蔣 濤 毛 羽 王江云 王永磊

(1. 中國船舶重工集團(tuán)公司第七一一研究所；2. 中國石油大學(xué)(北京) 重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

新型噴霧造粒噴嘴內(nèi)閃蒸過程數(shù)值模擬*

蔣 濤*1毛 羽2王江云2王永磊2

(1. 中國船舶重工集團(tuán)公司第七一一研究所；2. 中國石油大學(xué)(北京) 重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

根據(jù)戊烷閃蒸相變中的傳質(zhì)傳熱規(guī)律，改進(jìn)了戊烷閃蒸過程的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停⑵渲踩氲紺FD軟件Fluent中，較為準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)閃蒸霧化的非平衡熱力學(xué)過程。對(duì)新型噴霧造粒噴嘴內(nèi)氣液戊烷和瀝青的三相閃蒸流動(dòng)過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果顯示：介質(zhì)在新型旋流噴嘴內(nèi)呈現(xiàn)分層流動(dòng)，能夠控制戊烷閃蒸速率，可以制備質(zhì)量較好的瀝青顆粒。

噴霧造粒機(jī) 瀝青造粒 噴嘴結(jié)構(gòu) 超臨界戊烷 閃蒸

在重油梯級(jí)分離工藝中，脫瀝青油等優(yōu)質(zhì)組分分離后，還需要對(duì)剩余的瀝青及膠質(zhì)等殘?jiān)M(jìn)行噴霧造粒，以便后續(xù)的處理和應(yīng)用，實(shí)現(xiàn)對(duì)重質(zhì)油資源的充分利用[1]。由于瀝青和膠質(zhì)在后續(xù)實(shí)際應(yīng)用中的場(chǎng)合不同，對(duì)瀝青及膠質(zhì)等殘?jiān)w粒的粒徑有著不同的要求，為此設(shè)計(jì)了一種新型的噴霧造粒進(jìn)料噴嘴，該噴嘴內(nèi)設(shè)置了一個(gè)旋流構(gòu)件，可以在噴嘴內(nèi)產(chǎn)生不同強(qiáng)度的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，控制介質(zhì)的擴(kuò)散和與周圍介質(zhì)的剪切作用，從而可以控制噴嘴出口生成的瀝青顆粒的粒徑[2]。同時(shí)由于旋流作用使得溶劑在噴嘴內(nèi)部的汽化率增大，并且在噴嘴內(nèi)使汽化的溶劑與瀝青相分離，減弱出口后溶劑的膨脹速率，從而獲得致密程度較高的瀝青顆粒。

1 計(jì)算模型及計(jì)算方法

1.1幾何模型

圖1所示為新型旋流噴霧造粒噴嘴幾何模型。從圖中1可以看出旋流造粒噴嘴由入口段、內(nèi)置旋流構(gòu)件和噴孔段3部分組成。其中最關(guān)鍵的部件就是內(nèi)置旋流器，其整體形狀為圓柱形，裝在入口段和噴孔段之間。高溫高壓戊烷介質(zhì)由入口段進(jìn)入旋流器，首先在旋流器一端的分配腔內(nèi)分成兩股沿徑向流動(dòng)的流體，然后沿著軸向通道進(jìn)入旋流器的兩個(gè)切向入口形成旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，最后由噴孔段噴入霧化室大空間，并與周圍介質(zhì)發(fā)生剪切作用，使介質(zhì)霧化破碎成小液滴。

圖1 噴嘴幾何模型簡(jiǎn)圖

采用Gambit對(duì)計(jì)算區(qū)域進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，考慮到噴嘴內(nèi)各場(chǎng)量的分布梯度不同，各區(qū)域網(wǎng)格劃分的疏密程度也有所不同，對(duì)壁面和噴嘴出口附近流場(chǎng)變化比較劇烈的區(qū)域進(jìn)行了網(wǎng)格局部加密，網(wǎng)格總數(shù)為311 920個(gè)。圖2所示為旋流噴霧造粒噴嘴幾何模型的網(wǎng)格劃分，由于網(wǎng)格中霧化室的空間較大且網(wǎng)格較多，因此只顯示了噴嘴部分的網(wǎng)格示意圖。

圖2 旋流噴嘴的網(wǎng)格劃分

1.2控制方程組

混合模型的基本控制方程組為[3]：

(1)

(2)

動(dòng)量方程

▽T)+SE

(3)

能量方程

(4)

第二相的體積分?jǐn)?shù)方程

(5)

1.3戊烷閃蒸相變模型

戊烷閃蒸相變過程認(rèn)為是由于壓力的降低導(dǎo)致流體飽和蒸汽壓的變化引起的沸騰過程[4，5]，當(dāng)液態(tài)戊烷的溫度超過沸點(diǎn)溫度時(shí)沸騰過程發(fā)生，液相向氣相進(jìn)行質(zhì)量傳遞為：

