臥式三角型濾筒的脈沖噴吹清灰性能

摘要：【目的】為優(yōu)化臥式三角型濾筒除塵器的清灰性能，探究不同噴吹氣流對濾筒內(nèi)部壓力分布的影響，獲得不同噴吹孔型式對三角型濾筒的清灰性能的影響規(guī)律。【方法】分別采用直管噴吹孔、文氏里管、散射噴嘴、新型曲面誘導引射器共4種噴吹孔型式的誘導引流裝置對臥式三角型濾筒開展冷態(tài)脈沖實驗，以側(cè)壁壓強峰值和相對標準偏差作為評價清灰性能的技術指標，分別探討不同條件下的噴吹射流對濾筒內(nèi)壁壓力分布的影響?！窘Y(jié)果】在噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa的條件下，采用直管、文丘里管、新型曲面誘導引射器時噴吹距離分別設為150、200、250、300、350、400 mm，采用散射噴嘴時噴吹距離分別設為25、50、75、100、125、150、175 mm，則采用直管、文丘里管、散射噴嘴、新型曲面誘導引射器時的平均側(cè)壁壓強峰值分別為1 037、1 758、952、1 533 Pa，相對標準偏差分別為0.76、0.58、0.09、0.16；采用新型曲面誘導引射器噴吹孔時，比采用散射噴嘴時的清灰強度高61%，比采用文丘里管時的相對標準偏差小0.47?！窘Y(jié)論】新型曲面誘導引射器同時兼顧對側(cè)壁壓強峰值和相對標準偏差的要求，在4種噴吹孔型式中清灰性能最佳。

關鍵詞：臥式三角型濾筒；脈沖噴吹；清灰性能；噴吹孔

中圖分類號：X964；TB4文獻標志碼：A

引用格式：

謝智宇，林濤，楊光輝，等.臥式三角型濾筒的脈沖噴吹清灰性能［J］.中國粉體技術，2024，30（5）：146-157.

Xie Zhiyu，Lin Tao，Yang Guanghui，et al.Dust removal performance of horizontal triangular filter cartridge by pulse jet［J］.China Powder Science and Technology，2024，30（5）：146?157.

超細粉塵顆粒是形成大氣污染的主要因素，而且大部分超細粉塵顆粒來自于工業(yè)生產(chǎn)過程［1］。目前，除塵器是國內(nèi)外工業(yè)生產(chǎn)過程中收集粉塵顆粒物最常用的裝備，可有效收集生產(chǎn)中產(chǎn)生的粉塵，對減少環(huán)境污染具有重要意義。除塵器分為袋式除塵器和濾筒除塵器，其中，濾筒除塵器具有除塵效率高、阻力較小、可重復使用以及布局緊湊、占地面積小等優(yōu)點［2-3］。濾筒除塵器按照放置方式分為立式、臥式濾筒除塵器兩大類，立式濾筒除塵器占地面積小，適合于高度不受限的場所；臥式脈沖濾筒除塵器豎向高度低，在高度受限的場所更為靈活方便，而且因具有臥式濾筒橫置及上側(cè)進風的結(jié)構特點，有利于粉塵沉降，減少了二次揚塵，具有良好的實用價值［4-5］。

