范軍領，何昊，張攀，陳光輝

（1 青島科技大學機電工程學院，山東青島 266061；2 青島科技大學化工學院，山東青島 266042；3 山東省多相流體反應與分離工程重點實驗室，山東青島 266042）

旋風分離器作為一種典型的非熱物理分離設備，廣泛應用于工業(yè)生產(chǎn)領域。分離效率和壓降是評價其性能優(yōu)劣的兩大指標。為提高分離效率、降低壓降，大量學者對旋風分離器結構、操作條件等進行了研究，并取得了豐碩的成果。但磨損始終是制約其應用與發(fā)展的重要問題之一，尤其是當采用旋風分離器處理高硬度、高腐蝕性顆粒時，設備內(nèi)壁磨損加劇，隨著關鍵部位尺寸的改變，旋風分離器分離效率大幅下降、使用壽命顯著縮短，甚至磨穿壁面導致非計劃停車，帶來巨大的安全隱患和經(jīng)濟損失。

旋風分離器磨損是由沖蝕磨損、表面疲勞磨損和腐蝕磨損等形成的復合磨損，具有局部性和非均勻性。工業(yè)應用表明，旋風分離器入口正對、錐體下部壁面是局部減薄或穿孔的常見部位。相比于復雜耗時的磨損實驗，基于計算流體力學（CFD）預測磨損、分析磨損機理，成為研究旋風分離器磨損的有效途徑。旋風分離器磨損與其幾何結構密切相關，金有海、王江云、李琴等研究了入口結構對旋風分離器磨損的影響，指出單入口結構磨損范圍最廣、雙入口結構磨損相對均勻，隨入口高寬比的增大，錐體內(nèi)渦核擺動增強，錐體底部磨損加劇。袁惠新等研究了旋流器磨損，也得到了相似的結論。趙新學等發(fā)現(xiàn)減小排塵口直徑，也將增強內(nèi)渦渦核擺動，加劇錐體壁面磨損，反之增大排塵口直徑一定程度上降低了壁面磨損，但顆粒返混現(xiàn)象加劇，嚴重影響分離效率。此外，磨損將導致旋風分離器壁面粗糙度增大，自然旋風長縮短，分離效率降低。結構的改變本質上造成旋風分離器內(nèi)部流場的變化，進而影響顆粒的運動過程。Duan 等開發(fā)了環(huán)流式旋風分離器，利用特殊的內(nèi)外筒設計優(yōu)化流體流路，避免了內(nèi)外渦流的相互干擾，使得設備運行時的磨損降低，使用壽命顯著延長。Wei 等指出實際生產(chǎn)中，由于旋風分離器入口變徑管的存在，顆粒速度往往大于進氣速度，容易造成顆粒破碎和壁面磨損。王薇、李琴、高助威等認為大、中粒徑顆粒在筒體頂端和錐體底部的受力平衡是灰環(huán)出現(xiàn)的主要原因。灰環(huán)具有非軸對稱、準周期脫落特性，加劇了旋風分離器局部磨損。禮曉宇等測量了旋風分離器內(nèi)部顆粒藏量，發(fā)現(xiàn)顆粒藏量主要來源于頂灰環(huán)，頂灰環(huán)周期性地脫落與重生使得壁面磨損加劇?？孜奈牡劝l(fā)現(xiàn)料腿漏風將導致旋風分離器內(nèi)壓力產(chǎn)生波動，壓降降低，且入口流速越低，漏風影響越明顯。入口流速、顆粒濃度等操作條件決定了旋風分離器的磨損情況。魏耀東等通過蝸殼式旋風分離器磨損模擬實驗，發(fā)現(xiàn)器壁磨損量與入口流速呈三次方關系，與顆粒濃度呈線性關系。Wang 等研究了循環(huán)流化床磨損，發(fā)現(xiàn)旋風分離器筒體、錐體的磨損大小取決于入口流速，入口流速較大時筒體磨損嚴重，反之錐體磨損嚴重。Chu 等數(shù)值研究了重介質旋流器磨損，指出磨損速率取決于操作條件和顆粒屬性，重力的影響可能導致大粒徑顆粒非對稱磨損。Sedrez 等發(fā)現(xiàn)增大入口流速，旋風分離器壁面磨損加?。幌嗤肟诹魉傧?，增大顆粒質量流率，由于“緩沖效應”的影響，壁面磨損反而有所下降。降低入口流速必然導致旋風分離器分離性能降低，減磨多從優(yōu)化結構設計入手，如加裝防磨板、側壁開縫、切向腔室、反塵錐、內(nèi)襯等結構有著良好的減磨效果。

