李 琴，鄒 康，劉海東，李澤蓉

(1.攀枝花學(xué)院，四川攀枝花 617000；2.西南石油大學(xué)，四川成都 610500；3.中石化石油工程機(jī)械有限公司第四機(jī)械廠，湖北荊州 434024)

基于顆粒受力的旋風(fēng)分離器沖蝕機(jī)理的研究

李 琴1，鄒 康2，3，劉海東1，李澤蓉1

(1.攀枝花學(xué)院，四川攀枝花 617000；2.西南石油大學(xué)，四川成都 610500；3.中石化石油工程機(jī)械有限公司第四機(jī)械廠，湖北荊州 434024)

為了對(duì)旋風(fēng)分離器壁面沖蝕磨損機(jī)理進(jìn)行研究，采用RSM模型和DPM模型對(duì)分離器內(nèi)部氣相流場(chǎng)和顆粒運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行雙向耦合瞬態(tài)求解，并運(yùn)用自定義函數(shù)對(duì)失效壁面顆粒的受力進(jìn)行研究。結(jié)果表明：常規(guī)旋風(fēng)分離器中容易失效的部位主要是頂部區(qū)域頂面以下25 mm范圍內(nèi)的入口目標(biāo)區(qū)域，筒體部分的局部穿孔以及灰斗底部的沖蝕磨穿。該區(qū)域呈現(xiàn)出明顯的固體顆粒聚集的現(xiàn)象，從單顆粒的受力分析得出，中間粒徑顆粒和大粒徑顆粒在筒體頂端和錐體底部的受力平衡是導(dǎo)致灰?guī)С霈F(xiàn)的主要原因，從而加劇了頂部和灰斗區(qū)域的沖蝕磨損。

旋風(fēng)分離器；氣-固兩相流；沖蝕磨損；顆粒受力；數(shù)值模擬

1 前言

旋風(fēng)分離器廣泛應(yīng)用于氣固分離領(lǐng)域，具有構(gòu)造簡(jiǎn)單、分離效率高、工藝性能穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)。但是在工程應(yīng)用中分離磨蝕性顆粒時(shí)，分離器壁面會(huì)產(chǎn)生嚴(yán)重的磨損，從而對(duì)設(shè)備的運(yùn)行造成嚴(yán)重的安全隱患。Hoffmann對(duì)旋風(fēng)分離器壁面沖蝕磨損機(jī)理及提高防磨性能的方法進(jìn)行了研究[1]。劉人鋒等通過對(duì)FCC沉降器旋風(fēng)分離器翼閥磨損的實(shí)驗(yàn)分析[2]，得出氣體夾帶催化劑顆粒對(duì)壁面的沖擊是造成磨損的主要原因，磨損部位主要發(fā)生在閥板與閥口接觸的橢圓密封面上。袁惠新等對(duì)不同入口形式的固液分離旋流器壁面的磨損進(jìn)行了研究[3]，指出雙入口式旋流器頂板和環(huán)形空間的壁面磨損小于單入口式旋流器頂板和環(huán)形空間的壁面磨損；而對(duì)于底流口附近的壁面磨損，雙入口式旋流器的磨損大于前者。徐國等對(duì)旋風(fēng)分離器翼閥磨損進(jìn)行了數(shù)值模擬，得出磨損程度與開口縫隙大小、顆粒濃度、閥板位置都有關(guān)系[4]。謝建民等指出旋風(fēng)分離器入口處的流動(dòng)與在彎頭內(nèi)的流動(dòng)非常相似[5]，在旋風(fēng)分離器的入口區(qū)域，較大的固體顆粒并不沿氣體流線運(yùn)動(dòng)，而是穿過氣體流線向旋風(fēng)分離器的筒壁面沖擊。粒子運(yùn)動(dòng)方向與器壁夾角為20°的區(qū)域?yàn)榉蛛x器沖蝕最大的位置。且分離器錐體上任意區(qū)域的沖蝕量隨著此處錐體直徑增大而減小。趙新學(xué)等研究得出灰斗直徑的變化對(duì)分離器器壁沖蝕的作用不大[6]。孫勝等通過實(shí)驗(yàn)分析了入口煙道結(jié)構(gòu)變化對(duì)分離器的沖蝕影響[7]，得出折角過渡的入口結(jié)構(gòu)比光滑過渡的入口結(jié)構(gòu)形式更有利于減少入口的沖蝕磨損。Storch等通過實(shí)驗(yàn)分析了切向入口的錐形旋風(fēng)分離器的磨損情況。指出入口目標(biāo)區(qū)域和灰斗部分的沖蝕磨損是旋風(fēng)分離器失效的主要部位[8]。Silva等研究得出了一種快速檢測(cè)旋風(fēng)分離器沖蝕速率的方法[9]，得出氣固兩相流速度增加會(huì)導(dǎo)致沖蝕速率增加，且顆粒反彈區(qū)域沖蝕更明顯。但當(dāng)顆粒濃度較高且入口速度較大時(shí)，壁面的沖蝕磨損基本保持不變，這是由于顆粒濃度較高時(shí)，顆粒會(huì)在旋風(fēng)分離器壁面形成一層緩慢運(yùn)動(dòng)的保護(hù)層，阻止了其他顆粒對(duì)壁面的直接沖刷。

