不同入口形式的固液分離旋流器壁面磨損研究

袁惠新，呂　浪，殷偉偉，未莉莉

（常州大學機械工程學院，江蘇 常州 213016）

不同入口形式的固液分離旋流器壁面磨損研究

袁惠新，呂浪，殷偉偉，未莉莉

（常州大學機械工程學院，江蘇 常州 213016）

基于計算流體力學（CFD）軟件Fluent中的顆粒隨機軌道模型（DPM），對兩種入口形式的固液分離旋流器的壁面磨損進行數值模擬的比較，結果表明：單入口式固液分離旋流器頂板的最大磨損位于方位角140°～210°，環形空間壁面最大磨損位于方位角120°和190°，底流口附近壁面?最大磨損在周向方向180°的底流口上方1～2mm位置；雙入口式旋流器的壁面磨損呈對稱分布，最大磨損在底流口位置，頂板壁面最大磨損在兩個入口區域，頂板外層最大磨損位于方位角80°～110°和260°～290°，環形空間壁面最大磨損位于方位角120°和300°；相同條件下，雙入口式旋流器頂板和環形空間的壁面磨損小于單入口式旋流器頂板和環形空間的壁面磨損；而對于底流口附近的壁面磨損，雙入口式固液分離旋流器底流口附近的壁面磨損略大。

旋流器；數值模擬；分離；入口；磨損

在工業生產中，固液分離旋流器是將有密度差的固液兩相混合物在離心力的作用下進行分離［1-2］，而其中重分散相固體顆粒在分離過程中會對旋流器壁面造成磨損，影響了固液分離旋流器的發展。目前研究顆粒對壁面磨損的文獻很多，如金有海、趙新學等［3-5］研究了固體顆粒對旋風分離器壁面磨損的影響，李昳、朱祖超等［6］分析了離心泵內部固液兩相流動對磨損規律的影響，林哲、阮曉東等［7］基于數值模擬方法對閘閥內部顆粒碰撞磨損以及磨損改進設計開展了系統的研究，楊建勝、羅坤等［8］探討了不同粒度的煤灰顆粒對管束和槽道壁面磨損的影響，但關于固液分離旋流器壁面磨損的研究報道很少。本文采用Fluent中的DPM模型對兩種入口形式的固液分離旋流器的壁面磨損進行實驗研究以及與數值模擬的比較。

1　計算模型

1.1磨損計算方程

磨損速率的定義是單位時間內，壁面每一個計算單元中顆粒對壁面材料磨損的質量，公式定義為式（1）［9-13］。

式中，Np為顆粒數；pm˙為顆粒的質量流率；C（dp）為顆粒直徑的函數；f（α）為侵入角的函數；α為顆粒對壁面的沖擊角；b（v）為相對速度的函數；v為顆粒相對于壁面的速度；Aface為顆粒在壁面上的投影面積。若需計算總的材料質量損失，在整個壁面上對Rerosion進行積分；壁面厚度損失率用Rerosion與材料密度的商求得，壁面厚度損失率可直接計算出旋流器的使用壽命。

1.2物理模型及網格劃分

試驗和計算中采用的物理模型如圖1所示，結構參數如表1所示。利用Gambit軟件創建模型并劃分網格，采用六面體結構化網格劃分，首先對不同網格數（6.8萬、10萬、20萬、30萬、100萬）的單入口固液分離旋流器壓降、分流比以及壁面磨損率進行了數值模擬，對旋流器網格進行了整體的加密，計算所得結果的變化誤差值在2%范圍內波動。結果表明，不同網格數目下，旋流器的壓降、分流比和壁面磨損率的變化很小，可以忽略，滿足無關性的驗證。本論文研究所采用的網格數為6.8萬，網格劃分見圖2所示。

圖1　固液旋流器結構圖

表1　固液旋流器結構尺寸

圖2　物理模型的網格劃分

.3 邊界條件的設置

采用Fluent程序中的壓力基準算法隱式求解器，控制方程中的壓力-速度耦合項應用協調一致的implec算法和Quick差分格式。進料口設置為速度入口；底流口和溢流口設置為Outflow；固液旋流器壁面的位置不同，選取的壁面的碰撞恢復系數也不同。顆粒相入口的射流源設為面源，速度與液相速度相同，顆粒材料與試驗中相同，選取密度700kg/m3的鋁粉顆粒，粒徑滿足Rossin-Rammler分布，中位粒徑13.5μm，分布指數為2.82；溢流口設為完全逃逸，底流口設為捕捉。