綜上所述，現(xiàn)有研究大多聚焦于設計參數(shù)或操作條件對旋風分離器磨損的影響。工業(yè)應用主要通過增加耐磨襯里（厚度可達100～200mm）來延長設備使用壽命，但長期磨損仍會導致設備壁面厚度（包括絕熱襯里、耐磨襯里等）減薄，從而改變旋風分離器的結構參數(shù)，并最終影響其操作性能。局部磨損對旋風分離器內(nèi)流場及分離性能影響規(guī)律的研究鮮有報道。α 型旋風分離器由青島科技大學化工學院研發(fā)，入口以傾角向下傾斜，頂蓋為帶一定傾角的螺旋板，氣體入口按頂蓋傾斜角度與直筒和頂蓋相切，有效消除了頂灰環(huán)，提高了除塵效率，在實際生產(chǎn)中得到了廣泛應用。本文采用數(shù)值模擬計算方法研究了局部磨損對α型旋風分離器內(nèi)流場及分離性能的影響規(guī)律，以期指導實際應用。

1 數(shù)值計算

1.1 數(shù)學模型

基于CFD 的磨損預測由流場模擬、顆粒追蹤和磨損計算三部分組成。旋風分離器內(nèi)部是三維強旋湍流，各向異性效應顯著，雷諾應力模型（RSM）和大渦模擬（LES）是描述此類復雜旋流的有效湍流模型。然而LES 對硬件水平要求較高，求解需要較多的計算資源，所以本文使用RSM[式(1)]研究α 型旋風分離器內(nèi)部流場。與顆粒離散相（模型）DPM 雙向耦合求解顆粒運動，基于存儲的顆粒-壁面碰撞信息，引入E/CRC 磨損方程求解旋風分離器壁面磨損。

1.1.1 RSM

式中，湍動擴散項、浮力產(chǎn)生項G、壓力應變項φ、黏性耗散項ε需要建模使方程組封閉，相關方程可參考文獻[35]。

1.1.2 DPM

旋風分離器中固體顆粒濃度較低，多應用DPM 分析。DPM 適用于顆粒體積濃度相比于連續(xù)相較低（一般低于10%）的流場計算，忽略顆粒間的相互碰撞，連續(xù)相和離散相分別在歐拉與拉格朗日坐標系下計算，顆粒運動滿足牛頓第二定律，見式(2)。

式(2)右側依次為顆粒所受曳力與重力，虛擬質量力、布朗力等附加力相比于曳力數(shù)值較小，可忽略不計。

1.1.3 E/CRC磨損模型

沖蝕磨損過程影響因素眾多，其中顆粒沖擊速度與角度常作為磨損方程的基本參數(shù)。與其他磨損模型相比，E/CRC磨損模型考慮了壁面硬度、顆粒形狀等要素對磨損的影響，計算結果與實驗數(shù)據(jù)更接近。E/CRC磨損方見式(3)、式(4)。

式中，為磨損率，kg/(m·s)；、分別為經(jīng)驗常數(shù)、速度指數(shù)，分別取值4.62×10、2.41；為布氏硬度；為顆粒形狀系數(shù)，對于半球形顆粒取0.53；為顆粒沖擊速度，m/s；為顆粒沖擊角，rad。

