王美茹，張銥鈖，蔡業(yè)彬

（1太原理工大學(xué)化學(xué)化工學(xué)院，山西 太原030024；2廣東石油化工學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，廣東 茂名525000）

原油在儲存過程中，罐底或多或少都會沉積一定量的油泥。為了防止油泥沉積，儲油罐一般都裝有攪拌裝置，旋轉(zhuǎn)射流攪拌器因具有安全性高、攪拌無死角、攪拌效果好等優(yōu)點(diǎn)，是目前新建油罐的選型趨勢。鑒于此，作者所在課題組研制了一種全方位旋轉(zhuǎn)射流攪拌器，攪拌器結(jié)構(gòu)如圖1。該攪拌器是由導(dǎo)流罩、驅(qū)動葉輪、偏角噴嘴、傳動機(jī)構(gòu)、密封機(jī)構(gòu)、轉(zhuǎn)動罩等組成。其工作原理是利用循環(huán)泵壓送過來的原油帶動葉輪旋轉(zhuǎn)，葉輪的輸出軸與傳動機(jī)構(gòu)相連接，傳動機(jī)構(gòu)通過齒輪傳動將動力傳遞給轉(zhuǎn)動罩，帶動轉(zhuǎn)動罩水平旋轉(zhuǎn)，轉(zhuǎn)動罩上設(shè)有兩個對稱的偏角噴嘴，轉(zhuǎn)動罩通過傘齒輪組將動力傳遞到偏角噴嘴，使得偏角噴嘴在繞鉛垂線水平公轉(zhuǎn)的同時繞自身軸線自轉(zhuǎn)。如圖1所示，偏角噴嘴的結(jié)構(gòu)具有特殊性，其主體與攪拌器主體之間呈60°夾角，偏角噴嘴的偏角為135°，該結(jié)構(gòu)使得噴嘴在自轉(zhuǎn)和公轉(zhuǎn)的過程中，覆蓋面呈半球形，與水平噴嘴相比，覆蓋范圍更立體。

在已有的全方位射流攪拌器的基礎(chǔ)上，通過Gambit軟件對其三維流場進(jìn)行模型建立，利用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent進(jìn)行仿真模擬考察其攪拌效果，并與水平噴嘴攪拌器的攪拌效果進(jìn)行對比。

1 模擬工況

按照全方位旋轉(zhuǎn)射流攪拌器的實(shí)際尺寸進(jìn)行建模，噴嘴出口直徑為d＝25mm，油罐直徑取D＝10m。本次模擬主要考察攪拌器在油罐底部的攪拌效果，油罐高度對流場影響較小，因此取罐高H＝2m。流體介質(zhì)采用原油，原油在常溫常壓下的物性參數(shù)為：黏度μ＝0.072kg／（m·s），密度ρ＝857kg／m3［1］。

如圖2所示，取攪拌器左側(cè)噴嘴為初始位置0°噴嘴，當(dāng)噴嘴偏轉(zhuǎn)15°時為15°噴嘴，偏轉(zhuǎn)30°時為30°噴嘴。模擬時將對0°噴嘴、15°噴嘴、30°噴嘴以及 水 平 噴 嘴 在 出 射 速 度U0＝5m／s、10m／s、30m／s、50m／s、100m／s下的攪拌效果進(jìn)行對比。

圖2 攪拌器簡化模型

2 模型建立

在對攪拌器流場進(jìn)行建模時，對其內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化，如圖2所示為攪拌器的簡化模型。為提高運(yùn)算速度，減少網(wǎng)格數(shù)量，模擬時取流場的一半作為計(jì)算流域。攪拌器距離罐底平面h＝0.5m，流場模型如圖3所示。

對計(jì)算流域采用分塊劃分網(wǎng)格的方法［2］，首先將計(jì)算流域分割成以噴嘴為中心對稱的5部分，如圖3所示。劃分網(wǎng)格時從中心部分到兩邊遠(yuǎn)離射流區(qū)域網(wǎng)格逐漸變疏，對規(guī)則區(qū)域采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，不規(guī)則區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。

