基于旋转超重力机的固体制剂除尘装置设计与模拟

李梓轩、杨忠连、欧阳张文 2024-08-16

固体制剂生产时容易产生大量粉尘，如果处理不当，对生产过程和药品质量都会产生很大影响。旋转超重力机具有高效传质和分离性能，设备体积小，开停车方便，已成熟应用于化工分离、环境保护等领域。采用 Solidworks 软件对设备进行建模和组件设计，使用 Fluent 软件对设备内流体流动状态进行模拟和分析，从而得到设备内部各个零件的最优参数。

重力本质来源于地球的引力，表观为物体随地球一起转动时受地球的引力^[1]。超重力指的是物质在加速度高于地球重力加速度（9.8 m/s²）的环境下所受的力^[2]。超重力科学是一门研究超重力环境下化学变化过程和物理变化过程的科学^[3]。超重力技术是指利用超重力科学原理创制的应用技术^[4]。超重力本质上是力的属性，力在物理学中是矢量，数学中称向量，是一类既有方向又有大小的物理量。

Part.01

旋转超重力技术

超重力可借助旋转填料床实现，转子装上填料，在动力驱动下转子与填料做圆周运动，填料层内的物料随填料层一起做圆周运动。假设在没有重力的条件下，且转子做匀速圆周运动时，该运动体系内各处角速度大小相同，则转子内各处做匀速圆周运动的物体会受到圆周运动的向心力以维持圆周运动，该向心力的大小与物体角速度大小 ω 与物体相对转动中心的半径 r 的成正比，在角速度 ω 确定时仅与物体所在位置相对转动中心的距离 r 有关。把该体系中物体在旋转体内受的力视为力场，该力场中的加速度大小为半径 r 与角速度 ω 平方的乘积。表达式:

G=rω² （1）

在实际情况中，物体受重力影响，当该力场产生加速度 G 远大于重力加速度 g 时，为了简化计算，重力影响忽略不计。故可将该力场称为超重力场，物体在该力场中所受的力也可以被称为超重力^[5]。超重力场可看作是虚拟的离心加速度远大于重力加速度的力场，该力场中重力加速度可忽略不计，该力场可借助物体高速旋转实现。

Part.02

旋转超重力固体制剂除尘装置的设计

2.1

外壳的设计

在本次研究中，使用牌号为 Q235A^[6]的碳素钢作为制作设备壳体的材料。壳体尺寸见表1。

表1 壳体尺寸表

图1 外壳示意图

2.2

转子的设计

转子^[7]是旋转填料床的核心部件，其结构设计好坏与否直接关系到设备性能，同时关系着设备能否长期安全可靠地运行。转轴的固定及其与转鼓^[8]的连接方式也影响设备的正常运转和设备使用寿命。

转子多为动力机械和工作机械中的主要旋转部件。转子指由轴承支撑的旋转体。光盘等自身没有旋转轴的物体，当它采用刚性连接或附加轴时，可视为一个转子。转鼓是指气体流量计^[9]、离心机^[10]、磨面机、造粒机等设备中的转动部件，转鼓又称滚桶。

目前转鼓筒体材料主要采用 304^[11]，316^[12]和双相不锈钢等，成型方法主要采用不锈钢焊接，少量采用锻造^[13]。本次设计中，转子于固定转子内各个零件的螺栓、螺母等均选用 316 不锈钢。转子尺寸见表2。

表2 转子尺寸表

图2 转子外形立体示意图

2.3

气液进出管的设计

气、液进出管作为旋转填料床的主要部件之一，其几何尺寸的确定依赖于操作时的气液比 G/L。在本次研究中，工艺的条件的最大值为 G=45 m³/h、L=3.4 m³/h。在此基础上对气、液进出口管路的内径计算：

式中：D_g—气体进出管内径，m；

D_l—液体进出管内径，m；

V_g—气体流速，工程设计中通常取 V_g=10 m/s^[14]；

V₁—液体流速，工程设计中通常取 V_l=3 m/s；

G—气体流量，m³/h；

V—液体流量，m³/h。

根据相应的钢管规格，对计算结果进行调整，气、液进出口管路的内径分别取 40 mm、20 mm。气液进出管均使用 316 不锈钢制作，选用厚度为5 mm 的 316 不锈钢。

2.4

喷淋管的设计

喷淋管为旋转填料床中的静止件，喷淋管位于旋转床的中空腔内。喷淋管的结构直接影响液体在旋转填料层的分布状况，本次设计的目标是使液体经喷淋管喷出后能够在旋转填料层的整个圆周上均匀分布，液体在床层内与气体均匀且充分地接触。喷淋管一般有开缝与开孔两种结构类型。

开缝喷淋管相比于开孔喷淋管，具有不易堵塞、不易堵塞加工方便等优点。但是开缝喷淋管的液体喷出方向不垂直于喷淋管轴线，该情况不利于液体在床层内的均匀分布，且当设备尺寸较大时，该情况会极大降低设备的除尘效率，故本次设计中喷淋管选取开孔形式^[15]。

