張震斌，郭 振，商井遠(yuǎn)，陳 杰

1.遼寧工業(yè)大學(xué)化學(xué)與環(huán)境工程學(xué)院，遼寧 錦州 121001；2.葫蘆島市生態(tài)環(huán)境保護(hù)服務(wù)中心，遼寧 葫蘆島 125000；3.河北省河道水質(zhì)凈化及生態(tài)修復(fù)重點實驗室，河北 秦皇島 066004

不溶性硫磺（IS）又稱聚合硫，是硫的線形均聚物，具有化學(xué)惰性和物理惰性，用于橡膠硫化時，不易發(fā)生遷移[1]，是國際橡膠工業(yè)公認(rèn)的最佳硫磺硫化劑，廣泛用于天然橡膠和合成橡膠生產(chǎn)工藝中，其中在汽車輪胎制造業(yè)中用量最大[2]。工業(yè)上生產(chǎn)IS 主要采用氣化法[3]和熔融法[4]。與氣化法相比，熔融法反應(yīng)溫度低，設(shè)備常壓操作，無“三廢”產(chǎn)生，具有投資少、見效快、操作安全等優(yōu)點，但I(xiàn)S產(chǎn)率低，僅能得到30%～40% IS 粗產(chǎn)品[5]。由于IS 有自然解聚的趨勢[6]，因此，淬冷液及淬冷方式是影響IS 產(chǎn)品產(chǎn)率的重要因素?；陉悤N等[7]設(shè)計的噴嘴結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，本研究給出該噴嘴具體結(jié)構(gòu)尺寸，進(jìn)行模型驗證。采用植物油代替熔融硫磺，水做淬冷液，進(jìn)行進(jìn)料方式、進(jìn)料比例實驗與數(shù)值模擬實驗。

計算流體力學(xué)（Computational Fluid Dynamics，CFD）廣泛用于膜分離中流場可視化、超臨界反應(yīng)和氣液兩相換熱[8-10]等方面的研究。本工作利用ANSYS Fluent 軟件進(jìn)行模擬分析，對采用該噴嘴內(nèi)的兩相流動進(jìn)行了模擬研究。探究其內(nèi)部兩相流場的速度分布、湍流強度、淬冷液、液態(tài)硫磺進(jìn)料比例及噴嘴出口直徑對IS 產(chǎn)品產(chǎn)率及純度的影響，尋找液硫淬冷效果好的工況條件，為后續(xù)工業(yè)化應(yīng)用提供相應(yīng)參考。

1 幾何模型建立與網(wǎng)格劃分

由內(nèi)徑220 mm，高度600 mm，壁厚6 mm 的有機(jī)玻璃制成套管和噴頭，噴頭進(jìn)口1 和4 為液態(tài)硫磺進(jìn)料口，邊界條件為速度進(jìn)口，噴頭出口3 為液態(tài)硫磺出料口，邊界條件為壓力出口噴頭上方套管高度675 mm，套管上部為噴淋板，為淬冷液進(jìn)料口，邊界條件為流量進(jìn)口。噴頭高度125 mm，軸向進(jìn)口直徑30 mm，切向進(jìn)口直徑30 mm，旋流收斂角90°，流體出口直徑15 mm。

圖1 為（a） 噴嘴幾何尺寸示意圖[7]和（b）套管幾何尺寸示意圖Fig.1Thestructure of proposednozzle The opposite inlet parameteristhesameasthe 1rd mouth,buttheinlet direction is opposite

采用ANSYS Meshing 對幾何模型進(jìn)行了非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，導(dǎo)入Fluent 中轉(zhuǎn)化為多面體網(wǎng)格，如圖2 所示。為了分析網(wǎng)格數(shù)量對模擬計算結(jié)果影響，分別對噴嘴軸對稱線上的3 個位置（z 為300，400 和500 mm）的固含率進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，結(jié)果如圖3 所示，可見，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量從38.9×104增加到73.5×104的過程中，固含率基本不變，表明模擬計算結(jié)果與網(wǎng)格數(shù)量基本無關(guān)[11]。所以，噴嘴最終取定的網(wǎng)格數(shù)量為38.9×104。

圖2 計算域及網(wǎng)格劃分示意圖Fig.2 Schematic diagram of computing domain and mesh division

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.3 Independence verification of mesh