圖3 攪拌器流場模型

3 控制方程

由于噴嘴在運(yùn)行過程中轉(zhuǎn)速緩慢，旋轉(zhuǎn)對流場的影響很小，在模擬中忽略旋轉(zhuǎn)對流場的影響，將流場視為穩(wěn)定流場。

流場的流動形態(tài)為湍流，選取三維N－S方程為控制方程，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε模型，控制方程的通用形式如式（1）。

式中，φ為通用變量；Γ為廣義擴(kuò)散項(xiàng)；S為廣義源項(xiàng)。本次模擬用到連續(xù)性方程、動量方程、k方程以及ε方程，對于不同的控制方程，通用變量、擴(kuò)散項(xiàng)和源項(xiàng)的具體表達(dá)式見表1。

表1 通用控制方程中各符號的具體形式［3］

4 數(shù)值計(jì)算方法及邊界條件設(shè)置

湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k－ε雙方程模型，對流相采用延遲修正的QUICK差分格式，擴(kuò)散相采用二階迎風(fēng)差分格式，壓力和速度耦合采用SIMPLE算法求解，動量、動能、耗散率采用Second Order Upwind方法求解，收斂殘差設(shè)置為Reφ＝10－4。

邊界條件設(shè)置：入口截面為噴嘴出口面，邊界條件為速度入口；出口截面為罐頂平面，出口邊界為壓力出口；對稱邊界為對稱面；罐底、罐壁及攪拌器壁面均為無滑移壁面邊界。

5 模擬結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

5.1 模擬方法準(zhǔn)確性驗(yàn)證

流體從攪拌器噴嘴以一定速度出射后形成射流，在射流初始段射流中心速度保持不變，在射流主體段，射流中心速度沿軸線衰減，其衰減規(guī)律為式（2）［4］。

式中，Um為射流軸線速度，m／s；U0為出射速 度，m／s；d為 噴 嘴 出 口 直 徑，m；x為 射程，m。

圖4所示為水平噴嘴在出射速度U0＝30m／s時的軸線速度分布，從圖中可以看出，射流初始段較短，可能是數(shù)值擴(kuò)散引起的，但從數(shù)值模擬結(jié)果與理論數(shù)值的比較（圖5）中可以看出，在射流主體段，模擬結(jié)果與理論值很接近，誤差范圍很小，說明本次所采用的模擬方法可行。

5.2 同一噴嘴在不同出射速度下的結(jié)果分析

圖4 水平噴嘴射流軸線速度分布

圖5 數(shù)值計(jì)算結(jié)果與理論值比較

取通過噴嘴中心軸線且平行yz平面的z＝0.1m平面的流速和湍動能以及罐底z＝0平面的射流壓力來研究不同出射速度下不同噴嘴在罐底的攪拌效果，如圖6～圖17所示。

圖6～圖8所示分別為不同出射速度下水平噴嘴在罐底的流速、壓力和湍動能分布，可見對不同的參數(shù)，分布曲線大致走向相同，大小隨出射速度的增大而增大。由圖6可見，流速在射程為3.8m左右達(dá)到最大值，在靠近壁面射程約4.6m處受罐壁影響形成低速區(qū)。如圖7所示，射流壓力在射程約為2.7m左右有一負(fù)壓區(qū)，該負(fù)壓區(qū)可能是流體撞擊壁面后回流引起的；經(jīng)過負(fù)壓區(qū)后，壓力上升，在罐壁處達(dá)到最大值。如圖8所示，湍動能在射程為0～2.5m范圍內(nèi)的變化很小，這是由于射流主體不足以影響到罐底；在靠近罐壁處達(dá)到最大值，到達(dá)罐壁后急劇下降，這是流動狀態(tài)由湍流轉(zhuǎn)變?yōu)閷恿鲗?dǎo)致的。

圖6 水平噴嘴在z＝0.1m平面的流速分布（y＝0）

由于水平噴嘴的射流沖擊區(qū)位于罐壁，因此射流在罐底產(chǎn)生的最大壓力、最大湍動能均出現(xiàn)在罐壁附近，而最大流速受罐壁影響出現(xiàn)在到達(dá)罐壁之前。