本文運(yùn)用RSM模型和沖蝕模型對(duì)常規(guī)旋風(fēng)分離器的壁面磨損進(jìn)行研究，并通過對(duì)顆粒的空間運(yùn)動(dòng)規(guī)律和單顆粒的受力情況進(jìn)行瞬態(tài)分析，從機(jī)理上對(duì)旋風(fēng)分離器的壁面磨損進(jìn)行研究。

2 數(shù)值計(jì)算模型

2.1 湍流模型的選擇

旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場(chǎng)的高速強(qiáng)旋流動(dòng)，采用雷諾應(yīng)力模型能夠較為準(zhǔn)確地對(duì)其進(jìn)行模擬。RSM模型拋棄了各向同性湍流動(dòng)力粘度及湍流應(yīng)力與時(shí)均速度梯度呈線性關(guān)系的假設(shè)，在模擬各向異性的湍流流動(dòng)中具有優(yōu)越性，能更好的模擬強(qiáng)旋流場(chǎng)。并且，已經(jīng)有很多學(xué)者運(yùn)用雷諾應(yīng)力模型成功分析了不同條件下旋風(fēng)分離器的內(nèi)部流場(chǎng)，且具有較高的精度[10-14]。因此，本文使用RSM模型分析分離器內(nèi)部氣體流場(chǎng)。

2.2 連續(xù)相控制方程

本文選擇時(shí)均化的N-S方程對(duì)氣相流場(chǎng)進(jìn)行描述，包括質(zhì)量守恒和動(dòng)量守恒，其通用表達(dá)式為：

(1)

雷諾應(yīng)力模型輸運(yùn)方程：

=Di,j+Pi,j+Gi,j+Φi,j-εi,j+Fi,j+Suser

(2)

式中Di,j——擴(kuò)散項(xiàng)Pi,j——應(yīng)力產(chǎn)生項(xiàng)Gi,j——浮力產(chǎn)生項(xiàng)Φi,j——應(yīng)力應(yīng)變?cè)俜峙漤?xiàng)εi,j——離散項(xiàng)Fi,j——旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)產(chǎn)生項(xiàng)Suser——自定義源項(xiàng)

2.3 DPM模型

由于旋風(fēng)分離器中顆粒的濃度很低(小于10%)，屬于稀疏氣固兩相流。應(yīng)采用多相流模型中的DPM模型。DPM模型是一種比較特殊的模型，適合用于低濃度的多相流分析。在低濃度的情況下，忽略粒子間的碰撞作用。將流體和顆粒分別看作連續(xù)相和離散項(xiàng)，分別在歐拉坐標(biāo)和拉格朗日坐標(biāo)下計(jì)算。其中單顆粒的運(yùn)動(dòng)滿足牛頓第二定律，由此可得：

