偶國富, 鄭智劍, 金浩哲

?

葉片式靜態(tài)混合器多相流動特性的數(shù)值分析

偶國富1,2, 鄭智劍1, 金浩哲1

(1. 浙江理工大學(xué) 流動腐蝕研究所, 浙江 杭州 310018; 2. 杭州富如德科技有限公司, 浙江 杭州 310018)

基于加氫反應(yīng)流出物空冷器(REAC)系統(tǒng)的油、氣、水三相物性參數(shù)，建立了葉片式靜態(tài)混合器物理模型，并采用Mixture多相流模型和Realizable-湍流模型進行CFD數(shù)值計算，分析葉片式混合器內(nèi)多相流動特性。模擬所得到的混合器進出口壓降與實驗值吻合較好，驗證了計算結(jié)果的可靠性。研究結(jié)果表明：在混合區(qū)域內(nèi)，多相流流速提高，湍流強度明顯增強，并且在最下方葉片的底部會形成較大尺度的漩渦。通過分析管道各截面的水相分率和不均勻系數(shù)可知，水相分率的不均勻性在混合后得到了明顯改善。在2~6 m×s-1的流速范圍內(nèi)，流速的改變不會對混合效果造成影響。采用無量綱參數(shù)定義混合器出口距離與混合器長度的比值，計算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)≥ 3時，流體水相分率的不均勻系數(shù)不再發(fā)生明顯改變?；旌掀鞒隹诠艿辣诿鏁纬杉羟袘?yīng)力較大的區(qū)域，接近碳鋼材料沖蝕破壞的臨界值，需考慮在混合器出口增加不銹鋼襯套，防止壁面沖刷減薄。

加氫空冷器；靜態(tài)混合器；多相流動；銨鹽結(jié)晶；數(shù)值模擬

1 前 言

加氫反應(yīng)流出物空冷器(Hydrogenation Reactor Effluent Air Coolers, REAC)系統(tǒng)輸送的介質(zhì)為氣液兩相流，氣相中富含的NH3、H2S和HCl在冷卻過程中會發(fā)生可逆反應(yīng)[1]，生成強腐蝕性的銨鹽(NH4Cl和NH4HS)。工藝上采用在REAC系統(tǒng)上游設(shè)置注水點，溶解并沖洗沉積在管壁的銨鹽。然而，若沖洗水和輸送介質(zhì)未經(jīng)充分混合，或多相流動過程中水相分布不均勻，則易引發(fā)銨鹽的沉積堵塞和垢下腐蝕。因此，通常需要在REAC系統(tǒng)的進口管道增設(shè)靜態(tài)混合器。

在REAC系統(tǒng)入口靜態(tài)混合器的設(shè)計選型過程中，應(yīng)重點考慮以下兩個因素：1)提高工藝注水的混合效果；2)在混合器出口處，壁面剪切應(yīng)力低于其沖蝕破壞的臨界值，避免管道沖蝕。由于靜態(tài)混合器內(nèi)部結(jié)構(gòu)各異，流場較為復(fù)雜，難以進行理論求解，采用數(shù)值計算進行混合器內(nèi)部流場和混合性能分析已得到廣泛認(rèn)同。Hirschberg等[2]計算獲得了結(jié)構(gòu)優(yōu)化后靜態(tài)混合器SMX內(nèi)部的內(nèi)部壓力場、流體混合效果和停留時間分布；Rahmani等[3]對SMX和螺旋靜態(tài)混合器的混合效果進行對比分析；郭瓦力等[4]通過建立SK型靜態(tài)混合器的甲苯-水兩相混合物理模型，獲得了濃度場云圖和不均勻系數(shù)；張春梅等[5,6]等通過CFD軟件分析靜態(tài)混合器流場特性，并分析了結(jié)構(gòu)特性和流場邊界條件對混合效果的影響。在多相流模擬研究方面，王嘉駿等[7]在VOF多相流模型的基礎(chǔ)上，分別采用歐拉-示蹤劑法和拉格朗日-示蹤粒子法研究彎曲通道內(nèi)液體混合過程；毛羽[8]等采用歐拉多相流模型，對加氫裂化反應(yīng)器內(nèi)三相流動、傳熱、傳質(zhì)開展數(shù)值模擬計算；翟之平等[9]基于Mixture多相流模型對葉片式拋送裝置內(nèi)的氣固兩相流場進行數(shù)值模擬。