.4 模擬可靠性驗證

為評估數值模擬是否可靠，通過單入口固液分離旋流器的壓力降、顆粒質量流率的試驗對比來驗證。圖3、圖4為試驗中所用旋流器平臺及單入口式固液分離旋流器，圖5中的壓力降表示入口和底流口的靜壓損失，隨著處理量的增大，旋流器的底流壓降也逐漸增大。底流口顆粒質量流率可直接反映底流口流出顆粒的多少。圖6可以看出，固液分離旋流器底流口顆粒的質量流率隨著處理量的增大，總體呈上升趨勢；在控制底流分率一定的情況下，重分散相顆粒在分離過程中，底流口質量流率越大，說明底流口流出的固體顆粒也越多，其分離效率越高。同時固體顆粒增多，使得顆粒對旋流器壁面造成沖蝕磨損的機率大大增加，旋流器壁面磨損也會更加嚴重。圖5、圖6中的模擬和實驗結果吻合較好，證明了數值模擬的可靠性。

圖3　試驗中旋流器平臺

圖4　試驗中固液分離旋流器

圖5　處理量與壓力降的關系

圖6　處理量對底流口顆粒質量流率的影響

2　計算結果分析

在進行數值模擬時，兩種固液分離旋流器流體和顆粒入口速度為5.6m/s，底流分率、顆粒和流體的物性參數、入口面積和其他結構參數都保持一致。

2.1固液分離旋流器頂板的壁面磨損

在固液分離旋流器的入口區域，重分散相顆粒受流體的影響較大，特別是粒徑較小的顆粒伴隨著流體一起運動，同時在環形空間內圈的外側區域存在著向上的軸向速度，帶動一些較小的顆粒產生向上運動的趨勢，從而使得顆粒在這一時刻受到一個方向向上的力，當此力大于重力時，顆粒在軸向方向上會向上運動；當此力等于重力時，顆粒在軸向方向上不發生運動。這兩種情況都會導致一些小粒徑的顆粒在入口環形區域漂浮或貼著旋流器頂板運動，形成了灰頂環，對固液分離旋流器的頂板造成壁面磨損。從圖7可以看出，兩種固液分離旋流器頂板的壁面磨損在徑向方向的分布較為均勻，壁面磨損總體上隨著徑向位置的增大而增大，最大磨損都出現在頂板的外層。但頂板的磨損在周向方向上的分布并不均勻，單入口式旋流器的壁面磨損主要在方位角90°～280°范圍之間，磨損峰值處于方位角140°～210°左右，最大磨損峰值為9.6×10-7kg/（m2·s）。在磨損峰值之前，頂板的磨損隨著方位角的增大而增大；在磨損峰值以后，其磨損隨著方位角的增大而減?。浑p入口式旋流器頂板的磨損呈對稱分布，在兩個入口區域磨損最為嚴重，而頂板外層的磨損峰值處于方位角80°～110°和260°～290°的位置，雙入口式固液分離旋流器頂板的壁面磨損峰值遠小于單入口式旋流器頂板的壁面磨損峰值，磨損峰值只有3.0×10-7kg/（m2·s）。

圖7　單入口、雙入口固液分離旋流器頂板壁面磨損云圖

圖8　單入口、雙入口固液分離旋流器入口環形空間壁面磨損云圖

2.2固液分離旋流器入口環形空間的壁面磨損

在固液分離旋流器入口處環形空間的液固兩相流會有一個直線運動變為圓周運動的過程，這一過程導致其壁面發生磨損，液相的流速在入口處較大，重分散相顆粒受到離心力和慣性作用后，脫離流體運動的軌跡，以一定的速度撞擊旋流器環形空間的內壁面；同時環形空間液固兩相流速度較大使得流場較為紊亂，重分散相顆粒并不能沉積在內壁面上，與內壁的作用以瞬間沖擊為主，因此在固液分離旋流器入口處環形空間內，顆粒與內壁的磨損主要是沖擊磨損。從圖8可以看出，單入口和雙入口固液分離旋流器入口環形空間壁面磨損分布以局部磨損為主，單入口固液分離旋流器環形空間的壁面磨損嚴重部位在方位角120°和190°左右的位置；雙入口固液分離旋流器環形空間壁面的磨損呈軸對稱分布，最大磨損部位在方位角120°和300°左右的位置。從圖9可知，在其他參數一定的情況下，單入口固液分離旋流器環形空間的壁面磨損遠大于雙入口固液分離旋流器環形空間的壁面磨損。單入口式旋流器入口環形空間壁面磨損率的峰值為1.2×10-6kg/（m2·s）；雙入口式旋流器入口環形空間壁面磨損率的峰值只有6.6×10-7kg/（m2·s）。這是因為單入口固液分離旋流器在入口到環形空間的階段，流體運動空間變化較小，對固液兩相流的運動速度影響不大；雙入口固液分離旋流器在入口到環形空間的階段，流體運動空間變化較大（從小空間到大空間），使得固液兩相流的運動速度衰減。因此，單入口式旋流器環形空間內的顆粒具備較高的動量，對壁面造成更大更多的沖擊磨損，從而導致單入口式旋流器入口環形空間的壁面磨損更嚴重。