(3)

式(3)右邊第一項(xiàng)為顆粒單位質(zhì)量曳力，第二項(xiàng)為顆粒所受壓力梯度力，第三項(xiàng)為其他作用力,包括熱泳力、附加質(zhì)量力、Basset力等。通過前人研究得出在粒子所受各力中，曳力相比其他力較大[15]，因此本文主要分析曳力對(duì)顆粒的作用。

2.4 沖蝕模型

許多學(xué)者針對(duì)顆粒對(duì)材料的沖蝕問題，進(jìn)行了大量的試驗(yàn)分析，并得出了很多沖蝕模型，本文所選使用的沖蝕模型是關(guān)于粒子的入射角度、相對(duì)速度以及質(zhì)量流量的函數(shù)，其表達(dá)式為[16]：

(4)

3 數(shù)值模擬

3.1 幾何模型和計(jì)算網(wǎng)格

為了更加準(zhǔn)確地對(duì)旋風(fēng)分離器壁面進(jìn)行沖蝕磨損研究，反映出一般分離器的磨損情況，本文采用切向入口的高效型Stairmand旋風(fēng)分離器作為研究對(duì)象。其結(jié)構(gòu)尺寸和網(wǎng)格模型如圖1所示。運(yùn)用ICEMCFD對(duì)旋風(fēng)分離器流體域進(jìn)行離散，全部采用結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格來進(jìn)行劃分。整體網(wǎng)格單元的最大尺寸為15 mm，并對(duì)速度梯度變化較大的壁面劃分邊界層網(wǎng)格，對(duì)局部區(qū)域和邊界層網(wǎng)格進(jìn)行加密細(xì)化。通過計(jì)算最后得出，整體網(wǎng)格單元數(shù)為384900個(gè)。

圖1 旋風(fēng)分離器的幾何模型和網(wǎng)格劃分

3.2 邊界條件和數(shù)值計(jì)算方法

本文在模擬過程中氣體入口速率為20 m/s，黏度為1.78×10-5Pa·s，密度為1.22 kg/m3。采用湍流強(qiáng)度和水力直徑來對(duì)入口湍流進(jìn)行描述，其中湍流強(qiáng)度I=0.038，水力直徑DH=83 mm。由于旋風(fēng)分離器出口變量的法向梯度為零，所以出口選擇OUTFLOW邊界條件。把顆粒的外形看作是圓球，其直徑變化范圍是1～50 μm，滿足羅新拉姆勒的分布規(guī)律，平均粒徑d50為15 μm，分布指數(shù)n為1.15，速度大小與氣體大小相同，密度為2650 kg/m3，質(zhì)量流量為0.01 kg/s。首先采用RSM對(duì)單向氣流場(chǎng)進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算。差分格式采用二階迎風(fēng)格式。然后啟動(dòng)DPM模型，運(yùn)用自定義函數(shù)，進(jìn)行雙向耦合瞬態(tài)計(jì)算得出壁面的磨損和顆粒的受力情況。時(shí)間步長ΔT=0.0001 s，壓力插補(bǔ)格式選用PRESTO!格式，差分格式選擇QUICK格式。