2 模擬計算方法與模型驗證

2.1 模擬計算方法

模擬計算工況參數(shù)為：淬冷液流量（QL）為1.2～2.65m3/h，噴嘴總流量范圍（Ql）為1.07～2.65 m3/h。計算流域內(nèi)液態(tài)硫磺從下向上由噴嘴噴出，淬冷液由上而下由噴淋頭噴出，在反應(yīng)器套管中與液態(tài)硫磺碰撞。采用Euler 模型對反應(yīng)器內(nèi)兩相流體進(jìn)行模擬，有限元法對控制方程進(jìn)行離散；壓力與速度的耦合選取SIMPLE 算法，體積分?jǐn)?shù)方程采用QUICK 格式，剩下采用二階迎風(fēng)格式，進(jìn)口邊界條件選擇速度進(jìn)口，出口邊界條件為Outflow 出口，其他壁面均選擇為默認(rèn)的固壁無滑移光滑壁面[12-14]。

連續(xù)性方程：

動量方程：

輸運控制方程：

2.2 模型驗證

為了更好地驗證模擬計算模型，按照模型結(jié)構(gòu)參數(shù)和模擬操作參數(shù)的要求自制模型，包括外部套管和內(nèi)部噴嘴，如圖4 所示。

圖4 自制實驗?zāi)Ｐ虵ig.4 Self-made experimental model

液態(tài)硫磺軸向進(jìn)料和切向進(jìn)料比例（軸切比，即Q1i/Q1j）對套管內(nèi)流型的影響如圖5 所示。當(dāng)Q1i/Q1j為32/0（無切向進(jìn)液量）時，沿z 軸方向從下到上，沿xoy 平面從內(nèi)到外淬冷液含量（ε）逐漸增加，但兩相流接觸處基本沒有發(fā)生霧化，兩相湍動作用效果不好；當(dāng)Q1i/Q1j為16/8 時，在液態(tài)硫磺射流和反應(yīng)器管壁間形成淬冷液通道，并且淬冷液沿管壁向下流動；當(dāng)Q1i/Q1j為8/12時，沿xoy 平面淬冷液含量分布不均，且中心淬冷液含量較低，并非被泡沫型[7]覆蓋整個反應(yīng)器套管，兩相流接觸處發(fā)生充分霧化，有利于兩相湍動作用，有利于液態(tài)硫磺淬冷；當(dāng)Q1i/Q1j為0/16 時，反應(yīng)器套管下部出現(xiàn)兩相流體劇烈湍動的錐形泡沫區(qū)域，此時淬冷液含量沿xoy 平面分布更均勻，但兩相接觸處霧化柱流較Q1i/Q1j為8/12 時低，不利于液態(tài)硫磺淬冷。

圖5 軸切比對套管內(nèi)兩相流型的影響Fig.5 Influence of two-phase flow pattern in casing at different axial and tangential ratios

圖6 淬冷液含量的實驗結(jié)果與模擬結(jié)果Fig.6 Experimental results and simulation results of quenching liquid content

圖7 反應(yīng)器套管內(nèi)壓降實驗結(jié)果與模擬結(jié)果Fig.7 Experimental results and simulation results of pressure drop in the reactor casing

3 模擬結(jié)果與分析

3.1 淬冷液相速度場與淬冷液含量

3.1.1 z 平面速度矢量與淬冷液含量

圖8（a）和（b）是z 為300 mm 淬冷液速度矢量圖和淬冷液含量分布云圖?？梢钥闯?，淬冷液速度矢量圖中環(huán)形區(qū)域內(nèi)速度矢量偏離中心軸方向，由于淬冷液和液態(tài)硫磺在該區(qū)域內(nèi)發(fā)生撞擊，速度軌跡流線在這個區(qū)域內(nèi)發(fā)生彎曲，符合兩相流體湍動作用區(qū)的基本特性。圖8（b）中的同一位置（即環(huán)形區(qū)域內(nèi)），0.84＜ε＜0.90；環(huán)形區(qū)域之外（z＞0 mm）處，中間的淬冷液速度軌跡流線尚未沿z 軸向下方向，表示淬冷液和液態(tài)硫磺在該范圍內(nèi)上并沒有發(fā)生撞擊，0.90＜ε＜0.98。

