摘要：采用雷诺应力湍流模型、离散相模型和改进的冲蚀模型对一种单入口双进气道旋风分离器内的气-固紊流及冲蚀过程进行了数值模拟,得到旋风分离器内壁面冲蚀速率详细分布规律。结果表明,固体颗粒对旋风分离器内壁的冲蚀主要发生在蜗壳上顶板、蜗壳与筒体连接段及排尘口处;在旋风分离器分离空间内,由上至下旋流稳定性逐渐减弱,导致壁面冲蚀速率逐渐增大。与普通单入口旋风分离器相比,在相同处理量时,单入口双进气道旋风分离器内形成的轴对称稳定旋流可以有效减弱颗粒与壁面的碰撞和磨削,从而明显降低壁面摩擦阻力损失和冲蚀速率,有利于旋风分离器的压降降低和长周期稳定运行。

关　键　词：旋风分离器; 入口; 双进气道; 冲蚀; 数值模拟

旋风分离器具有结构简单、设备紧凑、造价低、维修方便等优点,适用于高温、高压和腐蚀性环境,在催化裂化装置内作为油气和催化剂分离的关键设备,具有非常重要的地位。然而,在实际运行中,广泛存在于石油、化工、机械等领域的固体颗粒的冲蚀破坏所造成的壁面磨损问题,直接制约了旋风分离器的长周期运行[1-2]。

对于由固体颗粒碰撞造成的旋风分离器壁面磨损这一复杂的冲蚀问题,众多学者从分离器实际运行工况[3-4]、实验及理论分析[5-7]、磨损机制及预防措施[8-9]等方面进行了深入研究,全面分析了旋风分离器壁面冲蚀的过程、形成机理及影响因素,且提出了一些防磨措施。而从经济性和时效性角度来说,基于数值模拟方法的旋风分离器磨损的研究[10-11]相比传统实验方法,结果更加全面和直观,可以为冲蚀机理分析提供必要的基础数据。因此,笔者针对旋风分离器内非轴对称强旋流动和壁面颗粒冲蚀问题,采用数值模拟方法研究普通单入口和单入口双进气道旋风分离器内气、固多相流动及冲蚀过程,详细对比分析不同入口结构的旋风分离器内流场分布特点和冲蚀现象,考察非轴对称程度对旋风分离器壁面冲蚀程度的影响,以期从流动角度提出壁面防磨措施,为旋风分离器的结构优化提供理论基础。

1　旋风分离器的几何模型和网格划分

本研究中的传统单入口旋风分离器和单入口双进气道旋风分离器结构如图1所示。旋风分离器筒体直径为400 mm,旋风筒插入灰斗内部260 mm,灰斗直径和长度分别为800和1250 mm。计算时以旋风分离器中心轴线与上顶板的交点为坐标原点。单入口双进气道旋风分离器[12]与传统单入口旋风分离器结构的不同之处在于,在其切向入口内设有分流板,使切向进入的含尘气流分别从两个通道进入旋风分离器,可以实现入口气流的对称分配,增强旋风分离器内、外旋流的稳定性,减小阻力,提高分离效率。采用Gambit建模软件对直径400 mm的旋风分离器进行了完全结构化网格划分,节点数为109294个,并使用Fluent计算软件对其内部流场进行数值模拟计算,具体的网格划分也示于图1。

2　旋风分离器内流动及冲蚀模型

2.1　湍流模型

基于旋风分离器内恒温和不可压缩流动的假设,三维瞬时流动的基本方程可以表示为式(1)所示的通用形式。

(1)

在计算过程中,由于Reynolds应力输运模型(RSM)摒弃了紊流各向同性的假设,可以用于计算回转流和强旋流,符合旋风分离器内强旋流动的特点,因此选择RSM模型为湍流模型[13-14]。

2.2　多相流模型

离散相模型(Discrete phase model, DPM)主要考虑流体曳力、升力、湍流脉动等作用对颗粒轨迹的影响,能够较为清楚地追踪到颗粒的运动细节。考虑到其易与冲蚀模型相耦合,且本研究中的旋风分离器内固相体积分数较低,所以选用DPM模型作为多相流模型。

2.3　冲蚀模型

Fluent中冲蚀速率E的定义如式(2)所示。

(2)

式(2)中,C(dp)、f(α)和b(Vp)的默认值分别为1.8×10-9,1和0。当3个函数均为常量时,无法正确反映壁面冲蚀过程与颗粒大小及颗粒冲击角之间的关系,从而导致计算结果偏离实际情况。因此,笔者基于各参量对冲蚀速率影响规律的基础上,采用自定义函数的方式对Fluent固有冲蚀模型进行了修正[15],并用于旋风分离器冲蚀过程的数值模拟。