4 數(shù)值結(jié)果分析

4.1 旋風(fēng)分離器壁面沖蝕磨損分析

圖2和圖3所示為筒體空間磨損云圖，可以得出，磨損區(qū)域主要集中在頂面以下25 mm范圍內(nèi)，沿圓周方向磨損主要發(fā)生在20°～250°范圍內(nèi)。旋風(fēng)分離器器壁的磨損與顆粒在旋風(fēng)分離器內(nèi)的運(yùn)動(dòng)過程是密切相關(guān)的，顆粒的運(yùn)動(dòng)方式不同對(duì)磨損的影響也不同。在入口目標(biāo)區(qū)域內(nèi)，固體顆粒在高速氣體的攜帶下直接沖擊旋風(fēng)分離器內(nèi)壁面，沖蝕區(qū)間在30°～60°的區(qū)域，該區(qū)域的沖擊類型和氣力輸送中彎管內(nèi)的顆粒流動(dòng)相似，其磨損形式主要是以切削磨損和撞擊磨損為主。而在入口區(qū)域以后主要是以摩擦磨損為主。筒體區(qū)域沖蝕磨損的大小沿著筒體軸向位置向下是逐漸減小的。在筒體中部可以明顯看到具有一定寬度的沖蝕磨損螺旋形沖蝕帶，這與固體顆粒在旋風(fēng)分離器筒體部分的運(yùn)動(dòng)軌跡是相同的。

圖2 筒體頂部沖蝕磨損云圖

圖3 筒體空間沖蝕磨損云圖

錐體分離空間的磨損云圖如圖4所示。錐體空間的分布規(guī)律大致呈現(xiàn)螺旋狀分布，這與謝建民等的研究結(jié)論相同[5]。旋風(fēng)分離器錐體部分的沖蝕磨損數(shù)量級(jí)要小于筒體，這是由于粒子的能量耗散的結(jié)果，導(dǎo)致切向速度低于進(jìn)口速度。錐體部分的沖蝕磨損量從錐體上部往下逐漸增大，到達(dá)錐體末端時(shí)出現(xiàn)沖蝕磨損的最大值。這與Hoffmann的研究結(jié)論旋風(fēng)分離器錐體部分某一位置的沖蝕磨損量與該位置的錐體直徑成反比關(guān)系的結(jié)論是相同的[1]。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是由于旋風(fēng)分離器錐體部分切向速度符合自由渦分布結(jié)構(gòu)，該處速度大小與錐體半徑成反比關(guān)系，到達(dá)錐體末端時(shí)在壁面附近的切向速度較大，固體顆粒以較大的速度沖擊錐體末端，容易造成此處的沖蝕磨損。同時(shí)自然旋風(fēng)長度也會(huì)對(duì)旋風(fēng)分離器錐體末端的沖蝕磨損產(chǎn)生影響,底部渦核會(huì)將旋風(fēng)分離器錐體末端磨成環(huán)形溝槽，磨損嚴(yán)重時(shí)會(huì)造成錐體底部穿孔失效。

圖4 錐體沖蝕磨損云圖

4.2 壁面沖蝕磨損機(jī)理研究

4.2.1 顆粒的運(yùn)動(dòng)軌跡

為了更加直觀地研究分離器的磨損機(jī)理，對(duì)不同粒徑顆粒的空間分布規(guī)律進(jìn)行了研究。圖5所示為旋風(fēng)分離器內(nèi)固體顆粒的運(yùn)動(dòng)規(guī)律特性，顆粒粒徑范圍為1～50 μm，并且符合Rossin-Rammler分布規(guī)律，在Fluent中用拉格朗日坐標(biāo)對(duì)固體顆粒進(jìn)行追蹤，每個(gè)時(shí)間步長△T=0.0001s內(nèi)均勻的從入口射入2000個(gè)顆粒。粒子的入射時(shí)間為t=0.02 s，一共追蹤15萬個(gè)固體顆粒?？梢缘贸雒糠N粒徑的顆粒都有相應(yīng)的灰?guī)Х植汲霈F(xiàn)。較大粒徑的顆粒被迅速甩向壁面朝著灰斗下部運(yùn)動(dòng)，部分小顆粒進(jìn)入到排氣升管中，逃逸出去。當(dāng)t=0.8 s時(shí)仍然還有大部分中間直徑的粒子剩余在分離空間中。尤其是在旋風(fēng)分離器頂部，呈現(xiàn)出明顯的固體顆粒聚集的情況，同時(shí)在灰斗下部也出現(xiàn)了大粒徑灰?guī)У木奂F(xiàn)象。壁面灰?guī)У某霈F(xiàn)會(huì)加重旋風(fēng)分離器壁面的沖蝕磨損。