目前，該領域的大部分國內(nèi)外學者將濾筒側(cè)壁壓強峰值（peak value of sidewall pressure）作為評價濾筒除塵器清灰性能的重要指標，提升和均勻化濾筒的側(cè)壁壓強峰值是研究重點［6-9］。Qian等［10］研究了立式圓濾筒的噴嘴面積對清灰性能的影響，發(fā)現(xiàn)濾筒清灰性能最佳噴嘴面積與噴吹管橫截面積比為38.72%。Li等［11］通過優(yōu)化噴嘴直徑使得立式圓濾筒的內(nèi)壁復合壓力的均勻性增加了6.31倍。Li等［12］針對立式圓濾筒設計了一種新型碰撞脈沖噴吹清灰方式，在改變觸發(fā)時差碰撞噴吹時，清灰強度能達到原來的5.49倍，同時也能提升一定的清灰均勻性。胡峰源等［13］發(fā)現(xiàn)采用拉瓦爾型噴嘴進行清灰時，濾袋側(cè)壁正壓強峰值是常規(guī)噴嘴的1.29倍，一次清灰效率可達96%。Yan等［14］采用超音速誘導噴嘴噴吹立式圓濾筒，在增大濾筒側(cè)壁壓強的同時提高了在濾筒長度方向上側(cè)壁壓力的穩(wěn)定性，提高了濾筒的脈沖噴吹性能。Chen等［15］分析了3種不同的環(huán)形狹縫噴嘴和面積相同的圓形噴嘴對立式圓濾筒清灰性能的影響，得到了環(huán)形狹縫噴嘴能夠較好地改善清灰效率與上部清灰不利的問題。Shim等［16］分析了孔式噴嘴、乳頭式噴嘴和雙縫式噴嘴對袋式除塵器清灰性能的影響，認為雙縫式噴嘴有較好的清灰性能，且在較高的過濾速度條件下也能保持穩(wěn)定的過濾凈化性能。Li等［17］利用計算流體力學分析了三維矩形文丘里縫式噴嘴對立式圓濾筒的清灰性能的影響，發(fā)現(xiàn)窄向、寬向收斂比和寬向擴張比對卷吸影響大，建立了無量綱關聯(lián)式，預測了不同尺寸噴嘴的卷吸比。Kang等［18］針對扁式方框濾筒頂部清灰不徹底的問題，設計了一種新型狹縫式清灰噴嘴，以去除濾筒頂部的死區(qū)積灰。Lin等［19］首次探究了文丘里管（Venturi pipe）對橢圓臥式濾筒性能的影響，結(jié)果顯示喉徑為160 mm的文丘里管具有最優(yōu)清灰效果。Yuan等［20］比較分析了文丘里管、散射噴嘴（scattering nozzle）、旋轉(zhuǎn)噴嘴對直徑為352 mm的臥式圓濾筒清灰性能的影響，認為散射噴嘴是一種較適合臥式短濾筒的誘導引流裝置。鄭清月等［21］比較分析了不同上部開口尺寸的開口引射器對臥式橢圓長濾筒清灰效果的影響。綜上可知，盡管臥式濾筒除塵器在工業(yè)中也有大量的應用場景，但對其清灰性能的研究文獻比較缺乏，僅有極少學者針對臥式圓濾筒和橢圓濾筒開展了清灰性能研究，研究成果主要圍繞傳統(tǒng)文丘里管和旋轉(zhuǎn)噴嘴的選型和優(yōu)化。因為對立式圓濾筒的清灰性能的大量研究卓有成效，而且立式濾筒與臥式濾筒除塵機制相近，所以可參考立式濾筒的研究成果選擇臥式濾筒的噴吹壓強（injection pressure）及噴吹距離（injection distance）。

立式濾筒除塵器內(nèi)的氣流運動方向與顆粒沉降方向相反，在線覆粉清灰時粉塵二次附著現(xiàn)象較為嚴重。臥式濾筒除塵器進氣口在除塵器上方，除塵器內(nèi)氣流運動方向與粉塵沉降方向相同，有利于粉塵沉降。由于臥式濾筒處于橫置狀態(tài)，臥式濾筒易存在頂部積灰的現(xiàn)象，因此采用三角形濾筒結(jié)構可以減小頂部面積，有利于消除頂部積灰現(xiàn)象。相比于臥式圓濾筒或橢圓濾筒，臥式三角型濾筒（horizontal triangular filter cartridge）的內(nèi)部結(jié)構形狀與立式圓濾筒差異更大，必然導致脈沖清灰氣流在濾筒內(nèi)部的流場和壓力場的分布更為復雜，使得三角型濾筒清灰難度進一步增大。

本文中針對臥式三角型濾筒結(jié)構的特點建立脈沖噴灰實驗系統(tǒng)，分別采用直管噴吹孔（straight pipe）、文氏管、散射噴嘴、新型曲面誘導引射器（new curved induced ejector blowing）4種噴吹孔型式的誘導引流裝置對臥式三角型濾筒開展冷態(tài)脈沖實驗，分別探討不同噴吹氣流（pulse jet blowing）對濾筒內(nèi)壁壓力分布的影響；以清灰強度和清灰均勻性作為評價清灰性能的技術指標，獲得不同噴吹孔型式對三角型濾筒的清灰性能的影響規(guī)律，優(yōu)選最佳清灰性能的臥式三角型濾筒除塵器的噴吹孔型式。

