彭 慧 池 輝 徐 聰 尹招琴,2) 包福兵 凃程旭

* (中國計(jì)量大學(xué)計(jì)量測試工程學(xué)院,杭州 310018)

? (福建省計(jì)量科學(xué)研究院,福州 350003)

引言

氣溶膠指懸浮在氣體介質(zhì)中的固態(tài)或液態(tài)顆粒所組成的氣態(tài)分散系統(tǒng),與現(xiàn)代工業(yè)發(fā)展[1-2]、人類衛(wèi)生保健[3-4]、全球氣候變化[5-6]等重大問題有密切關(guān)系.例如粒徑為0.02～0.3 μm 的微生物氣溶膠具有快速傳播疾病的潛在危害[7].微顆粒的性質(zhì)幾乎與粒徑緊密相關(guān),粒徑在100 nm 以下的顆粒極易被人體呼吸系統(tǒng)吸入并沉積在肺泡上[8];2～10 μm 的間隔物微球用于控制液晶屏的厚度和均勻性[9];噴涂技術(shù)中大的粉末顆粒撞擊到鍍件表面形成的涂膜可能會(huì)產(chǎn)生桔皮效應(yīng)[10]等.

為對(duì)細(xì)顆粒生產(chǎn)過程進(jìn)行有效控制,需獲取顆粒粒徑分布信息.慣性分級(jí)[11]、湍流沉降[12]、離心沉降[13]和熱泳沉降[14]等都是粒子收集技術(shù),這些技術(shù)為隨后的粒子分析或分類做準(zhǔn)備[15].其中,慣性分級(jí)因其在收集效率方面的性能較好,是顆粒分離常用的方法.粒子采樣中常用的慣性分級(jí)器包括體撞擊器、常規(guī)撞擊器、虛擬撞擊器和旋風(fēng)分離器[16-17].其中常規(guī)撞擊器是應(yīng)用最廣泛的分級(jí)器,如電子低壓沖擊儀 (electrical low pressure impactor,ELPI)[18-19]中的級(jí)聯(lián)撞擊器主要由幾個(gè)連續(xù)的常規(guī)撞擊器串聯(lián)組成,每個(gè)撞擊器又由沖擊噴嘴和收集平板組成,噴嘴噴射帶有粒子的氣體沖擊到平板上,利用粒子的慣性將其分離.

撞擊器由于易于維護(hù)、成本低、操作簡單以及在極端工作條件下的可靠性,廣泛用于汽車尾氣排放[20]、藥物吸入[21]和大氣氣溶膠等領(lǐng)域粒徑測量.文獻(xiàn)中報(bào)道了許多關(guān)于撞擊器的研究,以詳細(xì)說明其性能特征.撞擊器是由一個(gè)或多個(gè)空氣射流組成的裝置,分為單孔射流和多孔射流,而多孔射流又是由多個(gè)單孔組成.很多文章研究了顆粒在流場中的運(yùn)動(dòng)對(duì)撞擊器測量的影響.Estíbaliz 等[22-23]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值方法研究了噴嘴間距和雷諾數(shù)對(duì)多噴嘴慣性撞擊器中初級(jí)和次級(jí)沉積物形成的影響,結(jié)果表明,為了避免由射流及其相互作用產(chǎn)生的次級(jí)沉積物的形成,噴嘴間距必須大于4W(W是噴嘴直徑) 和/或沖擊器應(yīng)該在低Re(Re≤465)下工作.Kim 等[24]通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究了橢圓凹槽沖擊板的長軸長度與短軸長度的比值對(duì)狹縫噴嘴慣性撞擊器收集效率的影響,得到橢圓凹槽沖擊板不僅可以減小顆粒彈跳,而且可以減小截止尺寸.Kala 等[25]在不同粒徑和S/W下做了一系列顆粒撞擊實(shí)驗(yàn),得出如果噴嘴到?jīng)_擊板的距離S與噴嘴直徑W的比值非常小,即S/W～O(0.01),通常呈圓盤狀的顆粒沉積模式變?yōu)榄h(huán)形,環(huán)徑D隨著粒徑dp的增大而減小,隨著S/W的增大而增大.Huang 等[26]通過數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究了重力對(duì)慣性撞擊器中粒子收集效率的影響,表明當(dāng)雷諾數(shù)低于1500 時(shí),重力會(huì)提高粒子收集效率.Faraji 等[27]采用數(shù)值方法模擬了不同密度的顆粒對(duì)收集效率的影響,得出對(duì)于高噴嘴雷諾數(shù),由于超斯托克斯效應(yīng),效率曲線隨著顆粒密度的增加向左移動(dòng).Mottaghi 等[28]通過非球形大氣顆粒在多噴嘴慣性撞擊器上的沉積分布,得到對(duì)于相同粒徑,較大球形度的顆粒主要位于噴嘴下方,通過降低顆粒的形狀因子,它們會(huì)從噴嘴下方位置擴(kuò)散到整個(gè)沖擊板區(qū)域.且球形度較高的顆粒比球形度低的顆粒更容易收集.Lee 等[29]實(shí)驗(yàn)研究了沖擊板溫度變化(?2 °C～125 °C) 對(duì)撞擊器性能的影響,結(jié)果表明冷卻沖擊板提高了撞擊器的性能,收集效率曲線變得更陡峭,而加熱沖擊板會(huì)使收集效率曲線不穩(wěn)定,證明溫度對(duì)撞擊器測量有影響.最近國內(nèi)外學(xué)者開始關(guān)注溫度對(duì)顆粒收集的影響.Wang 等[30]利用COMSOL設(shè)計(jì)一種截止直徑為2.5 μm 的新型超低溫虛擬撞擊器,基于溫度與動(dòng)態(tài)黏度的關(guān)系,對(duì)虛擬撞擊器溫度與性能的關(guān)系進(jìn)行了理論分析和數(shù)值模擬,結(jié)果顯示與傳統(tǒng)的虛擬撞擊器相比,新的超低溫方法使PM2.5 截止直徑降低了19%,略好于通入鞘氣的效果.同時(shí),低溫削弱了顆粒的布朗運(yùn)動(dòng),從而減少了壁面損失,且可以解決壓降大的問題.