(a)t=0.1 s (b)t=0.4 s (c)t=0.8 s

圖5 不同時(shí)刻固體顆粒位置分布規(guī)律

4.2.2 顆粒的受力分析

由于頂部空間中間粒徑灰?guī)Ш湾F體空間下部密集的大粒徑灰?guī)У某霈F(xiàn)不僅會(huì)加劇分離器壁面的沖蝕磨損也會(huì)降低分離效率。下面從粒子的受力角度對(duì)壁面磨損機(jī)理進(jìn)行分析。分別對(duì)直徑為1 μm的小粒徑顆粒、10 μm的中間粒徑顆粒和30 μm的大粒徑顆粒進(jìn)行單顆粒受力分析。圖6所示分別為顆粒在筒體空間和錐體空間壁面的受力示意圖。FC為顆粒所受離心力，F(xiàn)Dz和FDr分別為顆粒所受曳力的軸向和徑向分量，G為顆粒重力。α為旋風(fēng)分離器半錐角。由于顆粒所受其他各力遠(yuǎn)小于曳力，因此忽略不計(jì)。

圖6 筒體空間和錐體空間顆粒的受力示意

圖7，8所示為直徑為1 μm小粒徑顆粒在徑向和軸向的受力情況。從圖7可以看出，小粒徑顆粒在錐體上部所受離心力較小，到錐體下部時(shí)較大，且曳力徑向分量一直出現(xiàn)正負(fù)波動(dòng)，其合力也是在零軸線上跳動(dòng)，導(dǎo)致小粒徑顆粒容易發(fā)生徑向位移。從圖8可見，在軸向上曳力的軸向分量作用更加顯著，軸向運(yùn)動(dòng)完全取決于軸向曳力的大小，從而導(dǎo)致了小粒徑顆粒運(yùn)動(dòng)的隨機(jī)性，容易從升管中發(fā)生逃逸。

圖7 不同時(shí)刻小粒徑顆粒的徑向受力變化

圖8 不同時(shí)刻小粒徑顆粒的軸向受力變化

圖9,10所示為頂灰環(huán)中間粒徑顆粒的受力變化規(guī)律。由圖可以得出，在水平徑向上，顆粒所受離心力向外為正，顆粒所受曳力徑向分量向內(nèi)為負(fù)。兩者合力在零軸線附近波動(dòng)，導(dǎo)致顆粒在徑向上位移很小，一直做貼壁運(yùn)動(dòng)。在豎直軸向上，顆粒主要受到重力和曳力的軸向分量作用。其合力也是在零軸線附近波動(dòng)，且向上的合力極值略大。導(dǎo)致部分顆粒反復(fù)的撞擊旋風(fēng)分離器頂板，在頂部一段區(qū)域反復(fù)的做上下跳動(dòng)的圓周運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致旋風(fēng)分離器頂灰環(huán)的出現(xiàn)，從而加重了頂部區(qū)域的磨損。