通過分析淬冷液沿x 軸和y 軸方向速度分量的分布，可知，淬冷液速度矢量發(fā)生劇烈方向變化的范圍與淬冷液含量在0.80＜ε＜0.90 的范圍基本一致，說明兩相流體湍動作用區(qū)的淬冷液含量基本保持不變。而淬冷液沿z 軸方向速度分量在z 為300 mm 時幾乎為0，說明淬冷液集中在反應(yīng)器套管區(qū)域，噴嘴射出的液態(tài)硫磺在反應(yīng)器套管周向區(qū)域與從反應(yīng)器套管上方噴淋下來的淬冷液發(fā)生撞擊，淬冷液相沿z 軸方向的速度分量迅速減小，橫向速度分量迅速增加，淬冷液和液態(tài)硫磺兩相間發(fā)生激烈碰撞，形成兩相流體湍動作用區(qū)[16]，提高IS 產(chǎn)率和純度。

圖8 z 為300 mm 截面上（a）淬冷液速度矢量云圖和（b）淬冷液含量分布云圖Fig.8 z 300mm section (a)velocity cloud image of quenching liquid and (b) distribution cloud map of quenching liquid content

3.1.2 中心軸截面上的速度矢量與淬冷液含量

圖9 給出了總進(jìn)液量為1.92 m3/h，Q1i/Q1j為8/12 時縱向剖面上的淬冷液含量分布云圖和速度矢量云圖。

圖9 中心軸截面上（a）速度矢量云圖和（b）淬冷液含量分布云圖Fig.9 Central axis section (a) velocity cloud image of quenching liquid and（b）distribution cloud map of quenching liquid content

由圖9 可以看出，反應(yīng)器套管流場內(nèi)速度矢量云圖和淬冷液含量分布云圖基本一致。圖9（a）淬冷液相流體在碰撞面上縱向速度接近于0 后變向運動，產(chǎn)生了一定的橫向速度，致使淬冷液相和液態(tài)硫磺相開始相互接觸并發(fā)生“滲透”，在相摩擦阻力作用下，液態(tài)硫磺相速度迅速下降直至為0，隨后又反向加速向碰撞面運動[17]，并再次進(jìn)入原來的淬冷液相流體中，來回做往復(fù)運動，形成在宏觀角度下的旋渦。撞擊區(qū)內(nèi)發(fā)生的劇烈湍動和淬冷液和液態(tài)硫磺兩相流體間的多次接觸和滲透提供了極佳的傳質(zhì)發(fā)生條件[18]，使液態(tài)硫磺淬冷效果好，IS 產(chǎn)率高。

3.2 湍流強度

ε 是一個“靜態(tài)”參數(shù)，不能反映流場內(nèi)以速度為代表的“動態(tài)”參數(shù)的變化，也不能完整地反映流場內(nèi)兩相流體流動的變化，用“動態(tài)”參數(shù)—湍流強度（I）表示兩相流場內(nèi)速度等動態(tài)參數(shù)的變化。

圖10 為Qt為2 m3/h，Ql為2.16 m3/h，Q1i/Q1j為8/12 時，反應(yīng)器內(nèi)ε 分布云圖和I 云圖?？梢钥闯?，Q1i/Q1j為8/12 時，兩相流體間的碰撞更劇烈，湍動強度更大，形成了一定寬度和厚度的湍動作用區(qū)，兩相流體間的作用更為劇烈，傳質(zhì)效果更好，IS 產(chǎn)率更高。當(dāng)Q1i/Q1j為32/0（無切向進(jìn)液量）時，液態(tài)硫磺射流噴射高度較高，液態(tài)硫磺相覆蓋面積較小，兩相流體間沒有明顯的傳質(zhì)作用[19-20]。

圖10 中心軸截面上（a）淬冷液含量分布云圖和（b）湍動強度云圖Fig.10 Central axis section (a) distribution cloud map of quenching liquid content and (b) cloud map of turbulence intensity

3.3 淬冷液與液態(tài)硫磺進(jìn)料(Qt/Ql)比

在Qli/Qlj為8/12 和Ql為1.92 m3/h 條件下，Qt對兩相流場湍動作用區(qū)內(nèi)淬冷液含量的影響，如圖11 所示?？梢钥闯觯琎t分別為1，2，3，4 和5 m3/h 時，其兩相流場湍動作用區(qū)所占總流場體積總的比例為2.2%，25.12%，12.36%，9.05%和7.56%。隨著Qt的增加，兩相流場湍動作用區(qū)的體積先增加后減小，當(dāng)Qt為2 m3/h 時達(dá)到最大值。