喷淋面积计算公式：

式中：V_p—喷口速度，m/s；

V₀—液体在喷淋管内的流速，m/s；

S—喷淋管表面积，m²。

取单侧开孔，该侧 6 孔，每侧孔间距为 10 mm，孔径 5 mm。

Part.03

旋转超重力固体制剂除尘装置的结构优化

3.1

外壳尺寸的优化

在本次设计中，壳体尺寸初始值为内半径160 mm，轴向高度 200 mm，壳体使用碳素钢 Q235A制作，钢板厚度为 5 mm。壳体内设有转子，转子内半径为 130 mm，转子轴向高度为 100 mm，固定转子与外壳的连接件尺寸可灵活调整，下面讨论设备尺寸与其容积、质量间的关系。

设备内转子各个参数固定，则设备外壳的最小内半径为 130 mm，设备最小轴向高度为 100 mm。外壳内径为 r，外壳轴向高度为 H，则设备外壳容积 V 可表示为：

设备外壳所选用 Q235A 碳素钢在设备使用环境下的密度ρ数值为 7.85 g/cm³，设备外壳质量为M，设备外壳所用钢板厚度 h 数值为 5 mm，设备外壳体积为 v，则设备外壳质量 M 可表示为：

设备外壳体积 v 可表示为壳底、壳壁、壳顶三个部分，其体积分别为 v₁、v₂、v₃分别表示为：

则设备外壳质量 M 与外壳内半径为 r、外壳轴向高度为 H 之间的关系可表示为：

设备外壳质量 M 与外壳内半径为 r、外壳轴向高度为 H 之间的关系可表示为：

式中：V—设备外壳容积，m³；

r—设备外壳内半径，m；

H—设备轴向高度，m；

ρ—设备材料密度，kg/m³；

v—设备外壳体积，m³；

v₁—设备壳底体积，m³；

v₂—设备壳壁体积，m³；

v₃—设备壳顶体积，m³；

M—设备外壳质量，kg；

A—设备优化效果，m³/kg。

固定设备外壳的轴向高度为 200 mm，设备内半径 r 的值分别取 140 mm、145 mm、150 mm、155 mm、160 mm，对不同设备内半径 r 取值下的设备优化效果 A 进行分析，见表3。

表3 r与A的取值表

对结果进行分析，设备优化效果 A 随着设备内半径 r 的增加有显著增长，故在综合考虑因体积增加造成的设备重量增大和设备容积过小对设备运行稳定情况造成的影响后，仍选择设备外壳内半径160 mm 作为设备外壳的最优内半径。固定设备外壳的内半径为 160 mm，设备轴向高度 H 的值分别取140 mm、160 mm、180 mm、200 mm、220 mm、240 mm、260 mm、280 mm，对不同设备轴向高度 H取值下的设备优化效果 A 进行分析。

表4 H与A的取值表

对计算结果进行分析发现，当设备外壳内半径的值固定为 160 mm 时，随着设备轴向高度的逐渐增大，优化效果 A 的值增加的速度逐渐放缓，当设备轴向高度的值超过 200 mm 后，随着设备轴向高度增大，优化效果的增加显著减缓。综合考虑过高的设备外壳质量可能带来的额外能耗，在本次设计中，设备轴向高度优化后的值仍取 200 mm。

3.2

喷淋管的优化

在设备初始设计中，使用 Solid works 软件^[16]对喷淋管进行建模，为方便对喷淋管的孔径、开孔数量、开孔方式等进行进一步优化，使用 Fluent 软件^[17]对液体经喷淋管进入设备的过程进行模拟，首先使用 SpaceClaim 软件对 Solid works 建立的喷淋管进行初步模型进行体积抽取，得到可用于分析的流体模型，见图3 和图4。

图3 喷淋管模型立体示意图

图4 流体模型立体示意图

得到流体模型后使用 meshing 软件对流体进行网格划分^[18]，将模型划分为 6 112 个节点和 29 925个单元^[19]，单元尺寸为 6.165 1e-003 m，见图5。

图5 流体模型网格划分示意图

本次设计目的为研究流体在喷淋管内流动状态，该次研究中不考虑传质与传热情况，在进行数值设定时，认为在模拟流动过程中没有热量传递与质量传递^[20]。在此基础上，设置各项参数数值。

黏性模型^[21]设置为 k-epsilon（2 eqn），模型常数 Cmu 为 0.09，C1-Epsilon 为 1.44，C2-Epsilon 设置为 1.92，TKE Prandt1 数为 1，TDR Prandt1 数为1.3。k-epsilon 模型设置为 Standard，壁面函数设置为标准壁面函数（SWF）。

将喷淋管入口设置为流体入口 inlet，该处流体状态设置为流速 3 m/s，压力为 0 Pa，流体材质设置为 fluent 软件材质中的水 water-liquid；将喷淋管内壁面设置为流体边界 wall，材质设置为 fluent 软件材质中的不锈钢 steel，壁面为静止壁面，粗糙度模型为标准粗糙度；将喷淋管开孔处设置为流体出口outlet。