1.2 幾何模型及網(wǎng)格劃分

α 型旋風分離器幾何模型及網(wǎng)格劃分如圖1 所示。計算采用直角坐標系，軸與軸向方向一致，規(guī)定向下為正，=0 平面位于筒體與錐體連接處，-平面為水平面，原點位于軸心，并設置/=-0.34（筒體段）、1.45（錐體段）兩個監(jiān)測面。采用六面體網(wǎng)格劃分計算域，并進行了網(wǎng)格無關性驗證。分別建立入口正對壁面磨損厚度為=0mm（無磨損）、15mm、30mm、50mm 時的物理模型，進行考察分析。

圖1 α型旋風分離器結構及網(wǎng)格劃分簡圖

1.3 邊界條件及差分格式

（1）入口邊界 氣相入口為常溫常壓空氣，沿入口截面法向速率為20m/s，湍流強度為3.62%，水力直徑109.82mm。固相為硅顆粒，速度與氣相一致，中位粒徑15μm，密度2650kg/m，質量流率0.01kg/s。

（2）出口邊界 出口為自由出流，按充分發(fā)展湍流處理。

（3）壁面邊界 采用無滑移邊界條件、標準壁面函數(shù)處理邊界湍流。排氣管口、灰斗壁面分別設置為逃逸和捕捉，其余壁面均設置為反彈，碰撞恢復系數(shù)設為0.9。

（4）差分格式 控制方程采用有限體積法，壓力速度耦合算法采用SIMPLEC，壓力插補格式采用PRESTO！，各方程對流項采用QUICK 差分格式。

1.4 模型驗證

1.4.1 流場模型驗證

將筒體段軸向位置/=-0.4 處，切向速度與軸向速度徑向量綱為1 分布模擬計算結果與文獻[37]中的實驗數(shù)據(jù)進行對比，如圖2 所示。兩量綱為1速度分布數(shù)值模擬結果與實驗值接近，切向速度最大相對誤差約為5.78%，軸向速度最大相對誤差約為11.13%，表明RSM 可以較好地描述旋風分離器內(nèi)部流場的分布情況。

圖2 速度測量值與模擬值對比

1.4.2 磨損模型驗證

由于磨損研究的復雜性，且彎管切向彎曲結構與旋風分離器內(nèi)部旋轉情況相似，本文采用彎管磨損實驗數(shù)據(jù)驗證磨損模型的正確性。Vieira 等利用E/CRC 磨損方程預測了彎管磨損情況，并與砂-不銹鋼彎管沖蝕磨損實驗結果進行對比分析，模擬與實驗結果基本一致。利用本文1.1 節(jié)所采用的數(shù)學模型與磨損方程，同樣獲得了彎管的磨損情況，如圖3所示，磨損位置基本一致，最大磨損率模擬值與Vieira等實驗值吻合良好。

圖3 彎管磨損測量值與模擬值對比

2 結果分析與討論

2.1 磨損分析

圖4 為入口流速20m/s、0.01kg/s 硅顆粒沖蝕壁面材料為碳鋼的α 型旋風分離器磨損云圖。如圖4 所示，磨損以非均勻局部磨損為主，入口正對壁面磨損最為嚴重[如圖4(a)]，最大磨損率約為1.4×10kg/(m·s)，按此數(shù)據(jù)計算，該區(qū)域一個月時間壁面最大減薄約10mm。實際應用如圖5 所示，有機硅單體合成工藝中，未加襯里、壁厚10mm α 型旋風分離器運行僅一個月，入口正對壁面磨穿，致使設備停機，磨損厚度與模擬結果基本一致。這是由于入口顆粒運動速度高、慣性大，與壁面直接發(fā)生碰撞造成磨損。筒體段磨損相對均勻，磨損率約為5×10kg/(m·s)。錐體段磨損呈螺旋帶狀分布，沿軸向向下逐漸增大，最大磨損率約為1×10kg/(m·s)，這是由于顆粒在錐體段分離過程中會形成“灰?guī)А?，持續(xù)沖刷壁面造成磨損。排氣管及灰斗磨損相對較小。與傳統(tǒng)PV 型旋風分離器不同的是，由于螺旋板的導流與整流作用，α型旋風分離器無頂灰環(huán)現(xiàn)象，有效降低了頂板磨損。