綜上所述,目前對(duì)慣性撞擊器的研究主要集中在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、流動(dòng)狀態(tài)和顆粒尺寸等參數(shù),溫度對(duì)撞擊器測量的影響還不明確.撞擊器在實(shí)際運(yùn)行過程中,經(jīng)歷復(fù)雜多變的環(huán)境.當(dāng)用于測量不同氣象條件下氣溶膠粒徑分布[31];評(píng)估鐵合金生產(chǎn)現(xiàn)場周圍的室內(nèi)空氣質(zhì)量[32];檢測火災(zāi)產(chǎn)生的煙霧濃度時(shí),此時(shí)氣溶膠溫度與大氣環(huán)境溫度相同.當(dāng)用于測試柴油機(jī)排氣管內(nèi)顆粒物排放特性[33];測量餐飲業(yè)排放的油煙顆粒粒徑[34];研究煙草燃燒產(chǎn)生的可吸入顆粒物粒徑范圍[35]時(shí),此時(shí)氣溶膠溫度與環(huán)境溫度不同.因此,本文采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué) (computational fluid dynamics,CFD) 技術(shù),研究不同氣溶膠溫度以及與撞擊器壁面存在溫差兩種情況下的流場特性、顆粒在沖擊射流流場內(nèi)的運(yùn)動(dòng)軌跡、沉積分布及其對(duì)撞擊器收集效率的影響.

1 數(shù)值方法

本文基于拉格朗日多相 (Lagrangian multiphase,LMP) 模型對(duì)微米顆粒在沖擊流場中的運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬,采用有限體積法 (finite volume method,FVM)[36]對(duì)控制方程進(jìn)行計(jì)算求解.為了簡化分析,做以下假設(shè): (1)撞擊器壁面溫度恒定,忽略壁面厚度;(2)顆粒均為密度為1000 kg/m3的光滑小球,顆粒?壁面間為完全彈性碰撞;(3)顆粒相體積分?jǐn)?shù)小于10%,忽略顆粒?顆粒間相互作用;(4)流體相和顆粒相是雙向耦合,考慮顆粒與流體之間相互作用.

1.1 氣相控制方程

該模型中的連續(xù)相采用歐拉方法描述,氣體在撞擊器內(nèi)為層流流動(dòng)狀態(tài),采用有限體積法求解Navier-Stokes 方程,壓力?速度耦合選擇SIMPLE 算法,空間離散選擇二階迎風(fēng) (second-order upwind,SOU) 格式,時(shí)間離散選擇一階時(shí)間格式,氣體的控制方程描述如下.

質(zhì)量守恒方程為

式中ρ為氣體密度;u為速度矢量.

動(dòng)量守恒方程為

式中p為壓力;σ為應(yīng)力張量;μ為氣體動(dòng)力黏度;f為作用于連續(xù)體單位體積的體積力;SV是拉格朗日源項(xiàng),表示顆粒到連續(xù)相的動(dòng)量傳遞速率.

能量守恒方程為

式中E為單位質(zhì)量的總能量;q為熱通量;SE為單位體積的能量源,表示顆粒到連續(xù)相的能量傳遞速率.

當(dāng)溫度在180～2000 K 范圍時(shí),氣體動(dòng)力黏度μ可用Sutherland 方程計(jì)算[37].三系數(shù)的Sutherland定律為

式中T為流體的絕對(duì)溫度;μ0=1.716×10?5Pa?s 為參考黏度;T0=293 K 為參考溫度;S=110.4 K 為Sutherland 常數(shù).

