李 琴，鄒 康，劉海東，李澤蓉

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

基于顆粒受力的旋風分離器沖蝕機理的研究

李 琴1，鄒 康2，3，劉海東1，李澤蓉1

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

為了對旋風分離器壁面沖蝕磨損機理進行研究，采用RSM模型和DPM模型對分離器內(nèi)部氣相流場和顆粒運動規(guī)律進行雙向耦合瞬態(tài)求解，并運用自定義函數(shù)對失效壁面顆粒的受力進行研究。結(jié)果表明：常規(guī)旋風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

旋風分離器廣泛應用于氣固分離領(lǐng)域，具有構(gòu)造簡單、分離效率高、工藝性能穩(wěn)定等優(yōu)點。但是在工程應用中分離磨蝕性顆粒時，分離器壁面會產(chǎn)生嚴重的磨損，從而對設(shè)備的運行造成嚴重的安全隱患。Hoffmann對旋風分離器壁面沖蝕磨損機理及提高防磨性能的方法進行了研究[1]。劉人鋒等通過對FCC沉降器旋風分離器翼閥磨損的實驗分析[2]，得出氣體夾帶催化劑顆粒對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。袁惠新等對不同入口形式的固液分離旋流器壁面的磨損進行了研究[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。徐國等對旋風分離器翼閥磨損進行了數(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]。謝建民等指出旋風分離器入口處的流動與在彎頭內(nèi)的流動非常相似[5]，在旋風分離器的入口區(qū)域，較大的固體顆粒并不沿氣體流線運動，而是穿過氣體流線向旋風分離器的筒壁面沖擊。粒子運動方向與器壁夾角為20°的區(qū)域為分離器沖蝕最大的位置。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。趙新學等研究得出灰斗直徑的變化對分離器器壁沖蝕的作用不大[6]。孫勝等通過實驗分析了入口煙道結(jié)構(gòu)變化對分離器的沖蝕影響[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等通過實驗分析了切向入口的錐形旋風分離器的磨損情況。指出入口目標區(qū)域和灰斗部分的沖蝕磨損是旋風分離器失效的主要部位[8]。Silva等研究得出了一種快速檢測旋風分離器沖蝕速率的方法[9]，得出氣固兩相流速度增加會導致沖蝕速率增加，且顆粒反彈區(qū)域沖蝕更明顯。但當顆粒濃度較高且入口速度較大時，壁面的沖蝕磨損基本保持不變，這是由于顆粒濃度較高時，顆粒會在旋風分離器壁面形成一層緩慢運動的保護層，阻止了其他顆粒對壁面的直接沖刷。

本文運用RSM模型和沖蝕模型對常規(guī)旋風分離器的壁面磨損進行研究，并通過對顆粒的空間運動規(guī)律和單顆粒的受力情況進行瞬態(tài)分析，從機理上對旋風分離器的壁面磨損進行研究。

2 數(shù)值計算模型

2.1 湍流模型的選擇

旋風分離器內(nèi)部流場的高速強旋流動，采用雷諾應力模型能夠較為準確地對其進行模擬。RSM模型拋棄了各向同性湍流動力粘度及湍流應力與時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中具有優(yōu)越性，能更好的模擬強旋流場。并且，已經(jīng)有很多學者運用雷諾應力模型成功分析了不同條件下旋風分離器的內(nèi)部流場，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。

2.2 連續(xù)相控制方程

本文選擇時均化的N-S方程對氣相流場進行描述，包括質(zhì)量守恒和動量守恒，其通用表達式為：

(1)

雷諾應力模型輸運方程：

=Di,j+Pi,j+Gi,j+Φi,j-εi,j+Fi,j+Suser

(2)

式中Di,j——擴散項Pi,j——應力產(chǎn)生項Gi,j——浮力產(chǎn)生項Φi,j——應力應變再分配項εi,j——離散項Fi,j——旋轉(zhuǎn)系統(tǒng)產(chǎn)生項Suser——自定義源項

2.3 DPM模型

由于旋風分離器中顆粒的濃度很低(小于10%)，屬于稀疏氣固兩相流。應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，分別在歐拉坐標和拉格朗日坐標下計算。其中單顆粒的運動滿足牛頓第二定律，由此可得：

(3)

式(3)右邊第一項為顆粒單位質(zhì)量曳力，第二項為顆粒所受壓力梯度力，第三項為其他作用力,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顆粒的作用。

2.4 沖蝕模型

許多學者針對顆粒對材料的沖蝕問題，進行了大量的試驗分析，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、相對速度以及質(zhì)量流量的函數(shù)，其表達式為[16]：

(4)

3 數(shù)值模擬

3.1 幾何模型和計算網(wǎng)格

為了更加準確地對旋風分離器壁面進行沖蝕磨損研究，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旋風分離器作為研究對象。其結(jié)構(gòu)尺寸和網(wǎng)格模型如圖1所示。運用ICEMCFD對旋風分離器流體域進行離散，全部采用結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格來進行劃分。整體網(wǎng)格單元的最大尺寸為15 mm，并對速度梯度變化較大的壁面劃分邊界層網(wǎng)格，對局部區(qū)域和邊界層網(wǎng)格進行加密細化。通過計算最后得出，整體網(wǎng)格單元數(shù)為384900個。

