旋风式浸入管内的气体颗粒流动与气动提取
摘要：本文介绍了配有底部抽气的旋风式浸入管内部的详细流动分析。到目前为止，很少实验完成了与这些装置相关的工作，特别是用于热气体清洁应用，例如加压流化床燃烧（PFBC）。在PFBC旋风分离器的五分之一冷流模型中进行不同入口固体负载和气体提取流速的测试。旋风分离器的速度和压力已测量。实验测量结果显示旋流流入浸入管内，比传统旋风设计的文献预测更深。这种效应是由这种旋风分离器的高入口速度和浸入管底部的气体吸入引起的。浸入管压力系数显示为入口固体载荷和切向轴向速度之比的函数。虽然对于标准旋风设计，有人声称在涡流端下方存在可以发生固体再循环和再夹带的停滞区域，但已经通过实验证实，即使在底部提取的气体的百分比很小，在浸入管底部也会引起显着的切向速度分量。该速度确保固体输送到提取装置。随着固体载荷增加，能从壁压测量值检测到涡流端的向上运动。固体载荷导致涡流能量的显着减弱，并因此导致浸入管切向速度的降低。提出了一种测量浸入管中涡流穿透的新方法。
关键词：浸入管;旋风分离器;气固流动;旋流;热线风速仪;增压流化床燃烧
- 引言
热气清洁在煤的发电先进技术的发展中起着关键作用，例如加压流化床燃烧（PFBC）和煤气化，以及烃（FCC）的流化催化裂化。旋风分离器简单，维护成本低，效率相对较高，主要缺点是颗粒收集效率低于5 Am。PFBC旋风分离器是一种新计，其公开文献中几乎没有报道其性能。设计并建造了按比例缩小的冷流模型，旨在研究在受控条件下此类设备的性能。该分析旨在阐明几个与浸入管内部流动有关的问题及其对旋风器效率和固体排出稳定性的影响。之前已经解决了该模型的缩放标准和流动相似性[1]。相关的几何和标称操作数据列于表1中。旋风分离器标准设计中常用的固体萃取箱由浸入管代替，其形状与流化催化裂化装置中的相似。来自浸入管的收集固体与一定量的输送气体（通常为总入口流量的1-2％）通过抽吸被抽空喷嘴，通过气动输送提取到筒仓。与其他设备（例如一系列紧密的闭锁器）相比，这种特殊设计提高了分离效率，并且可以可靠地处理和冷却灰尘颗粒。对于这种特殊的旋风设计，涡流延伸到浸入管，因此涡流长度的变化可能会影响分离效率和固体疏散稳定性。由于其恶劣的工作条件，并非每个稳定涡流装置都可以安装在PFBC浸入管中。然后需要详细的实验研究来表征浸入水流。在与立管和降液管中固体垂直输送相关的研究中，声称可以通过分析轴向压力曲线来检测气固流动模式的变化[2]。因此，为了收集更详细的信息，需要沿着冷模型旋风器浸入管测量壁压差和速度分布。在本文中，详细描述了PFBC旋风浸入管中产生的流动及其行为特征。
2.背景
2.1 旋风流场
自从1930年至1950年[3,4]开发的第一个实验旋风研究以来，旋风中气固流动模式的复杂性已成为许多实验和理论工作的问题。目前，通过LDA和热线风速测量法进行更精确的测量。计算流体动力学（CFD）代码可用于模拟旋风气体-颗粒流。然而，旋风分离器中气固流动的数值模拟必须通过实验数据进一步验证。需要调整湍流闭合模型，以处理高度旋转的湍流，并在动量方程之间建立强大的耦合[12]。此外，迄今为止，对于高负荷的气固旋流，例如在FCC，CFB和PFBC旋风分离器中产生的旋流，数值代码尚未得到令人满意的模拟。旋风分离器中的平均流量分布是兰金涡流，一种组合的自由强制涡流。通常假设径向切向分布遵循以下形式的定律：
其中c是一个常数。对于工业旋风,指数n的范围为在0.4lt;nlt;0.8。对于在高温下工作的旋风,气体粘度对涡旋强度的影响在指数n中被计算出来,经验上近似为旋流器温度t和直径dc的函数。
切向速度剖面在0.4-0.6re处显示拐点。在轴附近,流接近强制涡旋(n=-1)。轴向速度剖面作为气旋流动的一个特点,表现在外壁向下流动,在涡旋核心向上流动。与其他组分相比,径向速度波面分布较小,几乎是向内不变的,而在涡旋核心则向外分布。
2.2 反向区域的长度
众所周知，在逆流旋流器中，外部涡流减弱并且在与涡流探测器相距一定轴向距离处改变其方向。这个轴向大小被称为旋风分离器的“自然长度”或“涡旋长度”，轴向位置被称为“旋涡结束”。假设在此点之下，气流完全泄漏到内涡流中。该长度由旋风器中的径向压力分布确定，该旋转由切向入口施加的强旋流和清洁气体出口（涡流探测器）的位置引起。由于已知涡流下方的空间较小有效的颗粒分离和运输到集合设备、旋风设计、自然长度等于或大于旋风的物理长度[14,15]。然而，尽管工业单位的经验表明这种垂直距离对收集效率过程具有相关性的影响，自亚历山大的实证方法以来，几乎没有做过实验工作[3]。作者得到了一个与之相关的表达通过测试，入口和出口区域的自然长度使用直径为30.2mm至1200mm的玻璃旋风器进行：