理想可壓縮氣體狀態(tài)方程為

式中R=287 J/(kg?K)為空氣的氣體常數(shù).

1.2 顆粒運(yùn)動(dòng)方程

采用拉格朗日方法跟蹤顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡,顆粒為球形顆粒,不考慮顆粒旋轉(zhuǎn).顆粒在流場中的運(yùn)動(dòng)由其綜合受力情況確定,顆粒受到的作用力大體可以分成兩類,一類為諸如重力、電場力和磁場力等外部作用力,另一類則為連續(xù)介質(zhì)施加給顆粒的相間作用力[38].顆粒相在撞擊器內(nèi)部的運(yùn)動(dòng)軌跡由其綜合受力情況確定,盡管作用在顆粒上的力較多,但由于研究的顆粒大小處于μm 量級(jí),這會(huì)使作用在顆粒上的力包括布朗力[39-40]等可以忽略.本文考慮重力、曳力和熱泳力,其中熱泳力只作用于有溫差的情況,即考慮換熱.顆粒運(yùn)動(dòng)的控制方程由牛頓第二運(yùn)動(dòng)定律得到

式中up為顆粒運(yùn)動(dòng)速度;FG為重力;FD為曳力;FT為熱泳力.

顆粒的重力為

式中ρp為顆粒的密度.

顆粒表面所受的曳力為

式中CD為曳力系數(shù);dp為顆粒直徑.

采用適用于球形固體顆粒的Schiller-Naumann相關(guān)性[41]來定義曳力系數(shù)為

對(duì)于懸浮在具有溫度梯度的氣體流場中的顆粒,受到一個(gè)與溫度梯度相反的熱泳力[42]為

2 計(jì)算參數(shù)設(shè)置

2.1 幾何模型

使用商業(yè)軟件Simcenter STAR-CCM+構(gòu)建了級(jí)聯(lián)撞擊器不同切割粒徑的兩級(jí),由于顆粒小,溫度影響不明顯,且為使所研究的問題更具有代表性,略過了第2 和第3 級(jí),選擇了收集大顆粒的第1 級(jí)和收集小顆粒的第4 級(jí).其中第1 級(jí)最為關(guān)鍵,控制撞擊器進(jìn)口流量和過濾大顆粒;撞擊器第4 級(jí)具有最小雷諾數(shù)且是細(xì)顆粒物的分離點(diǎn),第4 級(jí)以上的撞擊器用于收集PM2.5.采用CFD 方法研究了氣溶膠溫度對(duì)撞擊器性能的影響.以Marjam?ki 等[19]實(shí)驗(yàn)撞擊器形狀作為參考,建立了單個(gè)圓形噴嘴撞擊器的三維模型,并將其劃分為4 個(gè)部分: 入口段、加速段、分流域及出口段,撞擊器各區(qū)域劃分情況如圖1所示.坐標(biāo)系的原點(diǎn)設(shè)置在沖擊板中心,撞擊器的中心軸線定義為向上的Y軸.所涉及的撞擊器幾何尺寸如表1 所示.

表1 撞擊器特征尺寸和操作條件Table 1 The characteristic size and operating conditions of the impactor

圖1 撞擊器幾何形狀Fig.1 Impactor geometry

2.2 邊界條件設(shè)置

氣溶膠以一定的速度進(jìn)入撞擊器,出口設(shè)置為壓力出口,壁面設(shè)置為無滑移壁面邊界條件,其中沖擊板設(shè)為黏附模式,即顆粒一經(jīng)接觸平板便被捕獲.壁面采用第一類溫度邊界條件.顆粒在入口面均勻噴射,顆粒初始速度與氣體速度相同.對(duì)于粒徑范圍為1～4 μm 的第4 級(jí)撞擊器,單個(gè)粒徑顆粒數(shù)為2870 個(gè);對(duì)于粒徑范圍為4～15 μm 的第1 級(jí)撞擊器,單個(gè)粒徑顆粒數(shù)為3899 個(gè),顆粒數(shù)量足夠多以確保計(jì)算結(jié)果具有統(tǒng)計(jì)學(xué)獨(dú)立性,停止時(shí)間取決于顆粒個(gè)數(shù)和氣體流速.CFD 模擬中考慮的時(shí)間步長足夠小以滿足計(jì)算穩(wěn)定性要求,第4 級(jí)撞擊器,時(shí)間步長設(shè)為1.0×10?5s,第1 級(jí)撞擊器,時(shí)間步長設(shè)為1.0×10?4s.

