤料颗粒床过滤除尘新方法的研究[J].动力工程,2005,25(6):891-894.
石开玉，杨国华，田素瑞，等.粉-粒双层滤料颗粒床对PM_2.5的过滤特性研究[J].中国矿业大学学报,2015,44(1):138-143.
TIAN S R, YANG G H, LI Z, et al. Cascade filtration properties of a dual-layer granular bed filter [J]. Powder Technology,2016,301:545-556. [CrossRef]
于春令，杨国华，王兴云.双层滤料颗粒床高温除尘技术及其在冶金炉窑中的应用[J]环境工程,2009,27(2):15-21.
SHI K Y, YANG G H, HUANG S, et al. Study on filtering characteristics of aerosol particulates in a powder-grain dual-layer granular bed [J]. Powder Technology,2015,272:54-63. [CrossRef]
HU F X, YANG G H, DING G Z, et al. Experimental study on catalytic cracking of model tar compounds in a dual layer granular bed filter [J]. Applied Energy,2016,170:47-57. [CrossRef]
刘栋栋，付海明，陈军，等.旋风除尘器流场及浓度场实验与模拟[J].环境工程学报,2010,4(9):2054-2064.
王鲁平. 直流式旋风除尘器的数值模拟与实验研究[D].北京：清华大学,2015.
赵海鸣，谢信，夏毅敏，等.湿式除尘风机三相除尘运行参数研究[J].中南大学学报,2017,49(6):1505-1512.
周英贵，金保昇.基于非均匀入口条件SCR系统气固相组分的分布特性优化[J].环境工程学报,2017,11(1):421-426. [CrossRef]
李辉，肖云涛，李超，等.基于FLUENT的重力除尘器内部流场数值模拟[J].煤炭技术,2015(3):217-219.
汪家琼，刘根凡，邓翔. FLUENT软件在布袋除尘器挡板和导流板设计中的应用[J]. 石油化工设备,2008,37(5):71-73.
朱红钧.FLUENT 15.0流场分析实战指南[M].北京：人民邮电出版社，2015:289-290.
张涛，李红文. 管道复杂流场气固两相流DPM仿真优化[J].天津大学学报,2015,48(1):39-47.
ALEKHIN V, BIANCO V, KHAIT A, et al. Numerical investigation of a double-circuit Ranque–Hilsch vortex tube[J]. International Journal of Thermal Sciences,2015,89:272-282. [CrossRef]
VISAGAVEL K, SRINIVASAN P S S. Analysis of single side ventilated and cross ventilated rooms by varying the width of the window opening using CFD[J]. Solar Energy,2009,83(1):2-5. [CrossRef]

[1]	杨国华，周江华，舒海平，等.双层滤料颗粒床过滤除尘新方法的研究[J].动力工程,2005,25(6):891-894
[2]	石开玉，杨国华，田素瑞，等.粉-粒双层滤料颗粒床对PM_2.5的过滤特性研究[J].中国矿业大学学报,2015,44(1):138-143
[3]	TIAN S R, YANG G H, LI Z, et al.Cascade filtration properties of a dual-layer granular bed filter [J].Powder Technology,2016,301:545-556 10.1016/j.powtec.2016.06.03
[4]	于春令，杨国华，王兴云.双层滤料颗粒床高温除尘技术及其在冶金炉窑中的应用[J]环境工程,2009,27(2):15-21
[5]	SHI K Y, YANG G H, HUANG S, et al.Study on filtering characteristics of aerosol particulates in a powder-grain dual-layer granular bed [J].Powder Technology,2015,272:54-63 10.1016/j.powtec.2014.11.034
[6]	HU F X, YANG G H, DING G Z, et al.Experimental study on catalytic cracking of model tar compounds in a dual layer granular bed filter [J].Applied Energy,2016,170:47-57 10.1016/j.apenergy.2016.02.080
[7]	刘栋栋，付海明，陈军，等.旋风除尘器流场及浓度场实验与模拟[J].环境工程学报,2010,4(9):2054-2064
[8]	王鲁平. 直流式旋风除尘器的数值模拟与实验研究[D].北京：清华大学,2015
[9]	赵海鸣，谢信，夏毅敏，等.湿式除尘风机三相除尘运行参数研究[J].中南大学学报,2017,49(6):1505-1512
[10]	周英贵，金保昇.基于非均匀入口条件SCR系统气固相组分的分布特性优化[J].环境工程学报,2017,11(1):421-426 10.12030/j.cjee.201508193
[11]	李辉，肖云涛，李超，等.基于FLUENT的重力除尘器内部流场数值模拟[J].煤炭技术,2015(3):217-219
[12]	汪家琼，刘根凡，邓翔.FLUENT软件在布袋除尘器挡板和导流板设计中的应用[J]. 石油化工设备,2008,37(5):71-73
[13]	朱红钧.FLUENT 15.0流场分析实战指南[M].北京：人民邮电出版社，2015:289-290
[14]	张涛，李红文. 管道复杂流场气固两相流DPM仿真优化[J].天津大学学报,2015,48(1):39-47
[15]	ALEKHIN V, BIANCO V, KHAIT A, et al.Numerical investigation of a double-circuit Ranque–Hilsch vortex tube[J].International Journal of Thermal Sciences,2015,89:272-282 10.1016/j.ijthermalsci.2014.11.012
[16]	VISAGAVEL K, SRINIVASAN P S S.Analysis of single side ventilated and cross ventilated rooms by varying the width of the window opening using CFD[J].Solar Energy,2009,83(1):2-5 10.1016/j.solener.2008.06.004

点击查看大图

计量

文章访问数: 3463
HTML全文浏览数: 3070
PDF下载数: 402
施引文献: 0

全文HTML

图1 双层滤料颗粒床除尘器
Fig. 1 Dual layered granule filters