(6)

氣態(tài)戊烷能量方程的源項(xiàng)為：

(7)

1.4計(jì)算方法

噴嘴內(nèi)的三相流為旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，因此可以采用湍流RNGk-ε模型結(jié)合Mixture兩相流模型模擬旋流噴霧造粒噴嘴內(nèi)的流動(dòng)特性。入口邊界條件為壓力入口：入口壓力5MPa，入口溫度453K，入口處瀝青的體積分?jǐn)?shù)為80%，液態(tài)戊烷的體積分?jǐn)?shù)為20%。出口邊界條件為壓力出口：出口壓力為大氣壓，出口溫度300K。應(yīng)用控制容積積分法離散控制方程組，各方程對(duì)流項(xiàng)的離散均采用精度較高的QUICK差分格式，通過SIMPLEC算法處理壓力與速度的耦合。采用非穩(wěn)態(tài)進(jìn)行計(jì)算，時(shí)間步長取為0.001s，以保證其足夠的計(jì)算精度。

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1速度場(chǎng)分布

圖3為旋流噴嘴內(nèi)中心截面上速度分布云圖。由圖3可知：流體介質(zhì)在噴嘴出口處速度最大，達(dá)144m/s(約0.42Ma)，從噴嘴噴出后汽化的戊烷溶劑被外層瀝青包覆，在霧化室內(nèi)形成一條狹長的噴射帶。

圖3 旋流噴嘴內(nèi)速度場(chǎng)分布云圖

圖4為旋流噴嘴內(nèi)中心截面上切向速度分布云圖，可以看出切向速度場(chǎng)分布呈現(xiàn)明顯的軸對(duì)稱分布，且在噴嘴內(nèi)流體流動(dòng)分為兩個(gè)旋轉(zhuǎn)區(qū)域：一個(gè)在中心區(qū)域的準(zhǔn)剛性渦流區(qū)，另一個(gè)在邊壁區(qū)域的準(zhǔn)自由渦流區(qū)。由旋流室進(jìn)入直管段時(shí)，切向速度迅速增大，進(jìn)入直管段后，切向速度逐漸減小。噴嘴內(nèi)最大切向速度達(dá)62.3m/s，從而產(chǎn)生了較大的離心力場(chǎng)。

圖4 旋流噴嘴內(nèi)切向速度場(chǎng)分布云圖

2.2溫度場(chǎng)分布

圖5為旋流噴嘴內(nèi)中心截面上的溫度分布云圖。由圖5可知，在噴嘴內(nèi)溫度幾乎不變，保持在180℃左右，從噴嘴噴出后由于壓力的降低戊烷溶劑大量汽化并吸收熱量，所以由噴射核心區(qū)向外溫度逐漸降低。同時(shí)在旋流作用下外層密度較大的瀝青不發(fā)生相變(即不消耗汽化潛熱)，所以更多能量用于戊烷閃蒸過程，在噴嘴出口形成一個(gè)狹長的高溫噴射帶。

圖5 旋流噴嘴內(nèi)溫度場(chǎng)分布云圖

2.3三相體積分?jǐn)?shù)分布

圖6為旋流噴嘴內(nèi)中心截面上三相體積分?jǐn)?shù)分布云圖。由圖6可知噴嘴內(nèi)流體介質(zhì)呈現(xiàn)明顯的分層流動(dòng)：最外層靠近邊壁處為密度較大的瀝青，中心為汽化的戊烷溶劑，未汽化的部分液態(tài)戊烷則夾在中間部分。在強(qiáng)旋流作用下邊壁的瀝青相體積分?jǐn)?shù)達(dá)到90%，戊烷溶劑從瀝青中被擠出，中間的液態(tài)戊烷體積分?jǐn)?shù)最大僅有28%左右，中心部分汽化的戊烷體積分?jǐn)?shù)達(dá)到95%以上。