本文在加氫REAC系統(tǒng)流動腐蝕機理研究的基礎(chǔ)上，針對空冷器入口內(nèi)置葉片式混合器的結(jié)構(gòu)和介質(zhì)特性，對靜態(tài)混合器內(nèi)多相流動特性進行數(shù)值分析，獲得流速、湍流強度、水相分率、壁面剪切應(yīng)力等流體動力學(xué)參數(shù)，研究混合機理。并且，通過水相分率和不均勻系數(shù)對混合效果進行表征。研究成果有望為靜態(tài)混合器的設(shè)計和選型提供參考。

2 REAC系統(tǒng)流動腐蝕機理

為了避免REAC系統(tǒng)中銨鹽的結(jié)晶沉積堵塞，在空冷器前設(shè)置工藝注水以洗滌氣相冷凝析出的NH4Cl和NH4HS晶體。銨鹽顆粒在微量液態(tài)水存在的工況下極易吸濕潮解，對碳鋼空冷器管束造成堿性環(huán)境下的垢下腐蝕，如(1)、(2)所示：

在反應(yīng)(2)中，銨鹽溶液與碳鋼基體反應(yīng)生成的腐蝕產(chǎn)物膜FeS，可有效阻止腐蝕介質(zhì)對碳鋼的進一步腐蝕。由于多相介質(zhì)流動時在近壁面存在沿管束徑向的速度梯度，當(dāng)流動產(chǎn)生的剪切應(yīng)力足夠大時，腐蝕產(chǎn)物膜局部破損流失，碳鋼基體裸露于腐蝕介質(zhì)中繼續(xù)腐蝕，形成破損-腐蝕-破損直至穿孔失效的自催化加速腐蝕體系。因此，對于REAC系統(tǒng)而言，其入口管道靜態(tài)混合器的設(shè)計既要考慮混合后的水相分率分布均勻，又要確保局部最大剪切應(yīng)力小于沖蝕臨界剪切應(yīng)力，避免沖蝕。

3 葉片式混合器計算模型

3.1 物理模型

加氫REAC系統(tǒng)入口葉片式混合器的結(jié)構(gòu)組裝如圖1(a)所示，包括筒壁、葉片和整流擋板，具體結(jié)構(gòu)尺寸見圖1(b)。混合器長度為160 mm，管壁內(nèi)徑為123 mm，葉片間夾角為120°，葉片與管壁垂直，沿管內(nèi)壁一條母線展開，葉片與XZ平面的夾角為13.12°；三個整流擋板豎直放置，板間夾角為120°，與葉片交錯分布。計算過程中，在距混合器上游2500 mm處(與實際注水點位置一致)設(shè)置注水點，并在混合器出口處增加長度為20倍(3200 mm)的直管段，使混合器進出口的多相流動達到充分發(fā)展的狀態(tài)。

圖1 葉片式混合器幾何模型及器結(jié)構(gòu)尺寸

Fig.1 The geometric model and structural size of blade mixer (a) blade mixer geometry; (b) structural size of mixer 1. oil and gas flow 2. water injection 3. pipeline 4. inlet 5. first blade 6. second blade 7. third blade 8. rectifying baffles 9. outlet