1材料與方法

1.1脈沖噴灰實驗系統(tǒng)

圖1為脈沖噴吹實驗系統(tǒng)示意圖。由圖可見，脈沖噴灰實驗系統(tǒng)分為2個部分，分別為脈沖噴吹系統(tǒng)和信號采集系統(tǒng)。脈沖噴吹系統(tǒng)包括HAD-1SNF型冷凍式空氣干燥機（浙江翔晟凈化科技有限公司）、WW-0.9/10B-Q型空氣壓縮機（air compressor）和容積為180 L的儲氣罐（air storage tank，蘇州雙仕豐機械有限公司）、SXC-8A1型脈沖控制儀（pulse controller，河北永鑫環(huán)保設備有限公司）、容積為24 L的氣包、DMF-ZM-25型電磁閥（impulse valve，協(xié)昌環(huán)保科技有限公司）、直徑為25 mm的噴吹管（blowpipe）、臥式三角濾筒（濾筒長度為660 mm，三角形邊長為354 mm，過濾面積為16.3 m2，褶皺數(shù)為270，褶皺深度為43～46 mm，濾紙材料為納米阻燃濾紙）以及升降臺；信號采集系統(tǒng)包括光纖傳感分析儀（optical fiber sensor analyzer）、KA-FPP90型光纖壓力傳感器和搭載OSA軟件的數(shù)據(jù)處理平臺（data processing platform）。

誘導引流裝置有直管噴吹孔、文氏里管（喉徑為160 mm）、散射噴嘴、新型曲面誘導引射器4種型式。誘導引流裝置實物如圖2所示。

1.2監(jiān)測點的布置

臥式三角型濾筒測點布置示意圖如圖3所示。由圖可見，在三角濾筒上布置6個壓強測試點P1、P2、…、P6，測點P1、P2、P3布置在三角濾筒的側(cè)面，測點P4、P5、P6布置在濾筒的脊部；濾筒總長度為660 mm，以濾筒左側(cè)為起點，測點P1、P4的距離為100 mm，測點P2、P5的距離為330 mm，測點P3、P6的距離為560 mm；每個測點通過壓力傳感器數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)進行數(shù)據(jù)采集，每組實驗重復5次并取平均值，以確保實驗的準確性。

1.3清灰性能評價方法

濾筒內(nèi)部的噴吹氣流壓力分布不均勻會使濾筒筒身受力不均，加速引發(fā)濾筒的清灰性能失效，局部過度清灰區(qū)的濾料又會出現(xiàn)超量消耗從而加速濾料破損，因此，在評價濾筒的清灰性能時，需要從濾筒筒壁受力強度和受力均勻性2個方面進行綜合考慮，濾筒清灰性能是清灰氣流壓強峰值強度與均勻性的綜合體現(xiàn)。

為了探究4種不同誘導引流裝置對臥式三角型濾筒的清灰性能的影響，本文中以側(cè)壁壓強峰值作為清灰強度的評價標準，以側(cè)壁壓強峰值的相對標準偏差（relative standard deviation，Sr）作為清灰均勻性的評價標準。相對標準偏差Sr為0～1，Sr越小即表示清灰均勻性越好。Sr的計算公式為

Sr=S/X，（1）

式中：S為側(cè)壁壓強峰值的標準偏差；X為各測點的側(cè)壁壓強峰值的平均值。

2結(jié)果與分析

2.1直管噴吹孔

當采用直管噴吹孔時，噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離分別設為150、200、250、300、350、400 mm，采用直管噴吹孔時噴吹壓強和噴吹距離對濾筒內(nèi)各測點的側(cè)壁壓強峰值的影響如圖4所示。由圖可知，濾筒左側(cè)區(qū)域的測點P1、P4的側(cè)壁壓強峰值為204～444 Pa，濾筒中部區(qū)域的測點P2、P5的側(cè)壁壓強峰值為291～1 014Pa，濾筒右側(cè)區(qū)域的測點P3、P6的側(cè)壁壓強峰值為1 191～3 012 Pa，因為最低有效清灰壓強閾值為600 Pa，濾筒左側(cè)和中部區(qū)域清灰效果較差，右側(cè)清灰效果最好。原因可能在于，采用直管噴吹孔時，脈沖氣流未能夠充分與周圍環(huán)境氣體進行能量交換，在濾筒左、中部區(qū)域氣流等動壓只有極少部分轉(zhuǎn)化為濾筒內(nèi)表面靜壓，而當脈沖氣流在三角型右側(cè)區(qū)域的被滯止后，脈沖氣流在濾筒右側(cè)區(qū)域動壓充分轉(zhuǎn)化為濾筒內(nèi)表面靜壓，使得右側(cè)區(qū)域的測點P3、P6側(cè)壁壓強峰值均遠大于其左、中部區(qū)域的側(cè)壁壓強峰值，因此使用直管噴吹孔噴吹臥式三角型濾筒時濾筒的左側(cè)區(qū)域達不到有效清灰要求，容易形成積灰現(xiàn)象。