经标准初始化且未出现报错情况后运行计算，迭代次数设置为 2 000。

在本次计算过程中，迭代次数为 2 000 次时输出结果。

流体流动模型示意图见图 6。

图6 流体流动模型示意图

对其矢量图（图7）进行分析，可看出从矢量图中出口处流体流速从左向右逐渐下降，但其数值差别不明显，入口处流体流速为 3 m/s，出口处最高流速出现在从左向右第一个开孔中心位置，约为11.7 m/s。在初始设计中，喷淋管出口处流体流速分布较为均匀，流速未出现严重差距。

图7 流体矢量图

对其云图（图8）进行分析，流体压力最高值出现在喷淋管的封口处，该处流体轴向流速接近 0m/s，其动能相当多的一部分转化为静压能，该情况符合实际流体流动规律。6 处流体出口孔压力差距较小。

图8 流体压力示意图

对其迹线图（图9）进行分析，流体经入口流入喷淋管后，大概率从喷淋管开孔处流出，流体滞留在喷淋管内或流体流向入口的概率极低，流体在前四个开孔处流出较为均匀，喷淋管末端两处开孔流量较少但在允许范围内。

图9 流体迹线图

优化后喷淋管单侧开孔数量为 4，喷淋管孔径大小调整为 4 mm，喷淋管上两孔间间距调整为16 mm，由单侧开孔改为双侧开孔，两侧共 8 孔，称轴对称分布。

图10 优化后喷淋管模型示意图

优化后喷淋管模型示意图见图10。优化后流体模型示意图见图11。

图11 优化后流体模型示意图

模型优化后的流体模拟计算中，为控制无关变量，所有参数设置均与初始设计中的参数保持一致。在本次计算过程中，共 9 011 个节点，45 012 个单元，迭代次数为 2 000 次时输出结果。

图12 优化后流体模型网格划分示意图

优化后流体模型网格划分示意图见图12。优化后流体矢量图见图13。

图13 优化后流体矢量图

对其矢量图进行分析，可看出从矢量图中出口处流体流速从左向右逐渐下降的数值较优化前有显著降低，各出口最高流速均为 13 m/s 左右，各个出口处流体流速相差很小，在本次设计中可认为优化后各个出口处流体流速相同。在优化设计后，各个喷淋管出口处流体流速分布更为均匀。

对其云图进行分析，流体压力最高值出现在喷淋管的封口处，该处流体轴向流速接近 0 m/s，其动能相当多的一部分转化为静压能，该情况符合实际流体流动规律。流体各个出口压力分布无显著差异。优化后流体压力示意图见图14。

图14 优化后流体压力示意图

对其迹线图进行分析，流体在 8 处出口分布均匀，优化前流体在末端孔流量较少问题得到显著优化。

故在本次设计中，选用优化后的喷淋管模型，喷淋管直径为 20 mm，材料厚度为 5 mm，喷淋管上的开孔直径为 4 mm，两孔间间距为 16 mm，开孔设计采用双侧开孔，每侧开孔 4 处，共开 8 个孔。优化后流体迹线图见图15。

图15 优化后流体迹线图

Part.04

结论

在本次设计过程中，主要使用 Solidworks 软件对设备进行建模，使用 CFD 软件 Ansys Fluent 2021R1 作为计算平台对部分零件的流体运动状态进行分析，以对部分设备零件进行合理优化。

最终设备设计结果如下：转子的外半径为130 mm，转子的内半径为 30 mm，转子轴向高度为100 mm，转子材料选用具有更高耐腐蚀性的 316 不锈钢，所使用的不锈钢厚度为 5 mm。外壳的内半径为 160 mm，设备外壳的轴向高度为 200 mm，设备外壳选用的制作材料为牌号为 Q235A 的碳素钢，设备外壳选用制作材料的厚度为 5 mm，当无法获得5 mm 厚的 Q235A 碳素钢时，设备外壳壳壁选用厚度为 4 mm 的 Q235A 不锈钢，设备外壳的上下两处平板封头选用厚度为 6 mm 的 Q235A 不锈钢。气体进出管的内径为 40 mm，液体进出管的内径为20 mm，气、液进出管均选用厚度为 5 mm 的 316 不锈钢制作。喷淋管的开孔孔径为 4 mm，喷淋管的孔间距为 16 mm，单侧开孔数量为 4，采用双侧开孔，共 8 处开孔。

综上所述，本研究在设计超重力除尘设备的基础上对设备的主要部件进行了优化，使设备具有运转稳定、易于清洗维护、设备耐酸、耐碱性能好等优点。且设备部分零件可根据使用需要进行更换，可减少因使用条件变动更换设备的成本。

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内容来源：李梓轩、杨忠连、欧阳张文辽宁化工

责任编辑：邵丽竹

审　　核：何发

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