圖6 旋流噴嘴內(nèi)三相體積分?jǐn)?shù)分布云圖

圖7為旋流噴嘴內(nèi)不同位置處三相體積分?jǐn)?shù)沿徑向的分布。圖7a為不同位置處液相戊烷的體積分?jǐn)?shù)沿徑向呈現(xiàn)先增大后減小的分布，邊壁處的液態(tài)戊烷體積分?jǐn)?shù)為低于10%，沿著流動(dòng)方向噴嘴內(nèi)的液態(tài)戊烷體積分?jǐn)?shù)逐漸減小。圖7b為不同位置處氣態(tài)戊烷的體積分?jǐn)?shù)分布，由圖7b可知：氣態(tài)戊烷集中分布在噴嘴中心部分，邊壁部分氣態(tài)戊烷含量極少；沿著流動(dòng)方向氣態(tài)戊烷體積分?jǐn)?shù)逐漸增加。圖7c為不同位置處瀝青的體積分?jǐn)?shù)分布，由圖7c可知：瀝青主要分布在外層邊壁處，中心瀝青相分布很少；沿著流動(dòng)方向噴嘴中心部分瀝青相逐漸減小，而邊壁處瀝青相逐漸增多。由圖7可知在強(qiáng)旋流的作用下噴嘴內(nèi)的介質(zhì)呈現(xiàn)分層的流動(dòng)，汽化的戊烷集中分布在噴嘴中心部分，而邊壁處主要為瀝青相，瀝青相中的戊烷在旋流作用下被擠壓出來，由于瀝青相中的戊烷體積分?jǐn)?shù)很小，這會(huì)減弱介質(zhì)從噴嘴噴射出后的戊烷汽化膨脹強(qiáng)度，有利于形成質(zhì)地密實(shí)的瀝青顆粒。

圖7 旋流噴嘴內(nèi)不同位置處三相體積分?jǐn)?shù)分布

3 結(jié)論

3.1根據(jù)減壓相變的質(zhì)量和熱量傳遞原理，建立了戊烷閃蒸相變的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?，模擬結(jié)果顯示，在旋流作用下噴嘴內(nèi)三相呈分層流動(dòng)，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。

3.2模擬結(jié)果表明在噴嘴出口處汽化的戊烷集中在中心區(qū)域，而瀝青中的戊烷溶劑含量較少，由噴嘴噴出后氣相溶劑體積劇烈膨脹帶來的膨化作用被減弱，從而可以制備質(zhì)地較為密實(shí)的固體瀝青顆粒。

[1] 徐春明，趙鎖奇，盧春喜，等.重質(zhì)油梯級(jí)分離新工藝的工程基礎(chǔ)研究[J].化工學(xué)報(bào)，2010，61(9)：2393～2400.

[2] 孫顯鋒，孫學(xué)文，許志明，等.PGSS法用于脫油瀝青顆粒的制備[J].高校化學(xué)工程學(xué)報(bào)，2010，24(2)：290～295.

[3] Johnson G，Massoudi M，Rajagopal K R.Flow of a Fluid-Solid Mixture between Flat Plates[J].Chemical Engineer Science，1991，46(7)：1713～1723.

[4] Neroorkar K，Schmidt D.Model of Vapor-Liquid Equilibrium of Gasoline-ethanol Blended Fuels for Flash Boiling Simulations[J].Fuel，2011，90(2)：655～673.

[5] Sher E，Bar Kohany T，Rashkovan A.Flash-boiling Atomization[J].Progress in Energy and Combusition Science，2008，34(4)：417～439.

[6] 聶永廣，毛羽，王江云，等.高壓射流中戊烷閃蒸過程數(shù)值模擬[J].石油學(xué)報(bào)，2012，28(5)：814～821.

NumericalSimulationofFlashEvaporationinNewSprayGranulationNozzle

JIANG Tao1, MAO Yu2, WANG Jiang-yun2, WANG Yong-lei2

(1.CSICShanghaiMarineDieselEngineResearchInstitute,Shanghai201108,China；2.StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China)

According to the mechanism of mass and heat transfer in the pentane’s flash phase transition, an experienced model for pentane’s flash process was developed and implanted into Fluent to accurately predict the flash evaporation’s non-equilibrium thermodynamic process. Simulating the three-phase flash evaporation flow of the mixture pentane and asphalt shows that the fluid forms in the nozzle resemble an obvious stratified flow and the pentane evaporating rate can be controlled to benefit the production of high quality asphalt particles.

spray granulator, asphalt granulation, nozzle structure, supercritical pentane, flash evaporation

*國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃“973”資助項(xiàng)目(2010CB226902)和國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(21106181)。

**蔣 濤，男，1989年10月生，助理工程師。上海市，201108。

TQ051.9+3

A

0254-6094(2015)01-0064-04

2014-04-14)

(Continued from Page 27)

AbstractThrough laboratory test, the factors influencing the separating effect of the gravity oil-water separator were analyzed to obtain conditions for efficient oil-water separation. The experimental results show that the inlet velocity of oil-water mixture, size of oil droplets and the coalescence components are main factors influencing the oil water separation. The oil-water separation efficiency can become decline with the increase of the inlet velocity and the decrease of the oil droplet size. The coalescence component employed can effectively improve the efficiency of oil-water separator, including both parallel snake plate and parallel-corrugated plate which can benefit achieving a better separation effect at 0.5m/s inlet velocity,oil content at water outlet less than 0.5%,oil content at oil outlet near to 50% and 200r/min stirring speed.

Keywordsgravity separator, separating effect, inlet velocity, stirring speed, coalescence component