2.3固液分離旋流器底流口附近的壁面磨損

工業中，固液分離旋流器最先磨穿的部位是靠近底流口處的位置。磨損嚴重的原因有4種：一是液固兩相流向底流口運動，大量的顆粒沉積在壁面上，在接近底流口位置，顆粒濃度達到最大值，對壁面造成的磨損也將最嚴重；二是底流口處流體的湍動程度急劇上升，顆粒與壁面的碰撞次數逐漸增加，碰撞次數的增多使得底流口附近壁面磨損的嚴重程度增大；三是固液分離旋流器圓錐體壁面末端受到旋進渦核不穩定性的影響，加劇旋流器底流口附近的磨損；四是重分散相顆粒對旋流器底流口附近壁面的主要磨損是磨削磨損，半徑減小，顆粒切向速度（旋轉速度）加快，固體顆粒對旋流器壁面的作用力增大，使得運動中的顆粒對壁面的磨削磨損也明顯增強。由圖10、圖11看出，單入口和雙入口固液分離旋流器壁面最嚴重的磨損部位都是在底流口附近，底流口附近磨損分布均勻有層次，越接近底流口，壁面磨損率越高。由于單入口固液分離旋流器底流口附近的壁面受到旋進渦核不穩定性的影響較大，最大磨損部位一般在周向方向180°左右的底流口上方1～2mm位置；而雙入口固液分離旋流器內部流場相對較穩定，底流口附近的壁面受到旋進渦核不穩定性的影響較小，其最大磨損部位在底流口位置，且磨損呈軸對稱形式分布。由圖12可以看出，單入口式固液分離旋流器壁面磨損率的峰值為4.2×10-5kg/（m2·s）；雙入口式旋流器壁面磨損率的峰值為5.7×10-5kg/（m2·s）；雙入口式旋流器底流口區域的流場相對單入口式旋流器底流口區域的流場更穩定，更多的顆粒沉積于底流口壁面運動，造成對底流口壁面的磨削磨損；而單入口式固液分離旋流器底流口區域的流場較為紊亂，少部分已經沉積于底流口壁面的顆粒受流場影響，發生返混的現象，難于對旋流器底流口壁面造成磨削磨損，壁面磨損相應減弱。所以雙入口固液分離旋流器壁面的磨損率略大于單入口固液分離旋流器壁面的磨損率，同時旋流器底流口壁面的磨損分布也發生了改變。

圖9　z=58mm和z=59mm位置方位角與旋流器入口環形空間壁面磨損率的關系

圖10　單入口、雙入口固液分離旋流器底流口附近壁面磨損云圖

圖11　方位角與旋流器底流口附近壁面磨損率的關系

圖12　軸向位置與旋流器底流口附近壁面磨損率的關系

3　結 論

本文基于CFD軟件Fluent研究了相同條件下的單入口式和雙入口式固液分離旋流器壁面磨損情況，通過分析得到以下結論。

（1）固液分離旋流器頂板的壁面磨損隨著徑向位置的增大而增大。周向方向上，單入口式旋流器頂板的最大磨損位于方位角140°～210°；雙入口式旋流器頂板的磨損呈對稱分布，兩個入口區域的壁面磨損最嚴重，頂板外層的最大磨損位于方位角80°～110°和260°～290°。

（2）固液分離旋流器入口環形空間壁面磨損分布以局部磨損為主，雙入口式旋流器環形空間的壁面磨損呈軸對稱分布，最大磨損位于方位角120°和300°；單入口式旋流器環形空間的壁面最大磨損位于方位角120°和190°。