但是作者认为，确定这一参数很难，因为涡旋端不稳定。它经常在气旋一定的轴向位置波动。由于高度湍流的流场，位置没有明确定义，并且开发了复杂的流动模式在这个区域。由于颗粒所需的高速度分离，这个过渡区经常在工业中找到旋风。为了防止高度湍流的涡旋被引入集尘箱，各种涡流稳定装置通常安装在环境条件下工作的工业旋风中心的锥底。最近的实验室研究表明，当在旋风分离器底部连接一个延长的管段和一个箱子时，涡流端通常位于管段，而不是旋风体锥[16]。对于具有烟雾的测试，在透明管中目视观察到环。其轴向位置被视为涡旋结束的量度。对于具有固体的测试，通过壁固体沉积物的突然增加来视觉检测涡流末端位置。该研究的结论是，与Eq. （3）相反，涡流端不仅与入口和涡流探测器的几何形状有关，而且与入口气体速度和固体载荷有关。对于这种特殊的旋风设计，需要进行详细的实验工作以表征浸入流。
3.实验装置
在环境温度和2.2巴（表压）压力下的空气是从压缩机供应给实验台。该颗粒材料，一个全规模的工厂收集的煤灰，是通过压力紧凑的变速旋转进料器和文丘里喷嘴的主空气管线注入（图1）。然后两相流通过两级旋风系统。其中主要旋风是研究目标（图2），配备甲基丙烯酸料腿允许流动可视化和吸嘴复制全面的设备。虽然与真实系统几何相似，但二级旋风仅用于过滤。下游主线和吸嘴有两个织物过滤器，用于总收集固体。
两个可变截面流量计和两个阀门位于下游织物过滤器允许测量，控制和分配空气流量，精度大于2％.在指定的空气流速下。旋风分离器入口处的压力表也用0-3巴（g）范围内的压力传感器测量。另外，三个热电偶和两个绝对的热电偶压力传感器（范围1-4巴）安装在旋风分离器入口和下游两个过滤器以便纠正空气密度和粘度变化的流量测量。压力测量的估计不确定性较小,超过0.2％的跨度。在测试之前，固体旋转进料器是用来校准，以提供稳定的10-200千克/小时的固体流速。在结束时测量固体流速通过在织物箱内加重收集的固体进行测试过滤器和二级旋风器。不确定性到旋风分离器的流速估计低于0.2％。这个值包括材料损耗，重量装置的精度以及短暂的启动和关闭瞬变[17]。
流体速度和压降都已用于定义浸入管流动模式。 2D恒温已经使用了具有圆柱形热膜传感器的风速计测量浸入管内的流体速度。探头（TSI 1240型标准横流）测量由平面形成的两个速度分量（轴向和切向）两个传感器。径向速度分量已经与速度模型相比，可以忽略不计。
已经安排了五个测量横截面穿过浸入管长度（标记为A -F的点，如图所示.图3）。
通过螺钉和探针引入探针一个滚珠轴承成甲基丙烯酸酯母螺纹胶粘到浸入管（图4）。
滚珠轴承允许定位传感器一旦被螺旋机构径向移位。一个径向取得最少25个速度测量值，从墙壁到浸入管中心，从1.5毫米开始从墙上。为确保数据的可重复性，共计在每个径向测量点记录数据读数为60个。
旋风分离器和不同轴向点的压差通过差分测量了浸入管的数量压力传感器，范围从0到 62 mbar（旋风）和-62到 62，-37到 37和- 5至 5毫巴。估计的不确定性小于跨度的0.2％。
该压力吸管位于墙壁上。轴向压力浸入管中的tap位置也在图3中详细说明（标有点P0到P4）。减少了设备的尺寸使用吹扫空气，使压力水龙头，制成甲基丙烯酸酯，向下倾斜，并目视观察为了丢弃由于积累而导致的错误数据。在此期间没有报道此类事件实验。
为了表征浸入流，已经进行了几次实验（表2）。
无尘空气用于第一个测试组（“a”测试）。不同的入口旋风速度和底部抽出流量已经过测试，以阐明这些效果浸入管流动模式的参数。另一个测试组已经进行了（“b”测试），在不同的入口旋风固体装载和抽气流量。高入口颗粒浓度（设计固体载荷为290 g / m3） 没有允许用固体测量浸入管速度分布。表2总结了测试（a）和（b）的主要参数值。
4.结果与讨论
透视模型浸入管中的粒子流的视觉观察和测量的速度分布以及轴向压力下降允许详细描述浸入管内的流动。
4.1 用于清洁空气测试的旋风浸入管的速度曲线
表2中显示了使用清洁空气的测试的操作参数。第一行为在14m / s的固定旋风器入口速度下进行的测试，浸入式气体提取百分比在0.3-2％的范围内变化。第二个测试组的平均空气提取百分比为1.2％，入口速度在9-14m / s范围内变化。