采用直管噴吹時噴吹壓強和噴吹距離對側(cè)壁壓強峰值的相對標準偏差的影響如圖5所示。由圖可知，側(cè)壁壓強峰值的相對標準偏差Sr為0.68～0.85，平均相對標準偏差為0.76，相對標準偏差值較大，表明采用直管噴吹孔型式時臥式三角型濾筒的清灰均勻性較差，濾筒的清灰均勻性差，濾筒左側(cè)的測點P1、P2均小于有效清灰壓強閾值，因此判定直管噴吹孔型式不適用于臥式三角型濾筒進行脈沖清灰。

2.2文丘里管

當采用文丘里管噴吹時，噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離分別設為150、200、250、300、350、400 mm，采用文丘里管時噴吹壓強和噴吹距離對濾筒內(nèi)各測點的側(cè)壁壓強峰值的影響如圖6所示。由圖可知，濾筒左側(cè)區(qū)域的測點P1、P4的側(cè)壁壓強峰值為460～1 190 Pa，濾筒中部區(qū)域的測點P2、P5的側(cè)壁壓強峰值為838～1 628Pa，濾筒右側(cè)區(qū)域的測點P3、P6的側(cè)壁壓強峰值為2 149～4 312 Pa，平均側(cè)壁壓強為1 758 Pa；當噴吹壓強為0.3 MPa、噴吹距離≥300 mm時，或者噴吹壓強為0.4、0.5 MPa、噴吹距離≥250 mm時，均可滿足最低有效清灰壓強為600 Pa的要求；在同樣的參數(shù)條件下，臥式三角型濾筒測點P1、P2、P3的側(cè)壁壓強峰值平均比測點P4、P5、P6的大約75 Pa，從濾筒左側(cè)向右側(cè)方向壓強差值逐漸減小。總之，與直管噴吹孔相比，文丘里管時的整體側(cè)壁壓強較大，文丘里管的結(jié)構可以使脈沖射流速度先增大后減小，這種氣流的流動特性可以誘導更多的氣體進入濾筒，促進脈沖噴吹氣流與誘導氣流的動量交換，提高噴吹氣流作用在濾筒內(nèi)壁上的壓力。

由圖6可知，濾筒右側(cè)的測點P3、P6在噴吹距離分別為300、350 mm時側(cè)壁壓強峰值達到最大值后開始減小。原因可能在于，脈沖噴吹射流有強動能可以誘導周圍氣體共同作用于濾筒之上，在一定的噴吹距離范圍內(nèi)，增大噴吹距離會增大氣流帶入的空氣總量，有利于濾筒表面的能量轉(zhuǎn)換，使濾筒內(nèi)部動壓減小，表面靜壓增大；噴吹距離過小時，脈沖射流沒有足夠的誘導距離來誘導周圍氣體，而且動量在濾筒表面不能完全轉(zhuǎn)化為靜壓；噴吹距離過大時，脈沖氣流的擴散角度過大，容易造成脈沖噴吹氣流溢散現(xiàn)象，從而導致濾筒內(nèi)壓力減小。