3.2 基本控制方程

加氫REAC系統(tǒng)介質(zhì)為氣-油-水三相流。在混合器上游的注水點附近，液態(tài)水由高壓噴嘴注入多相流管道，此時的多相流流型為噴霧流。在混合器內(nèi)，由于葉片和擋板的攪拌和剪切作用，液滴將逐漸均勻地分布在氣相中，逐漸實現(xiàn)空間上的均勻分布。在混合器出口處附近，氣相流速較高，氣相會以氣核的形式在管道中心流動，液相則成為貼壁液膜向下流動，此處的多相流流型為環(huán)狀流和噴霧流共存。針對加氫反應(yīng)流出物多相流介質(zhì)，考慮到氣液相間的耦合作用以及計算的穩(wěn)定性，采用Mixture多相流模型進行計算求解[10]。

多相流模型是一種簡化的雙流體模型，該模型假定短空間尺度上局部的平衡求解連續(xù)性方程、動量方程和能量方程，適用于模擬有強烈耦合且各相具有不同速度的多相流。在本文中，Mixture多相流模型通過求解混合相的連續(xù)性方程、動量方程、第二相的體積分?jǐn)?shù)方程以及相對速度實現(xiàn)氣-油-水三相的數(shù)值模擬。其中，主相為氣相，次相為油相和水相。Mixture模型的控制方程如下：

連續(xù)性方程：

多相混合動量方程：

第二相的體積分?jǐn)?shù)方程：

從第二相p的連續(xù)性方程，可以得到第二相p的體積分?jǐn)?shù)方程為：

湍流模型和近壁面處理方式：

多相流中氣相的體積分?jǐn)?shù)占三相總體積的97%以上，計算氣相的雷諾數(shù)為1.32×105，據(jù)此可以判斷葉片式混合器內(nèi)多相流的流動狀態(tài)為湍流。湍流模型選擇Realizable湍流模型。 由于Realizable模型是高數(shù)的湍流模型，而近壁區(qū)內(nèi)的流動，數(shù)較低，湍流發(fā)展并不充分，湍流的脈動影響不如分子黏性的影響大，因此將近壁面(Near-wall treatment)處理方式與Realizable湍流模型相結(jié)合。在沿法線的不同距離上，將流動劃分為壁面區(qū)和核心區(qū)。在后續(xù)計算過程中，依據(jù)≈1的原則，對近壁面的網(wǎng)格進行加密。定義為：

3.3 計算模型及邊界條件

計算模型根據(jù)葉片式混合器的實際幾何模型建立，求解器中的主要參數(shù)設(shè)置為：體積相分率采用一階迎風(fēng)格式進行離散，動量、湍動能和湍流耗散率均采用二階迎風(fēng)格式進行離散。選擇加氫REAC典型工況和操作參數(shù)，運用工藝仿真軟件ASPEN Plus進行計算，得到內(nèi)置葉片式混合器入口的多相流介質(zhì)組成及物性參數(shù)，其結(jié)果見表1。

表1 多相流物性參數(shù)

計算域的入口采用速度進口，出口采用自由流出口，壓力-速度耦合采用PRESTO!格式，梯度采用Least Squares Cell Based，壁面按固壁無滑移條件處理。

3.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

利用Gambit對葉片式混合器進行網(wǎng)格劃分，中間葉片及整流擋板采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其余部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，網(wǎng)格最大邊長比為2:1，歪斜度均不大于0.1，網(wǎng)格總數(shù)為80萬。采用表1中的多相流物性參數(shù)和邊界條件，分別劃分80、100、120、140和160萬五種網(wǎng)格密度，計算得到各網(wǎng)格密度下混合器的進出口壓力差，如表2所示。由此可知，相對于80萬的網(wǎng)格數(shù)量，隨著網(wǎng)格密度的逐漸增加，進出口壓力差的相對變化值均小于3%，認(rèn)為已經(jīng)達到網(wǎng)格無關(guān)性要求。

表2 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

4 計算結(jié)果分析

4.1 模擬結(jié)果檢驗

為檢驗數(shù)值計算的可靠性，本文采用環(huán)道式多相流實驗裝置開展葉片式混合器的壓降試驗[11]。壓降試驗選用的多相流介質(zhì)分別為氮氣、白油和水，在實驗過程中分別通過隔膜計量泵、磁力傳動泵和往復(fù)壓縮機調(diào)節(jié)水、白油、氮氣的體積流量比率，使其接近實際比率。在混合器進出口設(shè)置壓力傳感器，測試進出口壓力差。在不同流量下進行三組比對實驗，實驗結(jié)果如表3所示。由表3可知，實驗值和模擬值吻合較好。

