侯永軍，施福富，趙俊豪，安連想

（1.河南晉控天慶煤化工有限責任公司，河南 焦作 454550；2.賽鼎工程有限公司，山西 太原 030032）

引 言

旋風分離器是一種常用的工業(yè)分離設備，利用離心力對氣固或液固進行兩相的分離。由于結構簡單、分離效率高、操作條件范圍廣、成本低、操作簡單等優(yōu)點，旋風分離器目前被廣泛應用于能源、化工、環(huán)保等眾多領域。但是在工業(yè)應用過程中，固體顆粒在旋風分離器壁面附近進行的高速螺旋運動會對壁面造成嚴重的沖蝕磨損，導致使用壽命降低，甚至發(fā)生泄漏，威脅安全生產，制約了旋風分離器的使用和進一步的發(fā)展。

隨著計算流體力學的發(fā)展，越來越多的研究人員使用數值模擬的方法分析旋風分離器復雜的內部流場，并使用沖蝕模型對旋風分離器的壁面磨損進行預測，對提高旋風分離器的分離性能、減少壁面磨損失效提供了建設性的意見[1-9]。

薛原等[1]基于RSM模型模擬了旋風分離器的三維氣相流場，分析了速度分布、壓力分布和湍動能分布規(guī)律。馬欣等[2]采用數值模擬方法分析了不同排氣管外延伸長度下旋風分離器流場和性能的變化。陳啟東等[3]模擬分析了不同高度圓柱段的4種Stairmand型旋風分離器模型的流場、壓降和分離效率，結果表明增加圓柱段高度會顯著降低壓降，分離效率略有提高。鄒康等[4]基于氣固兩相流和沖蝕理論，模擬分析了常規(guī)St air mand旋風分離器和防磨型旋風分離器沖蝕規(guī)律，并基于氣動防磨原理優(yōu)化設計了壁面防磨板結構。趙新學[5]采用數值模擬方法研究了不同結構參數、不同入口結構型式、不同操作參數以及顆粒粒徑變化對旋風分離器壁面磨損的影響規(guī)律。還有一些學者研究了排塵口直徑[6]、錐體錐角[7-8]、渦核擺動[9]等對旋風分離器的磨損和分離性能的影響。

但是，目前多數的研究僅針對標準的旋風分離器模型進行實驗性的模擬分析，少有針對特定工作條件下的實際工業(yè)旋風分離器的分析研究。某企業(yè)煤氣化過程的凈化旋風分離器在設計時考慮到沖蝕磨損，在進口附近的筒體內壁及頂部加了一層防磨板，但經過長期使用發(fā)現錐段下部及灰斗發(fā)生了嚴重的沖蝕磨損。因此，企業(yè)決定對旋風分離器的錐段進行重新設計改造后更換。本文使用數值模擬方法，借助流體仿真軟件Fl uent對該旋風分離器改造前后的內部流場變化進行對比分析，并使用沖蝕預測模型對比改造前后的沖蝕情況，對提高旋風分離器的壽命有重要的意義，對于用數值模擬方法對工業(yè)旋風分離器的設計、改造進行沖蝕情況預測也具有指導意義。

1 改造前后的幾何模型

1.1幾何模型尺寸變化

根據設計圖紙繪制旋風分離器的三維模型后抽取內部的流體區(qū)域，流體區(qū)域的幾何模型見圖1。旋風分離器采用了帶導流板的圓形入口，入口附近的筒體內壁焊接了一層分布了壁面3/4環(huán)形區(qū)域的防磨板。改造后增加了筒體的長度，減小了錐段的長度，增大了錐體的錐度，增大了底部灰斗的直徑和長度，其他部位未作改動。改動前后關鍵部分的尺寸見表1。