圖7 水平噴嘴在z＝0平面的壓力分布（y＝0）

圖8 水平噴嘴在z＝0.1m平面的湍動能分布（y＝0）

圖9～圖11所示分別為不同出射速度下0°噴嘴在罐底的流速、壓力和湍動能分布，同樣地，對不同的參數(shù)，分布曲線走向相同，大小隨出射速度的增大而增大。如圖9所示，罐底流速在射程為0～1.2m范圍內(nèi)很小，最大值出現(xiàn)在射程約2.2m處的射流中心，之后緩慢下降，在罐壁處受壁面影響迅速下降為零。在圖10中，滯止壓力出現(xiàn)在射程約2.0m處，位于射流中心偏左側(cè)，滯止壓力是由于流體的速度方向與罐底壁面垂直產(chǎn)生的；最大壓力出現(xiàn)在罐壁處，是由于流體貼底出射后遇罐壁產(chǎn)生的。如圖11所示，湍動能在0～1.2m范圍內(nèi)變化很小，在射程約1.9m處達(dá)到最大值，該處流體湍動程度最大，較滯止點(diǎn)偏左，是由于湍動能測量平面與壓力測量平面不同引起的。由于射流軸線與鉛垂線成一定夾角，使得罐底射程中段的流速、壓力和湍動能的峰值上升速率大于下降速率。

圖9 0°噴嘴在z＝0.1m平面的流速分布（y＝0）

圖10 0°噴嘴在z＝0平面的壓力分布（y＝0）

圖11 0°噴嘴在z＝0.1m平面的湍動能分布（y＝0）

圖12 15°噴嘴在z＝0.1m面的流速分布（y＝0）

圖12～圖14所示分別為不同出射速度下15°噴嘴在罐底的流速、壓力和湍動能分布，不同參數(shù)的分布曲線趨勢相同，大小不同。如圖12所示，流速最大值出現(xiàn)在2.3～2.4m范圍內(nèi)，在罐壁處降為零。由圖13中可見，罐底滯止壓力在射程為2.1m附近，位于射流中心偏左側(cè)，在罐壁處出現(xiàn)最大壓力。如圖14所示，湍動能的最大值出現(xiàn)在射程為2.0m左右處，在罐壁處下降。

圖13 15°噴嘴在z＝0平面的壓力分布（y＝0）

圖14 15°噴嘴在z＝0.1m平面的湍動能分布（y＝0）

圖15～圖17所示分別為不同出射速度下30°噴嘴在罐底的流速、壓力和湍動能分布，同樣地，不同參數(shù)的分布曲線趨勢相同，大小不同。如圖15所示，流速越大，峰值越明顯，峰值出現(xiàn)在射程約3.0m處，之后平緩下降，在罐壁處降為零。由圖16可見，射流滯止壓力出現(xiàn)在約2.5m處，壓力最大值在罐壁處。如圖17所示，湍動能峰值出現(xiàn)在約2.3m處，較滯止點(diǎn)偏左，在罐壁處下降。

圖15 30°噴嘴在z＝0.1m平面的流速分布（y＝0）

圖16 30°噴嘴在z＝0平面的壓力分布（y＝0）

圖17 30°噴嘴在z＝0.1m平面的湍動能分布（y＝0）

從上述分析可見，對不同偏轉(zhuǎn)角度的噴嘴，射流壓力滯止點(diǎn)與射流幾何中心點(diǎn)不在同一點(diǎn)，壓力滯點(diǎn)位于幾何中心點(diǎn)的左側(cè)；滯止點(diǎn)出現(xiàn)峰值壓力是由于流體垂直沖擊罐底壁面產(chǎn)生的，且該處流體波動最大，導(dǎo)致湍動能也最大；隨著射流軸線與罐底夾角的減小，滯止點(diǎn)與射流中心之間的距離越來越大，這與O’Donovan等［5］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。