圖9 不同時(shí)刻頂灰環(huán)區(qū)域單位質(zhì)量顆粒的徑向受力變化

圖10 不同時(shí)刻頂灰環(huán)區(qū)域單位質(zhì)量顆粒的軸向受力變化

圖11,12所示為錐體下端密集灰?guī)Т罅筋w粒的受力變化規(guī)律。

圖11 不同時(shí)刻錐體區(qū)域單位質(zhì)量顆粒的徑向受力變化

圖12 不同時(shí)刻錐體區(qū)域單位質(zhì)量顆粒的軸向受力變化

由圖可以得出，在水平徑向方向上，曳力徑向分量在錐體上部空間處于零軸線上，到達(dá)錐體下部出現(xiàn)較大的正負(fù)波動(dòng)。而離心力一直為正,從錐體上部到下部逐漸變大，其值大于徑向曳力。兩者合力也是與隨著時(shí)間的變化正相關(guān)。大粒徑顆粒在水平合力的作用下被甩向錐體壁面。由豎直軸向受力變化可以得出，曳力軸向分量和重力的合力從錐體頂端向下逐漸變大。離心力與徑向曳力在豎直方向的分量(FC+FDr)tanα也從錐體上部向下增大，但其方向與前者相反。由圖中Nz豎直軸向合力變化可知，其值一直在零軸線上波動(dòng)，由此可知該處粒徑的顆粒在豎直方向的受力近似動(dòng)態(tài)平衡。從而導(dǎo)致了錐體下部的大粒徑顆粒的密集灰?guī)С霈F(xiàn)。

G+FDz=(FC+FDr)tanα=Nz

(5)

由式(5)也可以得出，隨著顆粒離心力的增大，當(dāng)Nz1等于重力和軸向曳力合力時(shí)，顆粒的豎直軸向受力將出現(xiàn)動(dòng)態(tài)平衡。

5 結(jié)論

(1)運(yùn)用RSM模型和沖蝕模型對(duì)分離器壁面磨損進(jìn)行研究，得出分離器容易產(chǎn)生磨損的部位有3個(gè)：筒體區(qū)域頂部向下25 mm范圍以內(nèi)是磨損發(fā)生最嚴(yán)重的位置，環(huán)向位置為20°～250°的區(qū)域；筒體中部,該區(qū)域出現(xiàn)局部穿孔；灰斗底部，該區(qū)域出現(xiàn)沖蝕磨穿。

(2)對(duì)不同粒徑的空間分布研究得出，在旋風(fēng)分離器頂部，呈現(xiàn)出明顯的固體顆粒聚集的情況，同時(shí)在灰斗下部也出現(xiàn)了大粒徑灰?guī)У木奂F(xiàn)象。壁面灰?guī)У某霈F(xiàn)會(huì)進(jìn)一步加劇器壁的沖蝕磨損。

(3)從單顆粒的受力分析得出，直徑為10 μm中間粒徑顆粒和30 μm大粒徑顆粒在筒體頂端和錐體底部的受力平衡是導(dǎo)致灰?guī)С霈F(xiàn)的主要原因，從而加劇了頂部和灰斗區(qū)域的沖蝕磨損。

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The Erosion Mechanism Research of Cyclone Based on Force Operating of Particles

LI Qin1,ZOU Kang2,3,LIU Hai-dong1,LI Ze-rong1

(1.Panzhihua University,Panzhihua 617000,China;2.Southwest Petroleum University,Chengdu 610500,China;3.SJ Petroleum Machinery Co.,SINOPEC,Jinzhou 434024,China)

In order to study the wall erosion mechanism of cyclone separator,the internal gas flow field of cyclone and the movement rule of particle had been analyzed with the RSM model and DPM model,and also studied the force of particles on the failure surface with the UDF.It was found that 25 mm come within the scope of top barrel was the most severe erosion position.The partial perforated of barrel and the erosion at the bottom of cyclone was also the failure position.There were obvious solid particles aggregation phenomenon in this area.From the force analysis of single particle,finding that the force equilibrium of middle size particles and the big size particles at the top of the cylinder and the bottom of the cone were the main reason for the gray zone appearance,which is adding to the erosion of the top and the ash hopper.

cyclone separator;gas and solid two-phase flow;erosion wear;force analysis;numerical simulation

1005-0329(2017)03-0042-06

2016-05-30

2016-06-29

TH137;TQ051.8

A

10.3969/j.issn.1005-0329.2017.03.009

李琴(1977-),女，副教授，碩士研究生，主要從事計(jì)算機(jī)仿真設(shè)計(jì)、先進(jìn)制造技術(shù)方面的教學(xué)和研究,通訊地址：617000 四川攀枝花市機(jī)場(chǎng)路10號(hào)攀枝花學(xué)院機(jī)械工程學(xué)院,E-mail：liqin103@126.com。