圖1 旋風分離器錐體結構改造前后的幾何模型

表1 旋風分離器改造前后關鍵部分尺寸mm

1.2網格情況

使用ANSYS Meshing對旋風分離器模型劃分網格，網格類型為四面體非結構化網格，并對局部進行網格加密，改造前后的網格模型如圖2所示。改造前節(jié)點數為174 991個，單元數為893 850個；改造后節(jié)點數為177 012個，單元數為904 085個。

圖2 旋風分離器錐體結構改造前后的網格模型

2 數學模型與邊界條件

2.1湍流模型

對于旋風分離器內部的強旋轉湍流流動，目前多采用考慮旋流的雷諾應力模型（RSM）以及RNG k-ε模型進行模擬。由于雷諾應力模型計算量較大，不容易收斂，所以選用RNG k-ε模型作為湍流模型。湍流動能k和脈動動能耗散率ε分別由輸運方程式（1）和式（2）得到：

式中：t為時間分量，s；ρ為流體密度，kg/m3；ui為速度，m/s；μeff為有效黏度，kg/(m·s)，μeff=μ+μt；μ為流體動力黏度，kg/(m·s)；μt為湍流黏度，kg/(m·s)；Gk為由平均速度梯度產生的湍流動能，J；Gb為由浮力引起的紊流動能，J；YM為可壓縮湍流中波動膨脹對總耗散率的貢獻，J；Rε為ε方程的附加項；C1ε、C2ε和C3ε為常數，C1ε=1.42，C2ε=1.68，C3ε為可壓縮湍流計算中與浮力相關的系數，當主流與重力方向平行時取1.0，當主流與重力方向垂直時取0；Sk和Sε為可供用戶自定義的項；αk和αε分別為k和ε的湍流普朗特數的倒數。

2.2氣固兩相流模型

流體介質內部固體顆粒相體積分數小于10%，采用Fl uent軟件中的離散相模型（Discr et e Phase Model，DPM）模擬旋風分離器內顆粒相的運動，顆粒作用力的微分方程為式（3）：

式中：u為流體速度，m/s；up為顆粒速度，m/s；FD為曳力系數；ρp為顆粒密度，kg/m3；gx為x方向重力加速度，m/s2；Fx為x方向的其他作用力，包括虛擬質量力、熱泳力、布朗力和Saf f man升力，N；dp為顆粒直徑，m；Rep為相對雷諾數；CD為阻力系數，是Rep的函數，a1、a2、a3是該函數的系數，其取值取決于雷諾數。

2.3沖蝕模型

Fl uent中的沖蝕模型是關于粒子的入射角度、相對速度以及質量流量的函數，其表達式為式（4）：

式中：Rerosion為沖蝕磨損速率，kg/(m2·s)為顆粒的質量流量，kg/s；C(dp)為顆粒粒徑函數；f(α)為壁面沖擊角（α）的函數；b(v)為顆粒相對速度的函數；Aface為壁面單位沖蝕面積，m2；v為粒子相對于壁面的速率，m/s；Nparticle為顆粒的數量。

一般情況下，旋風分離器的材料大多選擇中碳鋼。因此，式（4）的幾個邊界函數可根據文獻得到，其表達式見式（5）～（7）：

式中：Fs為固體顆粒的形狀系數，球形粒子的形狀系數為1；B為旋風分離器材料的布氏硬度，N/mm2；a1、b1、x1、y1、z1為常數，取值分別為a1=-33.4、b1=17.9、x1=1.239、y1=-0.119 2、z1=2.167。

2.4邊界條件與模擬設置

根據實際工況條件，氣相設定為4.1 MPa、530℃下的混合氣體，密度為12.4 kg/m3，黏度為3.37×10-5Pa·s，入口設定為速度入口邊界條件，入口速度設置為17.1 m/s，上部出口設定為壓力出口邊界條件，其他部位設定為壁面邊界條件。