（3）固液分離旋流器壁面磨損最嚴重的部位在底流口附近，磨損以整體磨損為主。單入口式旋流器最大磨損在周向方向180°的底流口上方1～2mm位置；雙入口式旋流器底流口附近壁面磨損呈對稱分布，最大磨損在底流口位置。

（4）當固液分離旋流器的入口形式發生改變時，旋流器壁面磨損和最大磨損部位在周向方向上發生很大的變化，在軸向方向上的變化較小。雙入口式旋流器頂板和環形空間的壁面磨損小于單入口式旋流器頂板和環形空間的壁面磨損；而對于底流口附近的壁面磨損，雙入口式旋流器的磨損較大一些。

影響固液分離旋流器壁面磨損的因素很多，通過數值模擬可直觀地反映出旋流器各個部分壁面磨損分布情況和變化趨勢，為固液分離旋流器的工程設計提供參考。

［1］ 趙立新，蔣明虎，孫德智. 旋流分離技術研究進展［J］. 化工進展，2005，24（10）：1118-1123.

［2］ 袁惠新，馮骉. 分離工程［M］. 北京：中國石化出版社，2001.

［3］ 趙新學，金有海. 基于CFD的旋風分離器壁面磨損數值預測［J］.石油機械，2010，38（12）：42-45.

［4］ 金有海，于長錄，趙新學. 旋風分離器環形空間壁面磨損的數值研究［J］. 高?；瘜W工程學報，2012，26（2）：196-202.

［5］ 趙新學，金有海. 排塵口直徑對旋風分離器壁面磨損影響的數值模擬［J］. 機械工程學報，2012，48（6）：142-148.

［6］ 朱昳. 離心泵內部固液兩相流動數值模擬與磨損特性研究［D］. 杭州：浙江理工大學，2014.

［7］ 林哲. 閘閥內部氣固兩相流動及磨損研究［D］. 杭州：浙江大學，2013.

［8］ 楊建勝. 煤灰顆粒對管束和槽道壁面磨損的直接數值模擬研究［D］. 杭州：浙江大學，2010.

［9］ 袁惠新，殷偉偉，黃津，等. 固液分離旋流器壁面磨損的數值模擬［J］. 化工進展，2015，34（3）：664-670.

［10］ McLaury B S. A model to predict solid particle erosion in oilfield geometries［D］. Tulsa：The University of Tulsa，1993.

［11］ Fluent User’s Guild［M］. Lebanon，USA：Fluent Inc，2005.

［12］ Chu K W，Kuang S B，Yu A B，et al. Prediction of wear and its effect on the multiphase flow and separation performance of dense medium cyclone［J］. Minerals Engineering，2014，56：91-101.

［13］ 朱紅鈞，林元華，謝龍漢. FLUENT12流體分析及工程仿真［M］. 北京：清華大學出版社，2011.

Numerical simulation of the wall attrition in solid-liquid separation cyclone with different inlet forms

YUAN Huixin，Lü Lang，YIN Weiwei，WEI Lili
（School of Mechanical Engineering，Changzhou University，Changzhou 213016，Jiangsu，China）

This paper compared the wall attrition of solid-liquid separation cyclone with the two inlet forms using particle stochastic trajectory model（DPM） of the computational fluid dynamics（CFD）software. The simulation results showed that for the solid-liquid separation cyclone with the single inlet，the most severe attrition part of the roof wall was located between the azimuth angle 140° to 210° and for the annular space wall，it was at the azimuth angle 120° and 190°；the most severe wall attrition part of the underflow port was distributed in the position of 1—2mm above the underflow port in the circumferential direction of 180°. For the solid-liquid separation cyclone with the double inlet，the attrition distribution on the wall was symmetrical；the most severe wall attrition was distributed in the underflow port；the most severe attrition of the roof wall appeared in the area of the two inlets；the azimuth angle of the most severe attrition of the roof’s outer layer ranges from 80° to 110° and 260° to 290°. As for the annular space wall，the most severe attrition was at the azimuth angle 120° and 300°. In the same conditions， the wall attrition of the separation cyclone’s roof wall and annular space with the double inlet was less severe but the wall attrition of the underflow port is more severe.

the separation cyclone；numerical simulation；separation；inlet；attrition

TQ 051.8

A

1000-6613（2015）10-3583-06

10.16085/j.issn.1000-6613.2015.10.010

2015-04-24；修改稿日期：2015-05-25。

及聯系人：袁惠新（1957—），博士，教授，博士生導師，主要研究方向為多相流與機械分離凈化技術與設備。E-mail yuanhuixin2000@126.com。