2.4　计算条件

计算时,气相选用常温空气,风量为1936 m3/h;颗粒相中位粒径为11.7 μm,密度为2730 kg/m3,含尘浓度为2 kg/m3。旋风分离器入口设为速度入口边界条件,排气管出口为充分发展的压力出口边界条件。由于使用DPM模型来模拟颗粒运动过程,因此灰斗末端料腿出口边界条件,对于气相设为固壁边界条件,对于颗粒相位设为颗粒捕集壁面条件。旋风分离器外壳和芯管等壁面施加无滑移固壁边界条件。

3　单、双进气道旋风分离器数值模拟结果与分析

3.1　冲蚀模型验证

采用RSM湍流模型、DPM多相流模型和改进的冲蚀模型对如图2所示突扩突缩管道内的冲蚀过程进行数值模拟计算,并与实验测量数据[16]进行对比验证,结果示于图3。从图3可以看出,改进后的冲蚀模型在突扩和沟槽处的计算值与实验数据吻合较好,远优于Fluent固有冲蚀模型。改进后的冲蚀模型能够较好的再现突缩段前部因漩涡导致颗粒对管壁冲蚀的抑制和沿流动方向冲蚀速率逐渐增大并达到稳定的过程,较为准确地给出了突缩段的冲蚀趋势。同时,改进后的冲蚀模型得到的沟槽段(第2危险点)冲蚀速率与实验数据较接近,明显提高了Fluent固有冲蚀模型的预报精度。因此,结合可以准确预报旋风分离器内强旋流流场的RSM模型,改进后的冲蚀模型可以用于旋风分离器内冲蚀过程的研究。

3.2　单、双进气道旋风分离器内冲蚀现象分析

3.2.1　旋风分离器壁面冲蚀速率特点

图4为φ400 mm旋风分离器蜗壳顶板的冲蚀速率分布。由图4可以看出,由于顶灰环的存在,在旋风分离器蜗壳顶板内壁面上,除入口区域外,沿径向方向随半径的增大冲蚀量值逐渐增大,且主要冲蚀部位集中在蜗壳边壁附近;入口气流受蜗壳切向引导作用,逐渐转变为圆周运动,在周向方向,冲蚀部位主要发生在90～330°范围内,在190°附近冲蚀量值达到最大。

图5为φ400 mm旋风分离器壁面冲蚀速率分布。由图5可以看出,在旋风分离器顶板、蜗壳和筒体连接处及锥体下部排尘口处,冲蚀量值较大,与实际运行中冲蚀部位相符。在环形空间内,气固两相流体由入口直线运动逐渐转变为圆周运动过程中,固体颗粒在惯性力和离心力的作用下脱离旋转气流向外运动,与旋风分离器的内壁面碰撞和磨削,出现冲蚀;在蜗壳与筒体连接段,螺旋向下流动的流体受流道面积缩小的影响,在筒体段产生冲蚀;继续向下流动的流体在锥体段旋转半径减小,旋转加速,颗粒与壁面的磨削加剧,在筒体和锥体形成螺旋形冲蚀带,且在排尘口处达到极值,形成了明显的环形磨损带。

3.2.2　单、双进气道旋风分离器壁面冲蚀对比

图6为φ400 mm单、双进气道旋风分离器环形空间不同轴向位置(z)上冲蚀速率沿圆周方向的分布。由图6(a)可以看出,单进气道旋风分离器分离空间壁面的冲蚀主要发生在90～330°范围,而双进气道主要发生在180～330°。两种结构出现最大冲蚀速率的位置基本一致,但由于特殊双进道结构造成内外两通道流体在蜗壳180°后汇聚,导致双进道冲蚀速率峰值大于单进道峰值。在环形空间z=-150 mm周向冲蚀速率的分布趋势与前者类似,如图6(b)所示。由于流体旋转向下流动的影响,冲蚀速率峰值位置相比环形空间上层有所滞后,且最大冲蚀速率量值明显降低。

图7为φ400 mm单、双进气道旋风分离器分离空间不同轴向位置(z)上冲蚀速率沿圆周方向的分布。由图7(a)可以看出,单、双进气道旋风分离器在蜗壳和筒体连接区域的冲蚀速率分布趋势基本一致,在0～240°先缓慢下降,然后在240～360°快速增大,量值上双进道略高于单进道。形成这种分布特点的主要原因是,单蜗入口的旋风分离器在蜗壳和筒体连接区域相当于流体流经突缩空间,使得突缩壁面受到颗粒的较强碰撞和磨削。因此,冲蚀速率分布特点与蜗壳与筒体连接的方位角相对应。在分离空间筒体下部z=-250 mm处,单、双进气道旋风分离器壁面冲蚀速率量级明显降低,在180°处出现峰值,如图7(b)所示。由于双进道旋风分离器内形成的稳定双层旋流[17]减弱了颗粒对壁面的碰撞和磨削,冲蚀速率量值较小,且沿圆周方向量值较为平均,无明显峰值。充分说明双进道形成的轴对称双层流场明显减弱了流体对壁面碰撞和磨削,降低了旋风分离器在分离空间的流动摩擦阻力。