DPM模型中，考慮氣相與顆粒間的相互作用，使用顆粒隨機軌道模型跟蹤顆粒軌跡，在物理模型中勾選Er osion/Accr et ion沖蝕模型。根據實際工況中的顆粒參數，使用面噴射，設置質量流量為0.000 489 kg/s，密度為1 550 kg/m3，粒徑分布使用Rossin-Ramml er分布，在顆粒分布擬合后，得到最大粒徑為2×10-3m，最小粒徑為1×10-6m，中間粒徑為5×10-4m，粒徑數為10，分布指數為2.24。

對于不同邊界的DPM邊界條件，進口設為逃逸（escape），內筒上部出口設為逃逸（escape），底部灰斗出口設為捕捉（t r ap），壁面DPM邊界設為反彈（r ef l ect），同時根據顆粒與壁面彈性碰撞情況不同，在不同區(qū)域采用不同的碰撞恢復系數（0.75～0.95）。

壓力速度耦合選擇Coupl ed算法，空間離散梯度項采用Least Squares Cel l Based方法進行處理，其他項都采用高階格式保證精度。模擬計算時采用穩(wěn)態(tài)求解，設置收斂殘差限值為10-3。

3 結果與分析

3.1流場分析

旋風分離器內部是復雜的三維強旋流流場，主要包括壁面附近的下行氣流和內部的上行氣流，其運動狀態(tài)受到旋風分離器的眾多參數影響，如入口形狀、入口尺寸、筒體直徑、筒體長度、內筒直徑、內筒長度、錐體錐度、灰斗內徑等。此次模擬的旋風分離器的改造主要為：增加了筒體的長度、增加了灰斗的內徑以及長度、錐體錐度由171°增大到173°左右，由此也帶來了分離器內部體積增大的結果。

選擇旋風分離器的中間截面查看速度云圖，如圖3所示。由圖3可知，改造前分離器內的最大速度為29.7 m/s，改造后的最大速度減小到了25.9 m/s。為了便于比較，將速度云圖的最大值調到同一值30 m/s，見圖4。從圖4可以看出，改造后的旋風分離器內部的整體速度有所下降，筒體下部到錐體壁面附近的顏色比較均勻，說明此處的下行氣流速度變化不大，比較穩(wěn)定；而改造前的旋風分離器錐體底部和灰斗部分的渦核與壁面接觸，流場比較混亂。分析原因，改造后由于增大了灰斗的直徑，留給渦核的空間較大，所以沒有與壁面接觸，底部的流場相對改造前也較為均勻。

圖3 結構改造前后旋風分離器中間截面速度云圖

改造前后旋風分離器內部旋流流線如圖5所示。對比圖5（a）和圖5（b）可以看出，改造前的分離器內下行氣流流線較密，螺旋角較小，尤其是筒體與錐體連接部位附近，所以下行氣流在此處的停留時間會更長，可能會造成這段區(qū)域比較嚴重的磨損。另外，正如對速度云圖的分析一樣，從圖5可以看出，改造前旋風分離器錐體底部和灰斗部分的渦核與壁面接觸，由于空間較小，上行氣流與下行氣流之間有些混亂，會造成此處流場的不穩(wěn)定。與之相比，改造后的旋風分離器底部渦核的空間則要寬松許多。

圖4 調整最大值后旋風分離器中間截面速度云圖

圖5 結構改造前后旋風分離器內部流線圖

3.2沖蝕磨損分析

改造前后旋風分離器灰斗壁面的沖蝕云圖見圖6。由圖6可知，改造前磨損最嚴重的區(qū)域在灰斗底部局部區(qū)域，沖蝕速率達到了1.01×10-7kg/(m2·s)，而改造后的分離器灰斗部分的最大沖蝕速率僅為2.11×10-10kg/(m2·s)，約為改造前的1/500。即使忽略此處的磨損[見圖6（c）]，改造前灰斗部分的最大沖蝕速率仍達到了2.20×10-9kg/(m2·s)，約為改造后的10倍，改造后大大提高了灰斗部分的壽命。