5.3 不同噴嘴在相同出射速度下的結(jié)果對比分析

圖18～圖20所示分別為出射速度為U0＝30m／s時不同噴嘴在罐底的流速、壓力和湍動能分布。可見對不同的參數(shù)，偏角噴嘴在射程中段的峰值隨噴嘴偏轉(zhuǎn)角度的增大而減小，其位置隨噴嘴的轉(zhuǎn)動向射程下游移動，這是由于射流軸線與鉛垂線的夾角越來越大引起的。圖18所示為在出射速度U0＝30m／s下，不同噴嘴在罐底z＝0.1m平面上的流速分布，從圖中可以看出，三個偏角噴嘴在罐底的最大流速均比水平噴嘴大很多，在大范圍內(nèi)保持較高的流速，而水平噴嘴僅在罐壁附近有一定的流速。可見偏角噴嘴能為罐底較大范圍內(nèi)流體的流動提供充分的動能，帶動罐底的沉積物運(yùn)動，卷吸摻混效果更好。圖19所示為出射速度為U0＝30m／s下不同噴嘴在罐底z＝0平面上的最大壓力分布曲線，可以看出，三個偏角噴嘴均在罐底產(chǎn)生兩個高壓，第一個高壓為滯止壓力，位于射程中段；第二個高壓為最大壓力，產(chǎn)生于罐壁處，且其數(shù)值基本相等，不隨噴嘴角度的變化而改變。水平噴嘴只在罐壁處產(chǎn)生高壓，其壓力值較偏角噴嘴的小。可見，偏角噴嘴可對罐底和罐壁同時產(chǎn)生較大的沖擊力，能將已形成的半固態(tài)油泥擊碎，從罐體壁面脫落。圖20所示為出射速度為U0＝30m／s下不同噴嘴在罐底z＝0.1m平面上的湍動能分布曲線，可見，三個偏角噴嘴在罐底產(chǎn)生的湍動能均比水平噴嘴的要大。水平噴嘴的最大湍動能位于罐壁附近，偏角噴嘴的最大湍動能位于射程中段，之后逐漸下降，在到達(dá)罐壁附近時仍比水平噴嘴的稍大。

圖18 相同出射速度下不同噴嘴在z＝0.1m平面的流速分布（y＝0）

圖19 相同出射速度下不同噴嘴在z＝0平面的壓力分布（y＝0）

圖20 相同出射速度下不同噴嘴在z＝0.1m平面的湍動能分布（y＝0）

從對比曲線可以看出，偏角噴嘴在罐底產(chǎn)生的射流壓力、流速和湍動能在范圍和數(shù)值上均比水平噴嘴的大，水平噴嘴僅限于罐壁附近區(qū)域。隨著偏角噴嘴的旋轉(zhuǎn)，當(dāng)噴嘴轉(zhuǎn)向罐底時，可有效清除黏附在罐底的油泥；當(dāng)噴嘴向上沖擊時，可對罐內(nèi)不均勻流體進(jìn)行攪拌混合，兩種作用相互疊加，便可有效清除并快速溶解油泥，從而提高攪拌效率，達(dá)到立體三維的攪拌效果。

6 結(jié) 論

通過對全方位旋轉(zhuǎn)射流攪拌器的三維流場進(jìn)行數(shù)值模擬，將不同出射速度下不同偏角位置的噴嘴與水平噴嘴在罐底產(chǎn)生的壓力、流速、湍動能進(jìn)行分析并對比，得出了兩個結(jié)論。

（1）對傾斜射流，沖擊射流壓力滯止點(diǎn)與射流幾何中心不重合，壓力滯止點(diǎn)位于射流中心左側(cè)，兩者的距離隨射流傾角增大而減小。

（2）相同條件下的偏角噴嘴在罐底產(chǎn)生的射流壓力、流速、湍動能與水平噴嘴相比均具有較高的數(shù)值和較大的影響范圍，說明了偏角噴嘴對罐底沉積物具有更好的沖擊噴射攪拌效果，進(jìn)一步得出全方位旋轉(zhuǎn)射流攪拌器具有立體全方位的攪拌作用。

［1］ 嚴(yán)宗毅.低雷諾數(shù)流理論［M］.北京：北京大學(xué)出版社，2002：2.

［2］ 王立慧，趙龍，張學(xué)建，等.基于CFD數(shù)值模擬的蒸汽噴射器 結(jié) 構(gòu) 研 究［J］.化 工 進(jìn) 展，2013，32（12）：2852－2858.

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