洁净喷吹实验装置图见图1，其型号及参数见表1。洁净喷吹实验是在忽略粉尘理化性质的基础上所进行的滤筒清灰性能模型实验，侧壁压力峰值是当前评价滤筒清灰效果的有效指标^[13-15]。当侧壁压力峰值大于600 Pa时，可认为能实现滤料的有效清洁^[16-17]。评价清灰性能的优劣来自于对清灰强度和清灰均匀度的综合考量，本研究将滤筒侧壁压力峰值作为清灰强度的评判标准，将侧壁压力分布方差作为清灰均匀度的评判标准。

为探讨3种上部开口尺寸的诱导引流装置对卧式长滤筒清灰性能的影响，将对不同喷吹参数下的滤筒侧壁压力大小及分布进行分析。将开口大小为10 mm、16 mm、22 mm的上部开口引流装置（图2）分别设定为D₁₀、D₁₆、D₂₂型引流装置。具体实验参数设计见表2。

Fluent数值模拟用于探究上部开口诱导引流装置对卧式长滤筒流场的干扰效果，进而分析该诱导装置对于卧式长滤筒清洁的作用机理。以脉冲卧式滤筒洁净喷吹实验平台为参考，构建1:1物理几何模型。在模型构建中，忽略相关仪表构件及滤筒表面褶皱结构，保留对气流造成主要影响的零部件。如，喷吹管、滤筒、花板、上部开口引流装置等，形成的箱体长宽高为1 865 mm×480 mm×520 mm。用Hexcore网格划分方式对几何模型进行离散（模型见图3），对高速射流区域进行局部加密以保证模拟仿真的可靠性。划分完成的网格最大歪斜度不超过0.75，网格总数为249万。

仿真计算采用瞬态求解器，运用standard k-ε模型描述湍流流场，该模型通过求解湍动能方程 (见式 (1)) 、扩散方程 (见式 (2)) 来实现模型的输运计算，使用压力-速度耦合算法，保证压力与速度的高耦合状态，同时将喷吹过程中的流体视为理想气体，忽略滤筒因脉冲射流作用而产生滤料形变。将喷吹管进口处视为pressure-inlet (压力进口) ，箱体出口边界设为pressure-outlet (压力出口)，箱体壁面及花板处设为wall (标准无滑移边界) ，上部开口诱导引流装置的进出口处均设置为interior，滤筒内壁设置为porous-jump (多孔跳跃介质) 。

其中，多孔介质区域中的阻力系数与压力损失的关系符合式 (3) 。

式中：$ \mu $为层流粘度；$ \alpha $为介质渗透率；$ \nu $为法向速度；C₂为压力跃升系数；ρ为流体密度；$ \Delta m $为介质厚度。取α=5e-11 m²，$ \Delta m $=0.75 mm。

为验证网格离散及计算参数设置的合理性，对比D₂₂型引流装置在喷吹距离为140 mm下各测点 (P1~P5) 的实验值与模拟值得到图4。5个测点的压力值呈现先减小后增大的趋势，各测点的侧壁压力实验值与模拟值基本吻合。通过计算发现实验值与模拟值的平均相对误差为9.9%，能满足数值模拟实验的精度要求^[18]。

相较于传统的直管喷吹，上部开口诱导引流装置能将脉冲射流进行分束，有利于减轻传统直管喷吹中高速射流直接冲击滤筒底部所造成的机械损害。图5为30 ms时刻处，3种上部开口引流装置的滤筒长轴速度流场云图。上部开口尺寸影响的是孔内流和孔外流的气流流量分布。上部开口越大，孔外流越少，孔内流越多；反之，孔外流越多，孔内流越少。其中，对比图5(a)~(c)虚线部分发现，D₁₀型引流装置会在装置出口处形成较大的涡旋，孔内流回吸孔外流的现象明显；经D₂₂型引流装置分散后的气流成股流状，孔外流明显减少，引流装置的分流效果削弱。D₁₆型引流装置的孔内外流量分布较为均匀。

为探明上部开口引流装置对滤筒内部速度流场的影响，将对滤筒内部的射流速度变化进行分析。图6展示了喷吹管出口处至滤筒底部的中心轴气流速度变化。气流在通过上部开口诱导引流装置之前具有相同的流动速度及变化规律，但经引流装置分散后呈现出不同速度变化趋势。D₁₀、D₁₆、D₂₂型上开口引流装置在滤筒入口处的流动速度分别为229 m·s⁻¹、434 m·s⁻¹、447 m·s⁻¹。此外，在滤筒中上部同一测点，D₂₂型引流装置的速度高于D₁₀、D₁₆型引流装置13~270 m·s⁻¹、2~77 m·s⁻¹不等。总体规律呈随着上部开口尺寸的增大，射流速度会随之增快。这是由于运动气流能带动周围静止流体一起运动。当上部开口增大时，保持高动压的气流越多，诱导周围流体进入滤筒的能力越强，导致进入滤筒内部的气流总量增大、气体速度提高。为进一步探究上部开口尺寸对卧式长滤筒清洁性能的影响，将运用洁净喷吹实验获取滤筒表面瞬时压力以分析滤筒壁面压力峰值分布趋势。