圖4 α型旋風分離器磨損云圖

圖5 α型旋風分離器入口正對壁面局部磨損

2.2 速度矢量

如圖6所示，磨損造成α型旋風分離器螺旋段圓柱型結構發(fā)生了改變（圖中紅色區(qū)域），原本沿筒體作規(guī)則圓周運動的外旋流，產(chǎn)生了與圓周切向方向不一致的速度分量，進一步加劇了流場的不對稱性。尤其是氣流流經(jīng)磨損區(qū)域后，產(chǎn)生向旋風分離器中心運動的速度分量，導致已經(jīng)受離心力作用運動至邊壁處的固體顆粒進入設備中心區(qū)域重新離心分離，甚至會進入到內(nèi)旋流經(jīng)排氣管被帶出，從而降低了旋風分離器的分離效率。且隨著局部磨損厚度的增大，氣流方向的偏轉角度也越大，更不利于主流的穩(wěn)定與固體顆粒的分離。

圖6 α型旋風分離器螺旋段速度矢量圖

α型旋風分離器=0截面軸向速度矢量圖如圖7所示。由于排氣管內(nèi)部壓力較低，部分入口氣流在壓力梯度的作用下直接進入排氣管，形成“短路流”，且排氣管下口處的“節(jié)流效應”使得部分氣流在排氣管內(nèi)壁處作縱向環(huán)流運動，形成二次渦。隨著局部磨損的加劇，受氣流偏轉的影響，排氣管下口流體短路區(qū)域擴大，且軸向速度也逐漸增大，由約5m/s增大至10m/s，排氣管內(nèi)二次渦增強，增大了固體顆粒隨短路流直接逃逸的可能。本文2.6節(jié)中α型旋風分離器分級效率曲線表明，3μm顆粒分離效率由約74.38%降低至54.97%，分離效率顯著下降。

圖7 α型旋風分離器X=0截面軸向速度矢量圖

2.3 短路流量

旋風分離器任一截面下行流量可通過軸向速度對過流面積積分求得。圖8 為α 型旋風分離器下行流量沿軸向的分布，由圖8可以看出在排氣管下端，下行流量隨軸向高度增大而降低，后變化較小，陡降區(qū)域就是短路流區(qū)域，差值即為短路流量。如表1所示，隨磨損厚度的增大，短路流區(qū)域及流量增大，=50mm 時，短路流區(qū)域由排氣管下端約25mm增大至50mm，短路流量由約0.11m/s增大至0.17m/s。

圖8 不同磨損厚度下下行流量分布

表1 不同磨損厚度下短路流區(qū)域及短路流量

2.4 切向速度

圖9分別為α型旋風分離器在/=-0.34、1.45截面，切向速度隨磨損厚度變化的分布情況。切向速度基本呈M 形對稱分布，由于采用標準壁面函數(shù)，壁面處切向速度逐漸降低為零，以最大切向速度為界，呈現(xiàn)外部準自由渦與內(nèi)部準強制渦的Rankine 組合渦結構。隨著局部磨損的加劇，排氣管下口短路流增大，從而導致排氣管下口以下區(qū)域流體流量減少，切向速度逐漸降低，且主要以外渦區(qū)域最為明顯。=50mm時，外渦切向速度平均降低了約12%。由于旋風分離器顆粒的分離過程主要在外渦進行，顆粒所受離心力的大小與切向速度直接相關，外渦切向速度的降低將造成顆粒所受離心力減小，最終影響設備的分離性能。