2.3 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

采用多面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格分辨率是影響數(shù)值模擬精度的最重要因素之一.使用100 000，350 000，500 000 和750 000 個(gè)網(wǎng)格單元對(duì)第4 級(jí)撞擊器進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證,使用400 000，550 000，750 000 和900 000 個(gè)網(wǎng)格單元對(duì)第1 級(jí)撞擊器進(jìn)行了網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證,以獲得準(zhǔn)確的數(shù)值結(jié)果.撞擊器最重要的特性是收集效率曲線,圖2 給出撞擊器第4 級(jí)和第1 級(jí)在不同網(wǎng)格數(shù)下的顆粒收集效率對(duì)比.撞擊器對(duì)某一粒徑氣溶膠顆粒的收集效率η定義為通過噴嘴并被收集在平板上的粒子數(shù)Ndeposit與進(jìn)入該級(jí)的總粒子數(shù)Nrelease之比,方程如下所示

描述收集效率曲線的參數(shù)為切割粒徑d50,d50指的是使撞擊器收集效率達(dá)到50%時(shí)對(duì)應(yīng)的顆粒粒徑dp.由圖可知,隨著網(wǎng)格數(shù)量的增多,顆粒收集效率不隨網(wǎng)格數(shù)量的變化而變化,且后兩種網(wǎng)格數(shù)量的顆粒收集效率之間誤差更小,所以在保證結(jié)果正確的同時(shí),為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間,撞擊器第4 級(jí)使用500 000 個(gè)網(wǎng)格和第1 級(jí)使用750 000 個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行模擬.網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置如表2 所示.

表2 網(wǎng)格參數(shù)設(shè)置Table 2 Grid parameter settings

3 結(jié)果與分析

3.1 模擬結(jié)果驗(yàn)證

為了確保計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性,本節(jié)對(duì)撞擊器第4 級(jí)和第1 級(jí)的模擬結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證.圖3 為撞擊器顆粒收集效率的CFD 結(jié)果與Marjam?ki 等[19]實(shí)驗(yàn)結(jié)果和Park 等[43]數(shù)值結(jié)果的比較,可見,論文采用的方法能合理預(yù)測顆粒收集效率.

圖3 顆粒收集效率CFD 結(jié)果與文獻(xiàn)結(jié)果的比較Fig.3 Comparison of CFD results of particle collection efficiency with literature results

3.2 流場特性

流場是內(nèi)部顆粒與氣體兩相分離的先決條件,要得到顆粒的沉積特性,研究撞擊器的流場分布是非常有必要的.當(dāng)Re＜ 2320 時(shí),單孔射流在流動(dòng)時(shí)能形成穩(wěn)定的流場分布.圖4 為撞擊器在非絕熱條件下溫度場的分布情況.由圖可知,在氣溶膠溫度Ta與環(huán)境溫度Tw不同時(shí),內(nèi)部空氣與壁面之間存在熱傳遞過程,從而內(nèi)部流場存在溫度梯度變化,而在氣溶膠溫度和環(huán)境溫度相同時(shí),內(nèi)部空氣與壁面之間沒有熱傳遞的過程.

圖4 撞擊器在非絕熱條件下的溫度場分布Fig.4 Temperature field distribution of impactor under non-adiabatic condition

氣流速度通過曳力改變顆粒運(yùn)動(dòng)慣性直接影響撞擊器的分離效率.圖5 給出了撞擊器在不同氣溶膠溫度下中心軸線的速度分布.由圖可知,當(dāng)氣溶膠以2 m/s 的速度進(jìn)入撞擊器時(shí),不同溫度下的氣體在撞擊器分流域速度分布不同.射流從噴嘴離開,速度呈鐘罩狀分布,射流沿軸向流動(dòng)過程中,周邊流體被不斷卷吸進(jìn)來,射流會(huì)不斷擴(kuò)散開來,射流軸向速度急劇減少,直至空氣沖擊平板,迅速轉(zhuǎn)為徑向,產(chǎn)生了很大的壓力梯度,在壓力梯度的驅(qū)使下,流體沿壁面向四周流開,且徑向速度不斷地衰減.圖5(a)表明在絕熱條件下,隨著氣體溫度升高,撞擊器沖擊板上部氣流速度增大.圖5(b)顯示在環(huán)境溫度為293 K時(shí),氣體溫度升高,流場溫度分布不同 (圖4 所示),受內(nèi)部換熱過程影響撞擊器軸線流速發(fā)生變化,氣流溫度越高,沖擊板上部氣流速度越低.

圖5 撞擊器在氣溶膠溫度改變和測量過程存在溫差時(shí)中心軸線的速度分布Fig.5 The velocity distribution of the central axis of the impactor when the aerosol temperature changes and the measurement process has a temperature difference

3.3 顆粒運(yùn)動(dòng)特性

顆粒在撞擊器中的運(yùn)動(dòng)狀態(tài)、軌跡和沉積分布受到流場的影響.為了研究溫度場對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)的影響,以第4 級(jí)撞擊器為例,分別討論絕熱和非絕熱條件下,流場對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)特性的影響,計(jì)算了不同大小的顆粒在氣溶膠溫度變化條件下的沉積特性.