图8为φ400 mm单、双进气道旋风分离器锥体空间不同轴向位置(z)上冲蚀速率沿圆周方向的分布。由图8可以看出,单、双进气道旋风分离器在锥体空间内,沿轴向竖直向下,流道缩小促使流体旋转半径减小,旋转效应增强,颗粒与壁面的碰撞和磨削逐渐增强,总体冲蚀速率周向分布较为平均无明显峰值;存在小幅波动,量值由上到下逐渐增大,排尘口处呈现的内外旋流的复杂流动,外层排气、内层吸气的颗粒返混状态,促使排尘口处冲蚀速率量值最大。同时,特殊设计的双进道削弱了整体旋风分离器内非轴对称旋转流动,使得锥体下部排尘口附近内旋流转折向上的尾迹摆动幅度大幅降低,冲蚀速率明显低于单进道旋风分离器,且在锥体区域由上到下,单、双进气道冲蚀速率差值逐渐增大。相对于单进道,双进道旋风分离器筒体和锥体区域的稳定旋流减弱了壁面的摩擦阻力损失,为压降降低做出了贡献。

图9为φ400 mm单、双进气道旋风分离器分离空间0°和180°壁面上冲蚀速率沿轴向位置(z)的分布。从图9可以看出,单、双进气道旋风分离器在分离空间内,从上到下冲蚀速率整体趋势逐渐增大,这是由于旋风分离器内的双层旋流场,越往下部旋流稳定性越弱,受旋流下部尾迹的影响,分离空间下部冲蚀速率最大。双进道旋风分离器内形成的轴对称的旋流更为稳定,冲蚀速率沿轴向分布量值明显低于单进道。

综上所述,特殊的单入口双进气道旋风分离器内形成轴对称稳定双层旋流场,可以消除不对称流场在升气管外壁形成的逆压梯度、流体脱体和漩涡,同时显著减弱了流体在旋风分离器中下部的涡核摆动现象;此外,双进道的设计使得气、固两相流被分成两股进入旋风分离器内部,增强了气流的分散作用,减少了单一入口进气的冲击能量损失。两方面的因素共同减弱了单入口双进道旋风分离器内部流体之间的相互挤压及颗粒在壁面的碰撞和磨削,促使壁面各处的最大冲蚀速率较单入口旋风分离器明显降低。此外,流动稳定性的增强和磨损率的降低,有效降低了旋风分离器的旋转动能损失,促使整体旋风分离器压降的减小和长周期稳定运行。

4　结　论

(1) 采用RSM模型、DPM模型和改进的冲蚀模型,可以较为准确的模拟旋风分离器内气、固冲蚀过程,并精确地预报主要冲蚀位置,与实际趋势吻合较好。

(2) 单、双进气道旋风分离器壁面的最大冲蚀速率主要发生在蜗壳上顶板、蜗壳及筒体连接段和下部排尘口附近,且分离空间内,由上至下,冲蚀速率量值逐渐增大,排尘口处最大。

(3) 双进气道结构可以显著降低旋风分离器内涡核摆动现象,有助于提高分离器旋流稳定性,减弱流体与壁面的碰撞和磨削效应,降低摩擦阻力损失,冲蚀速率量值明显低于单进道旋风分离器,有利于旋风分离器的长周期运行。

符号说明：

Aface——颗粒冲蚀面积,m2;

Azimuth——方位角,°;

b(Vp)——颗粒速度的函数;

C(dp)——颗粒粒径的函数;

dp——颗粒粒径,mm;

E——冲蚀速率,kg/(m2·s);

f(α)——颗粒冲击角的函数;

颗粒质量流率,kg/s;

xj——通用坐标,mm;

uj——速度,m/s;

Vp——颗粒速度,m/s;

t——时间,s;

z——轴向坐标,mm;

μ——黏性系数,Pa·s;

ρ——流体密度,kg/m3;

φ——通用因变量;

Γφ——因变量φ的扩散系数,m2/s;

Sφ——源项;

φ——旋风分离器的直径,mm;

α——颗粒冲击角,°;