表3 實驗壓降同模擬壓降對比

4.2 混合機理分析

采用多相流物性參數(shù)，開展數(shù)值模擬。圖2為= 0和= 0截面內(nèi)，葉片式混合器內(nèi)部及出口區(qū)域的流速分布圖。由圖2可知，葉片和擋板的存在使流道發(fā)生明顯的改變，流線隨之改變，多相流流速迅速增加。混合器內(nèi)部的最高流速達到20 m×s-1。并且，由于葉片上下兩側(cè)壓力差的影響，葉片一、葉片三的下方形成了與流動方向相反的漩渦，可進一步增強三相間的混合作用。由圖3可知，流體在流經(jīng)混合器時，流體的湍流強度顯著增強，促進了三相間的相互滲透和擾動。隨著流體逐漸遠離混合管段，由于缺少混合葉片的持續(xù)作用，湍流強度逐漸減弱。在單相氣體條件下，模擬混合器內(nèi)部的速度和湍流強度分布，并與多相流條件下的計算結(jié)果進行對比分析，如圖4、5所示。對比圖2、4可知，上述兩種介質(zhì)下，混合器內(nèi)流速的整體分布規(guī)律基本一致。然而，單相氣體條件下的流速較低，最高流速為14 m×s-1。同樣地，由圖3、5可知，湍流強度的整體分布規(guī)律也較為相似，但單相氣體條件下的湍流強度值較小。這是由于在多相流動條件下，氣相和油相、水相間存在滑移速度，相間剪切作用導(dǎo)致湍流脈動更加強烈，導(dǎo)致了湍流強度的增加。

圖2 多相流管道縱截面的速度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.2 Velocity distribution of pipeline longitudinal section under multiphase flow

圖3 多相流管道縱截面的湍流強度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.3 Turbulence distribution of pipeline longitudinal section under multiphase flow

圖4 單相流管道縱截面的速度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.4 Velocity distribution of pipeline longitudinal section under single flow

圖5 單相流管道縱截面的湍流強度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.5 Turbulence distribution of pipeline longitudinal section under single flow

4.3 混合效果分析

圖6(a)~(h)為葉片式混合器及其進出口管道不同截面的水相分率云圖。其中，圖6(a)、(b)為進口管道區(qū)域，圖6(c)~ (f)為混合器所在區(qū)域(= 0 ~-160 mm)，圖6(g)~ (i)為出口管道區(qū)域。采用無量綱參數(shù)定義混合器出口沿程距離與混合器長度的比值。由圖6可知，當(dāng)多相流進入混合器前，水相分布主要集中在管道的一側(cè)，分布很不均勻；進入混合器后，在葉片及擋板的攪拌作用下，多相流流速及湍流強度迅速提高，水相進行了重新分布，完成了從高濃度聚集區(qū)向管道中心的擴散過程，均勻性得到了明顯改善；離開混合器后，由于混合器出口的漩渦和高湍動能區(qū)域的存在，混合作用會持續(xù)一段距離；在距混合器出口400 mm后(= 3)后，管道中的水相分率不再隨流動距離的增加發(fā)生明顯改變，表明其已經(jīng)達到充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)。

圖6 不同管道橫截面的水相分率云圖

(a)= 800 mm (b)= 400 mm (c)= 0 mm (d)=-40 mm (e)=-80 mm (f)=-160 mm (g)=-240 mm (h) Y =-640 mm (i) Y =-800 mm