圖9 不同磨損厚度下切向速度分布

2.5 顆粒運動軌跡

圖10、圖11 分別為不同粒徑顆粒在α 型旋風分離器內(nèi)的運動軌跡。顆粒粒徑較小時，受離心力的影響較小，曳力居于主導地位，致使其運動軌跡布滿整個設備空間，存在直接從排氣管逃逸的現(xiàn)象。隨著粒徑的增大，顆粒所受離心力增大，形成沿壁面螺旋下行的旋轉運動，且粒徑越大，顆粒與壁面的碰撞位置越靠近入口處，越早形成旋流。與未磨損時相比，旋風分離器入口正對區(qū)域發(fā)生磨損后，顆粒不再做規(guī)則的圓周運動，其存在較大的徑向速度，會反彈向設備內(nèi)部，靠近排氣管運動。旋風分離器內(nèi)細顆粒（如1μm）的運動受湍流的影響較大，局部磨損造成壁面粗糙度及幾何結構的改變加劇了這一影響。如圖10 所示，隨局部磨損厚度的增大，細顆粒在排氣管下方的停留時間變長，并最終從排氣管逃逸。經(jīng)分離的細顆粒運動軌跡逐漸靠近灰斗底部，容易被上行渦流夾帶，轉為向上排出。而對于粗顆粒（如30μm），如圖11 所示，隨著局部磨損厚度的增大，顆粒帶寬度減小，顆粒運動軌跡趨于重合，容易形成高濃度灰環(huán)，而灰環(huán)形成后一方面會增大顆粒從排氣管短路，另一方面高濃度顆粒流會加劇壁面磨損。

圖10 1μm顆粒運動軌跡比較

圖11 30μm顆粒運動軌跡比較

2.6 壓降與分級效率

入口流速與壓降的關系如圖12(a)所示，隨入口流速的增大，α型旋風分離器壓降升高。相同入口流速下，隨局部磨損厚度的增大，排氣管下口短路流加劇，向下流動流體減少造成壓降降低，δ=50mm時，壓降降低了約15.41%。

圖12(b)為入口流速20m/s時顆粒粒徑與級效率的關系，可以看出α型旋風分離器分級效率曲線基本呈S 形分布，級效率隨顆粒粒徑的增大而增大、隨局部磨損厚度的增大而減小。=50mm 時，可完全分離粒徑由未磨損時的11μm 增大至20μm，分割粒徑由0.73μm增大至2.36μm。局部磨損后設備對10μm以下顆粒的分離效率明顯降低，對細顆粒的分離效益影響更顯著，如3μm 顆粒分離效率由74.38%降低至54.97%，說明發(fā)生局部磨損時α型旋風分離器仍具備一定的分離能力，但分離效率明顯下降。

圖12 α型旋風分離器壓降和分級效率曲線

3 結論

（1）模擬結果表明，α型旋風分離器入口正對壁面磨損最為嚴重，最大磨損率約為1.4×10kg/(m·s)。

磨損造成壁面幾何結構的改變，致使外旋流流經(jīng)磨損區(qū)域后，產(chǎn)生了向心的速度分量，導致外旋流顆粒進入內(nèi)旋流逃逸，不利于主流的穩(wěn)定與固體顆粒的分離。

（2）隨局部磨損的加劇，排氣管下口短路流增大，管口以下區(qū)域流體流量減少。外渦切向速度降低，顆粒所受離心力減小，細顆粒的逃逸現(xiàn)象更加明顯；粗顆粒顆粒帶寬度減小，顆粒運動軌跡趨于重合，容易形成高濃度灰環(huán)，加劇顆粒短路與壁面磨損。

（3）局部磨損導致α型旋風分離器分離性能下降，對細顆粒的分離效益影響更顯著。局部磨損厚度50mm 時，3μm 粒徑顆粒的分離效率由74.38%降低至54.97%，分割粒徑由0.73μm 增大至2.36μm；設備壓降降低了約15.41%。因此，優(yōu)化結構設計、嚴控工藝參數(shù)及提高襯里材料耐磨性能，以避免磨損造成分離效率大幅下降，對旋風分離器的高效運行具有重要意義。

—— 筒體直徑，mm

—— 分割粒徑，μm

—— 筒體半徑，mm

—— 徑向坐標，mm

—— 軸向速度，m·s

—— 入口流速，m·s

—— 切向速度，m·s

—— 軸向坐標，mm

—— 入口正對壁面磨損厚度，mm