图5显示了在13.5m/s旋风器入口速度下切向和轴向速度的浸入管径向剖面的典型测量值。测量的气体提取百分比为0.3％。在较高的提取百分比下，曲线表现出类似的趋势，但核心区域的高速湍流使得稳定的测量在实践中非常困难。由于在吸嘴附近预期有一些流动不对称，因此在相同的轴向横截面处，点F位于距吸嘴90j处。为了检查流动对称性，从壁到距离浸入管中心一定距离每1.5mm测量切向和轴向速度。在F点的速度测量中没有发现与对称性的实质偏差。具有中心涡流探测器的旋风几何结构产生近似轴对称的流动[3]，并且与总入口气体流速相比，气体提取百分比非常小（所有测试均低于2％），不会导致流动不对称。因此，流动被认为是轴对称的[18]。
研究中使用的速度探头类型没有允许测量轴向速度的方向。然而，可以估计分离半径通过以下方式在向上和向下流动区域之间进行扫描在每个测量的轴向横截面上应用质量平衡，如图6所示。因此，它们之间存在差异，向下和向上的质量流量是净质量在吸嘴处抽空的流量，m.gl：
其中CS代表浸入管横截面。离散每个速度测量的区域元素，质量流量可以近似为
由于净气流通过吸嘴在实验台上直接测量，分离轴向横截面的半径rsep可以从中得出。
（5）通过迭代程序得到的结果如表3所示。根据分离获得半径并考虑了在浸入管中心的tangen流动的对称性，实验点为调整到图7所示的多项式曲线。检查图7中的速度曲线揭示了两个主要流动区域：主要切向的外部环形区域速度分量，以及轴向的内部区域贡献也是相关的。
根据测量，浸入管速度模式与通常发现的类似内部标准旋风[3 -6,8,12]。在浸入管上部的外部主要平均速度分量是a流动模式的特征。因此，如果旋风涡流被延伸到浸入管，切向测量速度应与相关的公布数据一致。在旋风工作条件，指数n可由方程式估算。（2），导致n = 0.52。以产品为主入口速度加旋风半径作为等式的常数C.（1），预测的平均切向速度为21.7 m / s在浸入管半径获得。该值在定性上同意用在外部测量的平均切向速度在点A涡旋（z / Dll = 1.95，w = gt = 20m / s）。
在B中找到与A点相同的趋势（z / Dl = 7.06）和C（z / Dl = 10.91）速度剖面，尽管如图所示
在图7和8中，观察到切向的急剧过渡点C和D之间的速度（z / D1 = 17.7）。两个观察点证实了达到涡流末端的在这些测量点之间。一方面，减少C点和D点之间的切向速度（图8）表示涡流端位于此处区域。另一方面，有一个强劲的下降，第二和第三压降之间的压降测量，将在下一个深入解释部分。涡流端轴向位置与Alex-ander [3]预测的比较显示涡旋穿透力更大。
这个旋风几何根据亚历山大的[3]方程（方程（3）），PFBC旋风的自然长度为l / Dc =1.56，它将涡旋端定位在锥形区域旋风里面。在目前的实验中，极低悬浮在涡流中的非常细小颗粒的浓度已检测到结束，导致类似于实验的环观察[16]。环位于C点正下方。这个位置大约导致l / Dc = 7.27，大于亚历山大的[3]预测。在浸入管底部，外部流仍然具有显着性切向速度分量，检查点E（z / D1 = 21.89）和F的速度分布（z / D1 = 22）。主要向上指向轴向的中心区域在这些测量点也可以获得流量。虽然比切向速度小，轴向上E点的速度区域可能表示低于涡流端产生中央抽吸区。因此，空气质量平衡揭示了径向速度该区域的成分更大[19]
4.2用于清洁空气测试的浸入管压力测量
如前所述，研究衰变的浸入管轴向壁压可以用来阐明相关的影响流量的参数。由于各种差异，墙沿着浸入管进行了压力测量清晰度P0点的压力已被视为参考（P0 = 0），压力相对于P0减小。在图9中已经考虑过了。如图所示前两个压力（相对于P0）稳定下降，主要是由于旋流的消散与墙壁摩擦。这个事实更加证实了在浸入管上部测量的切向速度。然而，趋势突然变化并且强烈下降在第二和第三压差之间发现测量结果如|p3-p2|lt;lt;|p2-p1|，减少的原因是涡旋端下方的切向速度低，因为那里有很低的漩涡，导致浸入管下部的径向压力几乎不变。
因此，可以得出结论，涡旋端位置也可以从检测浸入管压力曲线检测到。
为了研究气体提取百分比在压力分布中的影响，在垂直距离zi / D1处的无量纲压力系数fli定义如下：
其中轴向气体速度wgz简单地表示为a通过浸入管的净气体流量的函数：
流程最相关的特征可以通过检查这些压力系数推断出用于清洁空气测试的倾斜腿压力下降主要是由于由高切向速度引起的气壁摩擦损失漩涡。因此，测量的浸入管差异压
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