3.3.1 絕熱條件下顆粒運(yùn)動(dòng)分析

圖6 顯示了在入口速度為2 m/s 時(shí),粒徑分別為2.3 μm 和3.4 μm 相同數(shù)量的顆粒在不同氣溶膠溫度下的沉積分布和沉積率情況.由圖可知,對(duì)于同一粒徑,隨著溫度的升高,顆粒沉積位置逐漸由平板中心向邊緣附近發(fā)散,顆粒收集數(shù)量逐漸減少.對(duì)于不同粒徑顆粒呈現(xiàn)不同的運(yùn)動(dòng)情況.大顆粒容易沉積在正對(duì)噴嘴下方的沖擊板處,而小顆粒容易沉積在沖擊板的邊緣,因?yàn)樾☆w粒由于自身慣性小而容易受到流場的影響,而大顆粒由于慣性大受流場的影響相對(duì)小一些.在相同氣溶膠溫度下,3.4 μm 的大顆粒比2.3 μm 的小顆粒在沖擊板上沉積的數(shù)量更多.

圖6 不同氣溶膠溫度下,2.3 μm 和3.4 μm 顆粒在平板上的沉積分布Fig.6 Deposition distribution of 2.3 μm and 3.4 μm particles on impact plate at different aerosol temperatures

下面進(jìn)一步研究作用在顆粒上的力,揭示不同氣溶膠溫度下撞擊器內(nèi)顆粒的分散和沉積機(jī)理.在絕熱情況下,顆粒不受熱泳力,主要作用力有曳力和重力.圖7 為氣溶膠溫度分別為233 K 和333 K 時(shí),在撞擊器入口距離中心0.2 mm 處噴射3.4 μm 和2.3 μm 顆粒所受的曳力大小.相比于顆粒所受的曳力,3.4 μm 的顆粒重力為2.02×10?13N,2.3 μm 的顆粒重力為6.25×10?15N,可見重力可忽略.由圖7 可得,在入口速度為2 m/s 的情況下,顆粒在333 K 下比233 K 下所受阻力大,即溫度越高,流場速度越大,顆粒跟隨流線運(yùn)動(dòng),顆粒在流場中的速度也越大,越容易隨氣流流出沖擊板,從而顆粒沉積位置越發(fā)散,可見這是顆粒在溫度333 K 時(shí)比233 K 下分散性好(圖6 所示) 的原因.通過力的分析可以表明,在壁面絕熱情況下,曳力主導(dǎo)顆粒的運(yùn)動(dòng).

圖7 氣溶膠溫度為233 K 和333 K 時(shí),在x=0.2 mm 處噴射的顆粒所受曳力大小Fig.7 The drag force on the particles sprayed at x=0.2 mm at the aerosol temperature of 233 K and 333 K

不同粒徑的顆粒進(jìn)入沖擊器后,因顆粒受力情況不同,產(chǎn)生分離特性和運(yùn)動(dòng)軌跡的差別,從而表現(xiàn)出不同的沉積分布.以位置M(即撞擊器入口表面距離中心0.2 mm) 流入撞擊器內(nèi)部顆粒為例,圖8 顯示了不同氣溶膠溫度下,M點(diǎn)氣流流線和顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡以及流場速度和顆粒速度對(duì)比.由圖8(a)可見,溫度越高,流線離沖擊板越遠(yuǎn),顆粒越容易隨氣流流出沖擊器.氣流溫度在233 K 相對(duì)于333 K,流線更貼近沖擊板,因而顆粒更容易跟隨流線撞向沖擊板.

圖8 不同氣溶膠溫度下,在入口距離中心0.2 mm 處流線和2.3 μm和3.4 μm 顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡以及流場速度和顆粒速度對(duì)比Fig.8 At different aerosol temperatures,at the entrance 0.2 mm from the center streamline,flow field velocity and particle velocity comparison,trajectory of 2.3 μm particles,and 3.4 μm particles

在233 K 和333 K 溫度下,2.3 μm 和3.4 μm 顆粒在M處的流場速度和顆粒速度對(duì)比圖8(b)可以看出,顆粒的速度都隨著溫度的升高而增加.對(duì)于不同粒徑顆粒,小顆粒由于自身慣性小而容易受到流場的影響,顆粒的速度更接近氣流的速度,而大顆粒由于慣性大而受到的影響相對(duì)小一些.不同粒徑顆粒在沖擊板上方運(yùn)動(dòng)時(shí),都經(jīng)歷了速度先增加后減小的趨勢.假設(shè)在沖擊板尺寸范圍內(nèi),速度小到0 便被沖擊板收集,否則繼續(xù)跟隨流線運(yùn)動(dòng)到下一級(jí).在進(jìn)口溫度233 K 下,3.4 μm 大顆粒和2.3 μm 小顆粒跟隨流場都沉積在沖擊板上,而小顆粒相對(duì)大顆粒易跟隨流線運(yùn)動(dòng),沉積位置遠(yuǎn)離中心.在進(jìn)口溫度333 K 下,流場速度增加,小顆粒跟隨流線流出平板,而大顆粒慣性力大仍沉積在板上.但相對(duì)于233 K時(shí),沉積位置遠(yuǎn)離沖擊板中心.

從顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖8(c)和圖8(d)可以看出,對(duì)于在相同入口位置釋放的顆粒,溫度越高,軌跡向沖擊板上方偏移,顆粒沉積位置向沖擊板邊緣靠近,顆粒沉積數(shù)量逐漸減少.如3.4 μm 顆粒在氣溶膠溫度233 K 比氣溶膠溫度333 K 的顆粒沉積位置更靠近沖擊板中心.

3.3.2 換熱條件下顆粒運(yùn)動(dòng)分析

圖9 為在環(huán)境溫度293 K 時(shí),2 μm 和3 μm 的顆粒在氣溶膠溫度333 K 和273 K 下的顆粒沉積分布,由圖可知,大小顆粒沉積位置趨勢正好相反.對(duì)于3 μm 的大顆粒,溫度升高,顆粒沉積位置由中心向邊緣發(fā)散;對(duì)于2 μm 的小顆粒,溫度升高,顆粒沉積位置向中心靠近,且當(dāng)氣流溫度333 K 高于壁面溫度293 K 時(shí),沖擊板上顆粒沉積數(shù)量增多,當(dāng)氣流溫度273 K 低于壁面溫度293 K,沖擊板上顆粒沉積數(shù)量減少.因熱泳力是指向溫度低的方向,當(dāng)壁面溫度為293 K 時(shí),氣流溫度分別為333 K 和273 K,顆粒受到的熱泳力是相反的.顆粒由于流場中的溫度梯度而移動(dòng),當(dāng)熱的氣溶膠與冷的壁面接觸時(shí),氣溶膠的空氣分子活性較高,會(huì)把粒子推向較冷的壁面;相反,當(dāng)冷的氣溶膠與熱的壁面接觸時(shí),壁面的空氣分子活性較高,會(huì)使粒子遠(yuǎn)離壁面,從而熱表面易于保持潔凈,相對(duì)較冷的表面容易沉積粒子[44-45].

圖9 入口速度為2 m/s,3 μm 和2 μm 粒徑顆粒在沖擊板上沉積分布Fig.9 The entrance velocity is 2 m/s,the deposition distribution of 3 μm and 2 μm particles on the impact plate

圖10 顯示了不同氣溶膠溫度下,在M處流線和顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡以及流場速度和顆粒速度對(duì)比.從M處的流線圖10(a)中可以看出,溫度越低,流線離沖擊板越遠(yuǎn),小顆粒越容易隨氣流流出沖擊器.相對(duì)于273 K,氣流溫度在333 K 時(shí)流線更貼近沖擊板,因而小顆粒更容易跟隨流線撞向平板.從273 K和333 K 溫度下,2 μm 和3 μm 顆粒在M處的流場速度和顆粒速度對(duì)比圖10(b)可以看出,顆粒的速度都隨著溫度的升高而降低.在進(jìn)口溫度333 K 下,3 μm 大顆粒和2 μm 小顆粒跟隨流線都沉積在沖擊板上,而小顆粒相對(duì)大顆粒沉積位置遠(yuǎn)離中心.在進(jìn)口溫度273 K 下,流場速度增加,流線遠(yuǎn)離平板而流出沖擊板,小顆粒跟隨流線流出平板,而大顆粒慣性力對(duì)其沉降過程起主導(dǎo)作用,仍沉積在板上.為進(jìn)一步分析溫度對(duì)大小不同顆粒測量的影響,在相同位置比較了不同氣溶膠溫度下顆粒運(yùn)動(dòng)情況.從顆粒運(yùn)動(dòng)軌跡圖10(c)和圖10(d)可以看出,對(duì)于2 μm的小顆粒,溫度越高,運(yùn)動(dòng)軌跡離沖擊板越近,顆粒沉積位置越靠近沖擊板中心;對(duì)于3 μm 的大顆粒,溫度越高,運(yùn)動(dòng)軌跡向沖擊板上方偏移,顆粒沉積位置遠(yuǎn)離沖擊板中心向邊緣靠近.