由圖6還可知，提高噴吹壓強能有效提升濾筒側(cè)壁壓強峰值，測點P1、P4的平均側(cè)壁壓強峰值分別增大了64、18 Pa，測點P2、P5平均側(cè)壁壓強峰值分別增大了118、116 Pa，測點P3、P6的平均側(cè)壁壓強峰值分別增大了700、603 Pa，測點P3、P6處的增幅最大。噴吹壓強的提升能加快噴射氣流的速度，被加速的噴射氣流沖擊濾筒右側(cè)，氣流能量被強制轉(zhuǎn)化，濾筒右側(cè)的側(cè)壁壓強在脈沖射流和回彈氣流的雙重作用下大幅增大。然而，濾筒清灰性能與濾筒側(cè)壁壓強并不呈現(xiàn)正相關性，過高的側(cè)壁壓強將加速濾料的磨損，從而縮短濾筒使用壽命，另外噴吹壓強的增大會降低濾筒清潔的均勻性，因此濾筒的清灰性能需要結(jié)合濾筒側(cè)壁壓強峰值和相對標準偏差值進行綜合考慮。

采用文丘里管時噴吹壓強和噴吹距離對各測點的側(cè)壁壓強峰值相對標準偏差的影響如圖7所示。由圖可知，側(cè)壁壓強峰值的相對標準偏差Sr為0.37～0.79，平均相對標準偏差Sr為0.58。結(jié)合圖6可以看出，噴吹距離≥250 mm時各測點的側(cè)壁壓強峰值≥600 Pa，能滿足有效清灰壓強閾值的要求，但是隨著噴吹壓強的增大，各測點的側(cè)壁壓強峰值相對標準偏差也明顯增大，因此，當噴吹壓強為0.3 MPa、噴吹距離為400 mm時為最優(yōu)清灰實驗條件，考慮到實際工作環(huán)境的空間限制，建議噴吹距離為300～400 mm。

2.3散射噴嘴

當采用散射噴嘴噴吹時，噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離分別設為25、50、75、100、125、150、175 mm，采用散射噴嘴時噴吹壓強和噴吹距離對濾筒內(nèi)各測點側(cè)壁壓強峰值的影響如圖8所示。由圖可知，濾筒左側(cè)區(qū)域的測點P1、P4的側(cè)壁壓強峰值為714～1 316 Pa，濾筒中部區(qū)域的測點P2、P5處側(cè)壁壓強峰值為703～1 327 Pa，濾筒右側(cè)區(qū)域的測點P3、P6的峰值為647～1 215 Pa；在噴吹壓強為0.3、0.4、0.5 MPa時測點P1、P2、…、P6處的平均側(cè)壁壓強峰值為952 Pa，均能滿足有效清灰壓強閾值的要求；在同樣的參數(shù)條件下，測點P1、P2、P3處的側(cè)壁壓強峰值比測點P4、P5、P6處的高約30 Pa。

由圖8可知，在采用散射噴嘴的情況下，達到濾筒最大側(cè)壁壓強峰值的測點與文丘里管的不同，在噴吹壓強為0.3、0.5 MPa時散射噴嘴的最大側(cè)壁壓強峰值出現(xiàn)在濾筒中部，噴吹壓強為0.4 MPa時出現(xiàn)在濾筒右側(cè)，而文丘里管最大側(cè)壁壓強峰值出現(xiàn)在濾筒左側(cè)。采用散射噴嘴時濾筒側(cè)壁壓強峰值的最大值明顯小于采用文丘里管時的，原因可能在于文丘里管是由前端漸縮管段和后端漸闊管段組成的，脈沖噴吹射流在通過文丘里管時會在漸縮管段加速，加強了脈沖噴吹射流的二次誘導空氣的能力，增大了進入濾筒內(nèi)部的空氣動能；文丘里管的漸闊管段有一定的均勻氣流分布的能力，但被漸縮管段加速的射流速度依舊比較大，在濾筒左、中部處氣流動壓不能充分轉(zhuǎn)換為濾筒表面靜壓，因此文丘里管左、中部的測點的側(cè)壁壓強峰值明顯小于右側(cè)測點的。相比于文丘里管，散射噴嘴的錐形結(jié)構具有分散高速噴吹射流的能力，被分散的脈沖噴吹射流軸向速度會瞬間減小，脈沖噴吹射流的卷吸能力減弱，使進入濾筒內(nèi)部的總體氣量低于采用文丘里管時的。此外，沿濾筒長度方向的氣流會轉(zhuǎn)化為作用于濾筒內(nèi)部的靜壓并不斷衰減耗散，因此到達濾筒右側(cè)的氣量較少。綜上所述，散射噴嘴的整體壓力分布要遠小于文丘里管的。