其中，代表截面上水相分率的分布方差，可通過截面上所有節(jié)點的濃度計算得到：

圖7 管道各截面不均勻系數(shù)隨沿程距離的變化規(guī)律

空冷器入口管道的流速范圍通常為2~6 m×s-1。圖8為不同流速下，水相分率的不均勻系數(shù)隨沿程距離的變化規(guī)律。由圖8可知，流速的增加未對混合效果造成明顯的影響，證明該葉片式靜態(tài)混合器對于REAC系統(tǒng)入口管道的多相流混合具有很好的適用性。

圖8 不同流速下水相分率的不均勻系數(shù)隨沿程距離的變化規(guī)律

4.4 剪切應(yīng)力分布

剪切應(yīng)力是衡量碳鋼管束是否存在沖蝕風(fēng)險的重要指標(biāo)，若局部剪切應(yīng)力過大，則管壁的腐蝕產(chǎn)物保護膜容易變形脫落，形成自催化加速體系，易導(dǎo)致管壁沖刷減薄。因此，在考慮滿足混合效果的前提下，應(yīng)控制混合器出口剪切應(yīng)力的數(shù)值低于臨界值。圖9和圖10分別是當(dāng)介質(zhì)為單相氣體和氣-油-水三相流條件下，混合器各葉片后部管壁剪切應(yīng)力分布云圖。由圖9、10可知，葉片的存在使流場發(fā)生了突變，在葉片1和葉片2的下部管壁產(chǎn)生了較大的剪切應(yīng)力，其中剪切應(yīng)力較大的部位主要集中在整流擋板所在區(qū)域的壁面上。由于液相黏度高于氣相，多相流動條件下會在壁面上產(chǎn)生更大的剪切應(yīng)力，最高達23 Pa，高于沖蝕實驗獲得的沖蝕臨界剪切應(yīng)力15.2~15.8 Pa[13]，具有很高的沖蝕風(fēng)險。并且，由圖2、3可知，混合器出口附近的流速和湍動能較高，流態(tài)不穩(wěn)定，高速氣流易將液段擊穿，從而造成液膜的失穩(wěn)。當(dāng)無穩(wěn)定的液膜存在時，氣相中夾帶的液滴將增大對腐蝕產(chǎn)物保護膜的沖刷作用。因此，需要通過在混合器出口加裝不銹鋼襯套等方式，避免因沖刷腐蝕導(dǎo)致管道泄漏和爆管。

圖9 單相流下各葉片后部管壁剪切應(yīng)力

圖10 多相流下各葉片后部管壁剪切應(yīng)力

5 結(jié) 論

本文在加氫REAC系統(tǒng)流動腐蝕機理研究的基礎(chǔ)上，運用CFD模擬，計算葉片式混合器內(nèi)的多相流動特性，并對模擬所得到的混合器進出口壓降與實驗值進行比對，驗證了計算結(jié)果的可靠性。通過分析混合器內(nèi)部的流速、湍動能、水相分率、剪切應(yīng)力等流動參數(shù)，得到以下結(jié)論：

(1) 多相流流經(jīng)混合器時，流道變化劇烈，混合區(qū)域內(nèi)的湍流強度明顯增強，促進了油、氣、水三相間的相互滲透和擾動。最下方葉片的底部會形成較大尺度的漩渦，對混合器出口的流體起到了持續(xù)的混合作用；

(2) 通過分析管道各截面的水相分率和不均勻系數(shù)可知，多相流在流經(jīng)混合器后，水相存在從局部聚集區(qū)向管道中心的擴散過程，其不均勻系數(shù)從0.44降低至0.19，不均勻性得到了明顯改善；當(dāng)流速范圍為2 ~ 6 m×s-1時，流速的改變對混合效果沒有明顯的影響；

(3) 采用無量綱參數(shù)定義混合器出口沿程距離與混合器長度的比值，計算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)= 3時，多相流動達到充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)，水相分率的不均勻系數(shù)不再發(fā)生明顯改變。

(4) 由于混合區(qū)域內(nèi)流速急劇增加，會在出口管道壁面形成剪切應(yīng)力較大的區(qū)域，接近碳鋼材料沖蝕破壞的臨界值，需考慮在混合器出口增加襯套，防止壁面沖刷減薄。