圖10 不同氣溶膠溫度下,在入口距離中心0.2 mm 處流線和2 μm 和3 μm 顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡以及流場速度和顆粒速度對(duì)比Fig.10 At different aerosol temperatures,at the entrance 0.2 mm from the center streamline,flow field velocity and particle velocity comparison,trajectory of 2 μm particles and 3 μm particles

溫度升高,顆粒速度降低,但是大顆粒在333 K 入口溫度下的沉積位置仍向沖擊板邊緣靠近.為分析原因,圖11 顯示在M處下落的3 μm 顆粒x，y方向速度,可知在平板附近,顆粒在入口溫度為333 K 的徑向方向速度大于在入口溫度為273 K的徑向方向速度,且顆粒在入口溫度為333 K 的軸向方向速度小于在入口溫度為273 K 的軸向方向速度,可見溫度越高,顆粒沉積位置越靠外,如圖9所示.

圖11 在入口距離中心0.2 mm 噴射3 μm 顆粒速度分布Fig.11 Velocity distribution of 3 μm particles sprayed at the entrance 0.2 mm from the center

3.4 顆粒沉積特性

為研究溫度對(duì)慣性撞擊器測量影響,在絕熱和換熱條件下,分別取不同氣溶膠溫度進(jìn)行模擬,得出撞擊器兩級(jí)的顆粒收集效率曲線.

3.4.1 絕熱條件下顆粒沉積率

圖12 為撞擊器第4 級(jí)和第1 級(jí)在不同氣溶膠溫度下的顆粒收集效率曲線.由圖可知,隨著氣溶膠溫度的升高,顆粒收集效率向右偏移.表明粒徑一定時(shí),氣溶膠溫度越高,顆粒收集效率越低.對(duì)于不同粒徑的顆粒,溫度對(duì)顆粒的影響程度不同.對(duì)于低收集效率的小粒徑顆粒,溫度影響較小;對(duì)于d50附近的顆粒,溫度影響較大.如2.4 μm 粒徑的顆粒,在此溫度范圍內(nèi),顆粒收集效率最大誤差可達(dá)52.2%.表3 顯示了氣溶膠溫度對(duì)撞擊器切割粒徑的影響.以氣溶膠溫度293 K 為標(biāo)準(zhǔn),由表可知,氣溶膠溫度的升高,d50向大粒徑方向發(fā)展;氣溶膠溫度降低,d50向小粒徑方向發(fā)展.當(dāng)入口速度為2 m/s 時(shí),氣溶膠溫度從233 K 變?yōu)?33 K 時(shí),撞擊器第4 級(jí)的d50由2.29 μm 增加到2.62 μm,有0.33 μm 的偏差.撞擊器第1 級(jí)的d50由8.87 μm 增加到9.98 μm,有1.11 μm 的偏差.可見氣溶膠溫度變化對(duì)沉積粒徑大小變化有較大影響.

表3 氣溶膠溫度對(duì)d50 的影響 (u=2 m/s)Table 3 Effect of aerosol temperature on d50 (u=2 m/s)

圖12 氣溶膠溫度變化,撞擊器第1 級(jí)和第4 級(jí)的顆粒收集效率Fig.12 Particle collection efficiency of impactor stage1 and stage4 at different aerosol temperatures

在氣溶膠溫度分別為233 K，253 K，273 K，293 K，313 K 以及333 K 情況下,改變?nèi)肟谒俣鹊玫綀D13 所示的撞擊器收集效率曲線.由圖可知,氣流速度增加,顆粒收集效率曲線向小顆粒偏移,氣溶膠溫度變化對(duì)d50的影響較小,隨著入口速度的降低,顆粒收集效率曲線向大顆粒偏移,氣溶膠溫度變化對(duì)d50的影響增大.

圖13 在不同入口速度下,氣溶膠溫度對(duì)顆粒收集效率的影響Fig.13 Effect of aerosol temperature on particle collection efficiency at different inlet velocities

圖14 顯示了不同入口速度,氣溶膠溫度對(duì)撞擊器第4 級(jí)切割粒徑的影響.由圖可知,在所研究的溫度范圍內(nèi),d50隨著入口速度的增大而減小.3 m/s 的入口速度下,d50變化最小為0.26 μm;0.5 m/s 的入口速度下,d50變化最大為0.91 μm.在所研究的速度范圍內(nèi),d50隨著氣溶膠溫度的增大而增大.撞擊器在進(jìn)氣速度為0.5 m/s、氣溶膠溫度333 K 時(shí)d50=5.38 μm 為最大值.數(shù)據(jù)表明,可以通過降低溫度、增加入口速度來分離更細(xì)的顆粒,通過增加進(jìn)氣溫度和減小入口速度來分離較粗的顆粒.