根據向心力公式，當固體顆粒隨氣流在壁面旋轉時，其受到的向心力與其質量、速度的平方、旋轉曲線曲率呈正比?；叶穬葟綇?95 mm增大到了500 mm，曲率變?yōu)楦脑烨暗?9%，從圖4可以看出灰斗部分的氣流速度相差不大，因此分離器改造后相同顆粒受到的向心力是改造前的39%，所以改造后壁面受到的作用力也是改造前的39%。與此同時，改造后的灰斗截面圓的周長也為改造前的2.564倍，所以當顆粒在此處循環(huán)轉動時，改造后顆粒與壁面的接觸頻率也約為改造前的39%。若在流場十分規(guī)律且不考慮其他因素的情況下，將顆粒對壁面的作用力與接觸頻率疊加，可得改造后的沖蝕率應為改造前的15.2%，與模擬結果中忽略改造前灰斗底部最嚴重的磨損區(qū)域后的磨損對比結果比較接近，說明了灰斗內徑變化與灰斗部分磨損充分的相關度。不過這一結果與模擬結果仍有偏差，尤其是改造前灰斗底部嚴重磨損，可能是由于改造前的灰斗部分渦核與壁面接觸，流場很不穩(wěn)定。另外，灰斗尺寸較小導致底部顆粒濃度很高也是重要原因。

圖6 結構改造前后灰斗部分沖蝕云圖

總之，增大灰斗的內徑會減小灰斗部分的磨損，這與文獻[6]得出的結論較為一致。另外，文獻[6]指出，不能盲目依靠增大排塵口直徑來降低壁面磨損，增大排塵口直徑可能導致分離效率的降低。此次模擬也考察了改造前后旋風分離器的分離效率，本例由于總體粒徑較大的緣故，分離效率并未因此降低。

圖7 結構改造前后錐體部分沖蝕云圖

錐段壁面的沖蝕云圖如圖7所示。由圖7可知，改造前錐段的最大沖蝕速率為3.92×10-10kg/(m2·s)，改造后減小到了2.53×10-10kg/(m2·s)，改造前最大沖蝕速率是改造后的1.55倍，因此改造后錐體壽命是改造前的1.55倍。沖蝕區(qū)域呈螺旋帶狀，與圖5壁面附近的下行氣流的螺旋區(qū)域相吻合。改造后磨損減少的原因和灰斗部分類似，與尺寸改變后顆粒對壁面的作用力以及接觸頻率有關。從圖7還可以看出，改造前錐體磨損最嚴重的區(qū)域在錐體底部的螺旋帶中，此處的尺寸最小，顆粒對壁面的作用力最大。

為清晰地比較筒體與錐體部分整體的沖蝕帶情況，調整沖蝕速率的下限值和上限值，見圖8。從圖8可以看出，改造前的沖蝕帶面積明顯大于改造后，沖蝕帶呈螺旋形，與圖5流線圖的下行氣流螺旋線的位置高度重合。改造前的沖蝕帶在筒體下部與錐體上部比較集中，與流場分析中這段區(qū)域流線密集、螺旋角較小，因此旋流在此處停留時間長，可能造成嚴重磨損的預測一致。

圖8 結構改造前后調整上下限值的整體沖蝕云圖

4 結 論

4.1通過對旋風分離器增加筒體長度、提高錐體錐度和增大灰斗內徑的改造，灰斗部分的壽命提高了約10倍，錐體壽命是改造前的1.55倍左右。

4.2旋風分離器各部分的磨損受其尺寸的影響較大，通過增大尺寸，可以減小顆粒對壁面的作用力并降低接觸頻率，達到減小磨損的作用，但是應該考慮其對分離效率的影響。

4.3旋風分離器壁面的磨損區(qū)域與下行旋流流線的密集區(qū)一致，因此可以通過分析分離器內部的流線初步預測磨損位置，結合尺寸還能初步預測其磨損程度。