符號說明：

F? 體積力，Nρm? 混合密度，kg×m-3 L? 混合器出口沿程距離，mmσ? 水相分率的分布方差 l? 混合器長度，mmρ? 流體密度，kg×m-3 n? 相數(shù)ρp? 第二相的密度，kg×m-3 V? 流速，m×s-1αp? 第二相的相分率 Vdr,k? 第二相的漂移速度，m×s-1λ? 混合器出口沿程距離與混合器長度的比值 Vm? 質(zhì)量平均速度，m×s-1τw? 壁面剪切應(yīng)力，Pa x2? 到壁面的距離，mmμ? 流體的運動黏度，m2×s-1 YM? 可壓縮湍流脈動膨脹對總的耗散率的影響φ? 不均勻系數(shù) ? 每個節(jié)點上水相的體積分?jǐn)?shù)? 截面上水相分率的算術(shù)平方根 μm? 混合黏性，m2×s-1

[1] OU Guo-fu (偶國富), WANG Kuan-xin (王寬心), XIE Hao-ping (謝浩平),. Numerical simulation of ammonium hydrosulphides crystallization rules in hydrogenation air-cooling system (加氫空冷系統(tǒng)硫氫化銨結(jié)晶規(guī)律的數(shù)值模擬) [J]. J Chem Eng of Chinese Uiv (高?；瘜W(xué)工程學(xué)報), 2013, 27(2): 355-359.

[2] Hirschberg S, Koubek R, Moser F,. An improvement of the Sulzer SMXTMstatic mixer significantly reducing the pressure drop [J]. Chem Eng Res Des, 2009, 87(4): 524-532.

[3] Ramin K R, Anahita A, Theo G K. A numerical study of the global performance of two static mixers [J]. J of Flu Eng, 2006, 129(3): 338-349.

[4] WANG Xiu-gang (王修綱), GUO Wa-li (郭瓦力), WU Jian-hua (吳劍華). Experimental and numerical study on liquid-liquid dispersion in static mixer (靜態(tài)混合器中液液分散實驗及CFD模擬) [J]. CIESC J(化工學(xué)報), 2012, 63(2): 767-774.

[5] GONG Bin (龔斌), ZHANG Jin (張靜), ZHANG Chun-mei (張春梅),. Effect of incorporating assemblies of twist elements on the flow field in a static mixer (扭轉(zhuǎn)葉片組合對靜態(tài)混合器流場特性的影響) [J]. J of BJ Univ of Chem Techn (北京化工大學(xué)學(xué)報), 2008, 35 (3):84-88.

[6] HUANG Na (黃娜), WU Jian-hua (吳劍華), ZHANG Chun-mei (張春梅),. Effects of different boundary conditions on the velocity field under laminar flow in a kenics static mixer (邊界條件對SK型靜態(tài)混合器層流流場的影響) [J]. J of BJ Univ of Chem Techn (北京化工大學(xué)學(xué)報), 2008, 35(4): 90-94.

[7] WANG Jia-nan (王佳男), WANG Jia-jun (王嘉駿), FENG Lian-fang (馮連芳),. Numerical study on fluids mixing based on droplet flows in serpentine microchannels (彎曲微通道中液滴內(nèi)混合過程的數(shù)值模擬研究) [J]. J Chem Eng of Chinese Uive (高校化學(xué)工程學(xué)報), 2014, 28(2):218-222.

[8] LIU Xiao-bo (劉小波), MAO Yu (毛羽), WANG Juan (王娟),. Computational fluid dynamics of multiphase flow in hydrocracking reactor based on porous media (基于多孔介質(zhì)加氫裂化反應(yīng)器多相流數(shù)值模擬) [J]. Acta Petrolei Sinca (Petro Proc Sect) (石油學(xué)報(石油加工)), 2012, 28(2): 260-267.