由圖8還可知，采用散射噴嘴時，在噴吹壓強為0.3、0.4、0.5 MPa的條件下，不同噴吹距離時的側(cè)壁壓強峰值的變化規(guī)律較為類似，濾筒內(nèi)壁各測點的側(cè)壁壓強峰值先增大然后減小，大部分在在噴吹距離為75～150 mm處達到最大側(cè)壁壓強峰值。原因可能在于，散射噴嘴前端的錐形結(jié)構會提前發(fā)散氣流，當噴吹距離過長時，脈沖噴吹氣流會有部分沖擊在花板上未進入濾筒內(nèi)部，從而導致濾筒整體壓力減小。

采用散射噴嘴時噴吹壓強和噴吹距離對濾筒內(nèi)各測點側(cè)壁壓強峰值相對標準偏差的影響如圖9所示。由圖可知，側(cè)壁壓強峰值相對標準偏差Sr為0.05～0.13，平均相對標準偏差Sr為0.09，相對標準偏差值較小，采用散射噴嘴時側(cè)壁壓強峰值的離散程度較小，濾筒上氣流分布較為均勻。對比采用文丘里管時的相對標準偏差值，采用散射噴嘴時的清灰均勻性明顯好于采用文丘里管時，散射噴嘴能提高臥式三角型濾筒的清灰均勻性。結(jié)合圖8、9，噴吹距離為125 mm、噴吹壓強為0.5 MPa時，散射噴嘴能在保持較高清灰均勻性的同時有較高的清灰強度，為濾筒最優(yōu)清灰實驗條件。

2.4曲面誘導引射器

當采用新型曲面誘導引射器噴吹時，噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離分別設為150、200、250、300、350、400 mm，采用新型曲面誘導引射器時噴吹壓強和噴吹距離對濾筒各測點的側(cè)壁壓強峰值的影響如圖10所示。由圖可知，濾筒左側(cè)區(qū)域的測點P1、P4的側(cè)壁壓強峰值為1 049～1 788 Pa，濾筒中部區(qū)域的測點P2、P5的側(cè)壁壓強峰值為1 051～1 603 Pa，濾筒右側(cè)區(qū)域的測點P3、P6的側(cè)壁壓強峰值為1 358～2 433 Pa，平均側(cè)壁壓強峰值為1 533 Pa，均能滿足有效清灰壓強閾值的要求；在同樣的參數(shù)條件下，測點P4、P5、P6處的側(cè)壁壓強峰值比測點P1、P2、P3處的高約26 Pa；采用新型曲面誘導引射器時濾筒整體側(cè)壁壓強峰值大于采用散射噴嘴時的，采用新型曲面誘導引射器時在濾筒左、中部處側(cè)壁壓強峰值大于采用文丘里管時的，而右側(cè)處側(cè)壁壓強峰值小于采用文丘里管時的。

由圖10可知，在采用新型曲面誘導引射器的情況下，濾筒最大側(cè)壁壓強峰值出現(xiàn)在濾筒右側(cè)的測點，濾筒右側(cè)側(cè)壁壓強峰值明顯大于濾筒左側(cè)和中部的。原因可能在于，新型曲面誘導引射器前端的漸縮端能使氣流加速，加速后的氣流通過曲面誘導段時能有效誘導周圍空氣加大進入濾筒內(nèi)部的氣體總量，脈沖噴吹氣流經(jīng)過氣流穩(wěn)定段達到氣流分散段的錐形結(jié)構時會被強制擴散減速，這樣的氣流不再以高速聚集的方式射入濾筒，被徑向分散的氣流能夠以一定的均勻壓力分布，從而提高了濾筒左、中部的側(cè)壁壓強，此外新型曲面誘導引射器能加速脈沖氣流，而錐形結(jié)構稍小于散射噴嘴的，使氣流在到達濾筒右側(cè)時仍具有較高的速度，從而彌補了散射噴嘴濾筒后端壓力較小的問題。

由圖10還可知，采用新型曲面誘導引射器時提高噴吹壓強能有效提升濾筒側(cè)壁壓強峰值。在噴吹壓強為0.3、0.4、0.5 MPa時，側(cè)壁壓強峰值分別為1 049～1 580、1 180～1 950、1 366～2 433 Pa，各測點側(cè)壁壓強峰值隨噴吹壓強的增大而明顯增大；此外，濾筒測點的側(cè)壁壓強峰值先隨噴吹距離的增大而增大，當超過最佳噴吹距離后隨噴吹距離的增大而減小，原因與采用文丘管時類似。