表3展示了不同开口大小的诱导引流装置在不同喷吹压力下，各测点的压力水平及压力方差。滤筒的长轴压力和短轴压力具有相同变化规律。在沿滤筒轴向方向上，筒壁的静压力呈现出先减少后增大的趋势。这是由于上部开口诱导引流装置的分束作用能强制提高气流的径向速度以增大滤筒上部静压，但随着气流运动过程的不断推进，气流速度衰减增多，导致滤筒中部静压减小，而当气流到达滤筒底部时，气流受约束作用而反弹冲击壁面，此时静压出现显著回升。对比滤筒长短轴的侧壁压力均值可发现滤筒的长短轴存在清洁的不均性。总体来说，卧式椭圆滤筒短轴的压力水平会大于长轴，这与现有文献对卧式滤筒清灰性能的研究结果一致^[19]，故后续分析与阐述将主要以滤筒长轴为讨论对象。根据图7及对比采用不同开口尺寸上部开口诱导引流装置的滤筒侧壁压力分布规律 (表3) 可知，随着上部开口增大，侧壁静压值的总体水平会提高，清洁力度会加强，即清灰强度为D₂₂> D₁₆> D₁₀。具体表现为滤筒下部压力显著提高，滤筒中上部压力出现不同程度的降低。其中，压力最大值出现在P1 (P6) 点，压力最小值出现在P2、P3 (P7、P8) 点。根据方差所代表的滤筒整体清灰均匀性表示，随着上部开口增大，方差数值会略微增大，清洁均匀性逐渐降低，即清洁均匀性为D₁₀> D₁₆> D₂₂。上部开口诱导引流装置一方面将收束的气流进行扩散，有利于将气流动压转换为作用于滤筒内壁的静压；另一方面继续保持部分气流原有的动能，有利于卷吸周围气体从而提高进入滤筒中的总体气流量。当上部开口尺寸过小时，孔外流占主导地位，形成的局部涡旋会加大气流的耗散；当上部开口尺寸过大时，孔内流口的气流占主导地位，上部开口诱导引流装置将削减对滤筒内部静压的蓄积能力。因此，该引流装置存在一个最佳上部开口尺寸，既能减少能量的耗散提高压力密度，又能使气流均匀，以平均滤筒内壁压力的分布。

喷吹距离对于滤筒清灰具有一定程度的影响。当喷吹距离过小时，会导致滤筒入口处受气流卷吸作用生成负压区域造成清灰盲区；当喷吹距离过大时，会加大气流在滤筒开口断面的夹角导致气流受花板阻挡不能尽数进入滤筒中，故在滤筒清灰过程中，存在一个最佳喷吹距离。图8展示了3种开口尺寸的引流装置在0.4 MPa的喷吹压力下，滤筒侧壁压力峰值及压力方差随喷吹距离的变化。在实验参考的喷吹距离范围内，滤筒测点压力均随喷吹距离增大呈现先增加后减小的趋势，滤筒压力方差随喷吹距离增大呈现逐渐减小的趋势。这表明在改变喷吹距离的过程中存在一个高效喷吹区间，且喷吹距离增大会提高滤筒的清灰均匀性。在实验喷吹压力下，D₁₀、D₁₆、D₂₂型引流装置所对应的高效喷吹距离为180 mm、175 mm、165 mm，压力均值分别为830 Pa、862 Pa、887 Pa。

图9表明，在最优喷吹距离下，滤筒内壁各测点随喷吹压力的变化。在3种不同开口尺寸诱导引流装置的使用条件下，滤筒各测点的静压值均随喷吹压力增大而增大。这是由于提高喷吹压力会增大进入滤筒的总体气量，从而增强清灰表现；但当喷吹压力过大时，会加大气流会滤筒底部的冲击磨损，同时会破坏在过滤过程中形成的尘粒初层，加速滤筒的破损与报废。同时，滤筒各测点压力分布情况会随着喷吹压力倾于不均化，这是由于气流速度会随着喷吹压力增大会提高，高速的气流在滤筒上部不能充分膨胀，从而加剧滤筒上、下部压力均值的差值变化。在喷吹压力为0.4 MPa时，D₁₀型引流装置的中部区域侧壁压力峰值 (< 600 Pa) 不能达到清灰所需最低的侧壁压力强度，无法实现有效清灰；D₁₆、D₂₂型引流装置的侧壁压力则显示在该喷吹组合参数下，能有效清除除尘器运作过程中大部分粉尘的附着，并且整体压力分布呈现较均匀分布状态。此时，D₁₆、D₂₂型引流装置所对应压力均匀度为253、257。综合滤筒侧壁静压值及压力分布情况得到D₁₆型诱导引流装置于卧式长滤筒的清灰性能最佳。

1) 上部开口诱导引流装置通过分散高速射流经由上部开孔的气体流量来干涉滤筒内部的气流流场。小口径的上部开口尺寸，孔外流大于孔内流，着重于气流的分散，表现为增大滤筒内静压蓄积，提高滤筒上部压力。大口径的上部开口尺寸，孔内流大于孔外流，着重于气流的诱导，表现为滤筒内部速度提高，提高滤筒下部压力。

2) 增大上部开口尺寸，能在一定程度上提高滤筒内壁整体压力，而降低滤筒表面压力分布的均匀性。增大的上部开口孔径一方面会降低孔外流回吸时所产生的局部涡旋，减少能量的损耗；另一方面会提高孔内流气流流量，帮助扩大进入滤筒内部的气流总量。综合两方面因素，滤筒内壁总体压力会随上部开口孔径增大而升高，但由于气流膨胀时间的延迟会导致滤筒上、下部压力分布均匀性有所降低。

3) 综合清灰强度及清灰均匀性所代表的清灰性能指标显示，D₁₆型引流装置更适配于卧式长滤筒的清灰过程。其原因在于卧式长滤筒大口径、长尺度的特征决定了卧式长滤筒需要更多的诱导气流进入滤筒内部参与清灰，同时需要适当的分散能力平均气流分配以均匀滤筒内壁压力分布。