圖14 在入口速度0.5～3 m/s 下,氣溶膠溫度對(duì)d50 的影響Fig.14 Influence of aerosol temperature on d50 at the inlet velocity of 0.5～3 m/s

3.4.2 換熱條件下顆粒沉積率

圖15 顯示了在壁面溫度為293 K,氣溶膠溫度變化對(duì)撞擊器第4 級(jí)和第1 級(jí)顆粒收集效率的影響.由圖可知,在壁面換熱的條件下,不同氣溶膠溫度的收集效率曲線存在一個(gè)交點(diǎn)O,O點(diǎn)兩側(cè)顆粒的收集效率隨溫度的變化相反.大于O點(diǎn)粒徑顆粒的收集效率隨著溫度的升高而降低,而小于O點(diǎn)粒徑顆粒的收集效率隨著溫度的升高而增加.表4 顯示了氣溶膠溫度對(duì)撞擊器切割粒徑的影響.以293 K為標(biāo)準(zhǔn),在氣溶膠溫度為233～293 K 和293～333 K 時(shí),d50的變化正好相反.

表4 氣溶膠溫度對(duì)d50 的影響 (u=2 m/s)Table 4 Effect of aerosol temperature on d50 (u=2 m/s)

圖15 氣溶膠溫度變化,撞擊器第1 級(jí)和第4 級(jí)的顆粒收集效率Fig.15 Particle collection efficiency of impactor stage1 and stage4 at different aerosol temperatures

在氣溶膠溫度分別為233 K，253 K，273 K，293 K，313 K 以及333 K 情況下,改變?nèi)肟谒俣?研究溫度對(duì)撞擊器收集效率曲線的影響,如下圖16 所示.可知改變?nèi)肟谒俣?收集效率曲線偏移,速度越高,向小粒徑方向偏移;速度越低,向大粒徑方向偏移.且在不同入口速度下,氣溶膠溫度變化的收集效率曲線存在一個(gè)交點(diǎn),隨著入口速度的減小,交點(diǎn)逐漸由上往下偏移.

圖16 在不同入口速度下,氣溶膠溫度對(duì)顆粒收集效率的影響Fig.16 Effect of aerosol temperature on particle collection efficiency at different inlet velocities

圖17 顯示了不同入口速度,氣溶膠溫度對(duì)撞擊器第4 級(jí)切割粒徑的影響.由圖可知,在所研究的溫度范圍內(nèi),d50隨著入口速度的增大而減小.且速度越高,溫度變化對(duì)d50的影響較小;速度越小,溫度變化對(duì)d50的影響較大.在入口速度為3 m/s 時(shí),溫度變化引起的d50變化最小為0.12 μm,在入口速度為0.5 m/s 時(shí),溫度變化引起的d50變化最大為0.69 μm.當(dāng)入口速度大于2 m/s 時(shí),在233～293 K 時(shí),隨著溫度的升高,d50增大;在293～333 K 時(shí),隨著溫度的升高,d50減小.當(dāng)入口速度小于2 m/s 時(shí),在233～333 K 整個(gè)溫度范圍,隨著溫度的升高,d50增大.

圖17 在入口速度0.5～3 m/s 下,氣溶膠溫度對(duì)d50 的影響Fig.17 Influence of aerosol temperature on d50 at the inlet velocity of 0.5～3 m/s

4 結(jié)論

本文基于拉格朗日多相模型模擬了氣?固兩相流在慣性撞擊器中的運(yùn)動(dòng)過程.研究了在壁面絕熱和換熱條件下,溫度變化對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)及其在撞擊器沖擊板上沉積的影響,討論了沉積顆粒粒徑變化對(duì)撞擊器切割粒徑的影響,明確了溫度變化導(dǎo)致的測量誤差偏移.本文得到主要結(jié)論如下.

(1)溫度變化對(duì)顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡和沉積分布有影響.在絕熱條件下,隨著氣溶膠溫度的升高,顆粒速度越來越大,顆粒在沖擊板上的沉積位置遠(yuǎn)離中心向邊緣靠近;在換熱條件下,隨著氣溶膠溫度的升高,顆粒速度越來越小,大顆粒沉積位置由中心向邊緣發(fā)散,小顆粒正好相反.

(2)溫度變化對(duì)顆粒的收集效率有影響.當(dāng)環(huán)境溫度與氣溶膠溫度相同時(shí),隨著氣溶膠溫度的升高,顆粒收集效率曲線向右偏移,顆粒收集效率降低.當(dāng)環(huán)境溫度與氣溶膠溫度不同時(shí),不同氣溶膠溫度的收集效率曲線存在一個(gè)交點(diǎn),交點(diǎn)兩側(cè)的大小顆粒的收集效率隨溫度的變化相反.

(3)改變?nèi)肟谒俣?可以使收集效率曲線偏移.速度越高,向小粒徑方向發(fā)展;速度越低,向大粒徑方向發(fā)展.且速度越高,氣溶膠溫度變化對(duì)切割粒徑的影響較小;速度越小,氣溶膠溫度變化對(duì)切割粒徑的影響較大.