采用新型曲面誘導引射器時，噴吹壓強和噴吹距離對濾筒各測點側(cè)壁壓強峰值相對標準偏差的影響如圖11所示，由圖可知，側(cè)壁壓強峰值的相對標準偏差Sr為0.11～0.25，平均相對標準偏差Sr為0.16。與采用文丘里管和散射噴嘴時相比，采用新型曲面誘導引射器時各測點的平均側(cè)壁壓強峰值比文丘里管的低15%，比散射噴嘴的高61%，平均相對標準偏差比文丘里管的小0.42，比散射噴嘴的大0.07。采用新型曲面誘導引射器時的清灰強度稍小于文丘里管的，但大于散射噴嘴的；采用新型曲面誘導引射器時的清灰均勻性明顯優(yōu)于文丘里管的，稍劣于散射噴嘴的。結(jié)果表明：新型曲面誘導引射器能在一定程度上改善文丘里管和散射噴嘴對臥式三角型濾筒存在的清灰弱點，滿足清灰強度要求的同時還能均勻壓力分布，改善了清灰均勻性。綜合側(cè)壁壓強峰值和相對標準偏差值考量，噴吹壓強為0.5 MPa和噴吹距離為350 mm為最優(yōu)清灰實驗條件參數(shù)。

3結(jié)論

針對臥式三角形濾筒的結(jié)構特征，分別采用直管噴吹孔、文氏里管、散射噴嘴、新型曲面誘導引射器4種噴吹孔型式的誘導引流裝置對臥式三角型濾筒開展冷態(tài)脈沖實驗，探討不同噴吹氣流對濾筒內(nèi)壁壓力分布的影響；以清灰強度和清灰均勻性作為評價清灰性能的技術指標，獲得不同噴吹孔型式對三角型濾筒的清灰性能的影響規(guī)律。

1）采用直管噴吹孔型式時，在噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離分別設為150、200、250、300、350、400 mm的條件下，濾筒左側(cè)測點P1、P2平均側(cè)壁壓強峰值均小于有效清灰壓強閾值，側(cè)壁壓強峰值平均相對標準偏差為0.76，清灰強度和均勻性最差。

2）采用文丘里管噴吹孔型式時，在噴吹壓強分別為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離≥300 mm的條件下，濾筒上各測點均滿足有效清灰壓強閾值，各測點平均側(cè)壁壓強峰值為1 758 Pa，清灰強度較高；側(cè)壁壓強峰值平均相對標準偏差為0.58，清灰均勻性較差，適用于清灰強度高但對清灰均勻性要求較低的場景。

3）采用散射噴嘴噴吹孔型式時，在噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離分別設為25、50、75、100、125、150、175 mm的條件下，各測點平均側(cè)壁壓強峰值為952 Pa，均大于有效清灰壓強閾值，但整體側(cè)壁壓強峰值略低；側(cè)壁壓強峰值平均相對標準偏差為0.09，濾筒的清灰均勻性最佳，適用于對清灰強度要求較低但又對清灰均勻性要求較高的場景。

4）采用新型曲面誘導引射器噴吹孔型式時，在噴吹壓強分別設為0.3、0.4、0.5 MPa，噴吹距離為150、200、250、300、350、400 mm的條件下，各測點平均側(cè)壁壓強峰值均大于有效清灰壓強閾值，濾筒前、中段的平均側(cè)壁壓強峰值為1 533 Pa，清灰強度比散射噴嘴的高61%；側(cè)壁壓強峰值平均相對標準偏差為0.16，相對標準偏差比文丘里管的小0.47，同時兼顧了清灰強度和均勻性的要求，適用于多數(shù)工業(yè)場景。

綜上，新型曲面誘導引射器為最適合臥式三角型濾筒的誘導引流裝置。

利益沖突聲明（Conflict of Interests）

所有作者聲明不存在利益沖突。

All authors disclose no relevant conflict of interests.