圖1 旋風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。采用湍流強度和水力直徑來對入口湍流進行描述，其中湍流強度I=0.038，水力直徑DH=83 mm。由于旋風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對單向氣流場進行穩(wěn)態(tài)計算。差分格式采用二階迎風格式。然后啟動DPM模型，運用自定義函數(shù)，進行雙向耦合瞬態(tài)計算得出壁面的磨損和顆粒的受力情況。時間步長ΔT=0.0001 s，壓力插補格式選用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)。旋風分離器器壁的磨損與顆粒在旋風分離器內(nèi)的運動過程是密切相關(guān)的，顆粒的運動方式不同對磨損的影響也不同。在入口目標區(qū)域內(nèi)，固體顆粒在高速氣體的攜帶下直接沖擊旋風分離器內(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分離器筒體部分的運動軌跡是相同的。

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]。旋風分離器錐體部分的沖蝕磨損數(shù)量級要小于筒體，這是由于粒子的能量耗散的結(jié)果，導致切向速度低于進口速度。錐體部分的沖蝕磨損量從錐體上部往下逐漸增大，到達錐體末端時出現(xiàn)沖蝕磨損的最大值。這與Hoffmann的研究結(jié)論旋風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，到達錐體末端時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。同時自然旋風長度也會對旋風分離器錐體末端的沖蝕磨損產(chǎn)生影響,底部渦核會將旋風分離器錐體末端磨成環(huán)形溝槽，磨損嚴重時會造成錐體底部穿孔失效。

圖4 錐體沖蝕磨損云圖

4.2 壁面沖蝕磨損機理研究

4.2.1 顆粒的運動軌跡

為了更加直觀地研究分離器的磨損機理，對不同粒徑顆粒的空間分布規(guī)律進行了研究。圖5所示為旋風分離器內(nèi)固體顆粒的運動規(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中用拉格朗日坐標對固體顆粒進行追蹤，每個時間步長△T=0.0001s內(nèi)均勻的從入口射入2000個顆粒。粒子的入射時間為t=0.02 s，一共追蹤15萬個固體顆粒?？梢缘贸雒糠N粒徑的顆粒都有相應的灰?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動，部分小顆粒進入到排氣升管中，逃逸出去。當t=0.8 s時仍然還有大部分中間直徑的粒子剩余在分離空間中。尤其是在旋風分離器頂部，呈現(xiàn)出明顯的固體顆粒聚集的情況，同時在灰斗下部也出現(xiàn)了大粒徑灰?guī)У木奂F(xiàn)象。壁面灰?guī)У某霈F(xiàn)會加重旋風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)不僅會加劇分離器壁面的沖蝕磨損也會降低分離效率。下面從粒子的受力角度對壁面磨損機理進行分析。分別對直徑為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為旋風分離器半錐角。由于顆粒所受其他各力遠小于曳力，因此忽略不計。

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，到錐體下部時較大，且曳力徑向分量一直出現(xiàn)正負波動，其合力也是在零軸線上跳動，導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，軸向運動完全取決于軸向曳力的大小，從而導致了小粒徑顆粒運動的隨機性，容易從升管中發(fā)生逃逸。

圖7 不同時刻小粒徑顆粒的徑向受力變化

圖8 不同時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。兩者合力在零軸線附近波動，導致顆粒在徑向上位移很小，一直做貼壁運動。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，且向上的合力極值略大。導致部分顆粒反復的撞擊旋風分離器頂板，在頂部一段區(qū)域反復的做上下跳動的圓周運動，導致旋風分離器頂灰環(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，到達錐體下部出現(xiàn)較大的正負波動。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，由此可知該處粒徑的顆粒在豎直方向的受力近似動態(tài)平衡。從而導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Nz1等于重力和軸向曳力合力時，顆粒的豎直軸向受力將出現(xiàn)動態(tài)平衡。

5 結(jié)論

(1)運用RSM模型和沖蝕模型對分離器壁面磨損進行研究，得出分離器容易產(chǎn)生磨損的部位有3個：筒體區(qū)域頂部向下25 mm范圍以內(nèi)是磨損發(fā)生最嚴重的位置，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)對不同粒徑的空間分布研究得出，在旋風分離器頂部，呈現(xiàn)出明顯的固體顆粒聚集的情況，同時在灰斗下部也出現(xiàn)了大粒徑灰?guī)У木奂F(xiàn)象。壁面灰?guī)У某霈F(xiàn)會進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，主要從事計算機仿真設(shè)計、先進制造技術(shù)方面的教學和研究,通訊地址：617000 四川攀枝花市機場路10號攀枝花學院機械工程學院,E-mail：liqin103@126.com。