在Qli/Qlj為8/12 和Ql為1.92 m3/h 條件下，Qt對反應(yīng)器管內(nèi)湍動強度的體積占反應(yīng)器總體積的百分比β（為圖中畫圈的區(qū)域為湍流強度大于1%所占比例）的影響，如圖12 所示?？梢钥闯?，在Qt分別為1，2，3，4 和5 m3/h 時，β 分別為6.25%，29.53%，25.35%，23.52%和17.24%。隨著Qt的增大，β 先增加后降低，Qt/Ql為1.04 時達(dá)到最大值，傳質(zhì)效率最高，液態(tài)硫磺淬冷效果最好，IS 產(chǎn)率最高。當(dāng)Qt/Ql小于1.04 時，淬冷液相速度較小，兩相流體的撞擊速度較低，所形成的兩相流場湍動作用區(qū)覆蓋高度和寬度較小，傳質(zhì)效率不高，液態(tài)硫磺淬冷效果不好，IS 產(chǎn)率不高；當(dāng)Qt/Ql大于1.04時，形成的兩相流場湍動作用區(qū)增大，湍動作用區(qū)湍動更加劇烈，由于淬冷液相動量太大，進(jìn)而導(dǎo)致液態(tài)硫磺射流高度較低，形成的兩相流體湍動作用區(qū)位置高度較低，體積較小，不利于冷卻液相的回流[21-22]，進(jìn)而使傳質(zhì)效率變低液態(tài)硫磺淬冷效果不好，IS 產(chǎn)率不高。因此，最佳Qt/Ql為1.04 左右。

圖11 淬冷液進(jìn)料量對兩相區(qū)內(nèi)淬冷液含量的影響Fig.11 Effect of quenching liquid feed on volume in two-phase

圖12 淬冷液進(jìn)料量的湍流強度分布圖Fig.12 Turbulence intensity map of quenching liquid feeding

3.4 噴嘴出口直徑

噴嘴出口直徑（D）大小不僅決定液態(tài)硫磺射流的高度和速度的大小，而且還影響兩相流體發(fā)生撞擊時的速度和角度的大小，進(jìn)而影響反應(yīng)器套管內(nèi)兩相流場的湍流強度和冷卻液含量的分布。當(dāng)Qli/Qlj為8/12，Qt為2 m3/h，Ql為1.92 m3/h 時，噴嘴出口直徑對湍流強度的影響見圖13 和14。

從圖13 可以看出，當(dāng)D 分別為15，20 和25 mm 時，β 分別為29.57%，13.25%和1.84%，當(dāng)D為15 mm 時，反應(yīng)器套管內(nèi)流域湍流強度大于1%的區(qū)域更大，從而形成兩相流場湍動作用區(qū)的體積更大，傳質(zhì)效率更高，液態(tài)硫磺淬冷效果更好，IS 產(chǎn)率更高。流場湍動作用區(qū)體積最大，傳質(zhì)效率最高，液態(tài)硫磺淬冷效果最好，IS 產(chǎn)率最高。

圖13 噴嘴出口直徑的湍流強度分布圖Fig.13 Turbulence intensity distribution of nozzle diameter

圖14 噴嘴出口直徑的湍流強度在不同高度的分布圖Fig.14 Map of turbulence intensity of nozzle diameter at different heights

4 結(jié) 論

針對一種能實現(xiàn)氣液兩相逆流撞擊的新型噴嘴用于不溶性硫磺淬冷效果模擬研究和實驗驗證，得出以下結(jié)論：

a）當(dāng)液態(tài)硫磺進(jìn)料軸切比為8/12 時，反應(yīng)器套管下部形成的泡沫區(qū)域是有利于液態(tài)硫磺淬冷的理想流型，有利于液態(tài)硫磺淬冷。

b）淬冷液在z 為300 mm 環(huán)形區(qū)域內(nèi)與中心軸截面上，淬冷液和液態(tài)硫磺發(fā)生充分撞擊，形成兩相流湍流作用區(qū)，淬冷液含量在0.8＜ε＜0.9。

c）淬冷液與液態(tài)硫磺進(jìn)料比為1.04，噴嘴出口直徑為15 mm 時，液態(tài)硫磺淬冷效果最好。