作者貢獻（Authors’Contributions）

林濤和王云端進行了方案設計，謝智宇、楊光輝和林小嘉參與了論文的寫作和修改，陳海焱、林龍沅作為指導老師對論文進行了修改。所有作者均閱讀并同意了最終稿件的提交。

The study was designed by LIN Tao and WANG Yunduan.XIE Zhiyu，YANG Guanghui and LIN Xiaojia participated in the experiment and the writing and revision of the paper.CHEN Haiyan and LIN Longyuan revised the paper as the instructor.All authors have read and agreed to submit the final manuscript.

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Dust removal performance ofhorizontal triangular filter cartridge by pulse jet

XIE Zhiyu1，LIN Tao1，YANG Guanghui1，WANG Yunduan1，LIN Xiaojia2，CHEN Hanyan1，LIN Longyuan1

1.School of Environment and Resources，Southwest University of Science and Technology，Mianyang 621000，China；

2.Department of Nuclear Engineering and Technology，Guangyuan China Nuclear Vocational and Technical College，Guangyuan 628003，China

Abstract

Objective In order to enhance the dust removal performance of the horizontal triangular filter cartridge dust collector，this study investigates the influence of pulse jet blowing generated by various nozzle configurations within the induction drafting apparatus on the pressure distribution across the interior surface of the horizontal triangular filter cartridge.This approach facilitates the identification of the key rules governing the effectiveness of different nozzle designs in dust removal.

Methods Different induction draft devices equipped with four types of nozzles—straight pipe nozzle，Venturi tube nozzle，scat?tering nozzle，and a new curved surface induction ejector—were employed to conduct cold-state pulse jet tests on horizontal tri?angular filter cartridge.During these tests，peak sidewall pressures at various measurement points were recorded.The relative standard deviation of these pressures was then calculated and analyzed.The two parameters were used to characterize the inten?sity and uniformity of the cleaning pressure，serving as technical indicators of cleaning performance.The effects of different experimental parameters on the pressure distribution on the inner walls of the filter cartridges induced by the pulse jet streams，were also investigated.

Results and Discussion With the straight pipe nozzle，when the spray pressure was 0.3，0.4，or 0.5 MPa and the spraying dis?tance ranged from 150 to 400 mm，the average sidewall pressure peaks at measuring points P 1 and P2 on the left side of the filter cylinder were all below the effective cleaning pressure threshold.The average relative standard deviation of 0.76 indicated poor performance in both cleaning strength and uniformity.When Venturi tube nozzle was used at spray pressures of 0.3，0.4 or 0.5 MPa while the spraying distance was≥300 mm，the average sidewall pressure peaks at all measuring points met the effective cleaning pressure threshold，with an average relative standard deviation of 0.58，indicating poorer cleaning uniformity.This configuration is suitable for applications where high cleaning strength is prioritized over uniformity.Using scattering nozzles at the same spray pressures while a spraying distance ranged from 25 to 175 mm，the average sidewall pressure peaks at all measur?ing points exceeded slightly the effective cleaning pressure threshold，with an average relative standard deviation of 0.09，indi?cating superior cleaning uniformity among all the configurations.It is suitable for applications requiring both high cleaning strength and uniformity.Finally，with the new curved surface nozzle at spray pressures of 0.3，0.4，or 0.5 MPa and spraying distances ranging from 150 to 400 mm，all measuring points showed average sidewall pressure peaks above the effective cleaning pressure threshold.The front and middle sections of the filter cylinder achieved an average sidewall pressure peak of 1 533 Pa，which was 61%higher than that of the angled spray nozzles.The average relative standard deviation of 0.16 was lower compared to the parabolic nozzle，thus striking a balance between cleaning strength and uniformity，making it suitable for diverse indus?trial applications.

Conclusion The experimental results suggest that，excluding the straight pipe nozzle，the other three types of nozzles are suited for specific industrial production settings.Upon evaluating all nozzle configurations for their induction drafting capabilities，it is observed that the horizontal triangular filter cartridge，when paired with a new curved surface induction injector，markedly elevates the pressure intensity and uniformity of the clearance operation.This configuration adeptly addresses the dual require?ments for robust pressure strength and uniform clearance effectiveness，emerging as the most exceptional among the four tested nozzle types in induction drafting systems.

Keywords：horizontal triangular filter cartridge；pulse injection；dust cleaning performance；spray hole

（責任編輯：劉魯寧）