[9] ZHAI Zhi-ping (翟之平), YANG Zhong-yi (楊忠義), GAO Bo (高博),. Simulation of solid-gas two-phase flow in an impeller blower based on mixture model (基于mixture模型的葉片式拋送裝置內(nèi)氣固兩相流模擬) [J]. Trans of the CSAE (農(nóng)業(yè)工程學(xué)報), 2013, 29(22): 50-58.

[10] Tang P, Yang J, Zheng J Y,. Failure analysis and prediction of pipes due to the interaction between multiphase flow and structure [J]. Eng Fail Anal, 2009, 16(5): 1749-1756.

[11] OU Guo-fu (偶國富), JIN Hao-zhe (金浩哲), CAO Hai-bin (曹海彬),. Recycling multiphase flow erosion-corrosion experimental device (環(huán)道式多相流沖蝕試驗裝置): CN 200710067815.1 [P]. 2009-05-06.

[12] WU Min-quan (吳民權(quán)), HUANG Fa-rui (黃發(fā)瑞), XU De-xing (徐德興). Study on gas-gas rapid mixing (氣-氣快速混合研究) [J]. Acta Petrolei Sinica (Petro Proc Sect) ((石油學(xué)報 (石油加工), 1993, 9(2): 112-118.

[13] OU Guo-fu (偶國富), LI Peng-xuan (李鵬軒), QIU Jie (裘杰),. Numerical simulation of the REAC outlet pipeline structure optimization (REAC出口管道結(jié)構(gòu)優(yōu)化的數(shù)值模擬) [J]. J of ZJ Sci-Tech Univ (浙江理工大學(xué)學(xué)報), 2009, 26(3): 364-369.

OU Guo-fu1,2, ZHENG Zhi-jian1, JIN Hao-zhe1

(1. The Flow Induced Corrosion Institution, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018, China;2. Hangzhou Fluid Technology Co. Ltd, Hangzhou 310018, China)

Based on three-phase physical properties including oil, gas and water in an air cooler (REAC) system of the hydrogenation reactor effluent, a physical model of static blade mixer is established. The numerical analysis on the multiphase flow characteristics inside the blade mixer is conducted via CFD software by utilizing Mixture multiphase model and Realizable-turbulent model. The pressure drops between the inlet and outlet of mixer obtained from simulation agree well with experiment data, it verifies the reliability of the simulation calculation. The results show that: The multiphase flow velocity increases and turbulence intensity enhances obviously in the mixing region. There is also a large scale eddy occurs at the bottom of the lowest vortex blade. By analyzing water phase fraction and non-uniformity coefficient in different pipeline cross sections, it shows that the uniformity of water phase fraction is improved through mixing. Within the velocity range of 2 to 6 m×s-1, the mixing effect is not affected by the change of the flow velocity. The dimensionless parameterwas used to define the ratio between the flowing distance from the mixer outletand the mixer length, it can be observed when the≥ 3, the non-uniformity coefficient will not change obviously. A large wall shear stress region is formed on the wall of export pipeline, which is close to the critical erosion value of carbon steel. Therefore, stainless steel liners should be considered to be added in the mixer outlet to prevent wall thinning induced by corrosion-erosion.

hydrogenation air cooler; static mixer; multiphase flow; ammonium salts crystallization; numerical simulation

1003-9015(2016)01-0040-08 網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/33.1141.TQ.20151222.1039.002.html

TQ 051.7

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2015.00.032

2014-12-22；

2015-04-27。網(wǎng)絡(luò)出版時間：2015-12-22 10:39:31

國家自然科學(xué)基金委員會-神華集團有限公司煤炭聯(lián)合基金 (U1361107)；浙江省教育廳科研項目(Y201329372)；浙江省公益技術(shù)應(yīng)用研究計劃項目(2015C31013)；浙江理工大學(xué)521人才培養(yǎng)計劃項目。

偶國富(1965-)，男，江蘇太倉人，浙江理工大學(xué)教授，博士。通訊聯(lián)系人：金浩哲，E-mail：haozhejin@zstu.edu.cn