田秀山，丁干紅，彭新文，趙 倩，趙 娜，劉殿華，呂建寧

（1.惠生工程(中國)有限公司 技術(shù)發(fā)展中心，上海 201210；2.華東理工大學 化工學院，上海 200237）

噴霧過程的基本用途之一是通過增大氣液兩相間的接觸面積，從而達到強化傳熱傳質(zhì)速率的目的，因此噴霧技術(shù)尤其適用于汽化過程中過熱度低或存在熱敏性物質(zhì)的情況。噴霧汽化過程的汽化效率與過熱度、停留時間、多相混合等因素有關(guān)，諸多研究者對該過程進行了研究。Mujumdar等[1]概述了采用預測模型分析各操作參數(shù)對噴霧干燥過程的影響，并對比了穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)的計算方法，主要進行了噴霧干燥技術(shù)研究方法的論述。戚嚴文等[2]研究了預測蒸發(fā)速率、停留時間等參數(shù)的方法，主要關(guān)注了干燥過程的操作參數(shù)優(yōu)化；徐瓊輝等[3]分析了冷凝器內(nèi)噴霧汽化換熱和噴淋換熱的效率，指出了前者的優(yōu)勢，但對效率的優(yōu)化未做進一步研究；Liu等[4]研究了空氣的存在對噴霧冷卻器內(nèi)熱傳遞效率的影響，提出了相應(yīng)的預測模型；孫士丹[5]研究了噴霧汽化反應(yīng)器內(nèi)連續(xù)相流場的分布，并從增大氣液物流分離效率為出發(fā)點，進行了反應(yīng)器旋轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化；Hou等[6,7]分析了噴嘴數(shù)目、安裝高度、壓力、流量等對散熱熱流密度大小和分布的影響規(guī)律，但未過多關(guān)注汽化室結(jié)構(gòu)的優(yōu)化問題。

噴霧汽化器的設(shè)計需要綜合考慮多相間的混合、分布、介質(zhì)的傳熱、汽化時間等因素，達到盡可能提高汽化效率的目的，然而現(xiàn)有研究中較少關(guān)注汽化器內(nèi)各區(qū)域的汽化效率及相應(yīng)的結(jié)構(gòu)優(yōu)化問題。本研究采用CFD方法，研究了噴霧液滴在氣流場中的氣液混合和汽化過程，并基于汽化效率對汽化器結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化。

1 計算模型

1.1 物理模型

圖1是噴霧汽化器的結(jié)構(gòu)示意圖。熱態(tài)氣體從N1管進入，經(jīng)入口處的氣體分布器后進入汽化器流場；冷態(tài)EC液體從N2管引入至內(nèi)部的單流體壓力式噴嘴，噴嘴置于汽化器中心軸線處，氣液流動方式為并流。液體經(jīng)噴嘴霧化后，液滴顆粒與氣體混合傳熱傳質(zhì)，完成液滴的升溫、汽化及組分混合過程，并最終由N3口流出。模型的內(nèi)徑D=800 mm，H1=150 mm，H2=200 mm，H3=3100 mm，H4=150 mm， 總高度H=3600 mm，氣體進口和出口管直徑均為80 mm，進口分布器直徑300 mm。

圖1 汽化器物理模型Fig.1 Physical model of vaporizer

1.2 數(shù)學模型

上述汽化裝置中的流動屬于典型的受限湍流流動過程，選擇正確的計算模型對計算準確性至關(guān)重要。文獻[8-10]對撞擊流氣流床汽化爐內(nèi)的流動進行了試驗和數(shù)值研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)，Realizable k-e湍流模型對有回流和旋轉(zhuǎn)流場的計算效果較好。上述汽化裝置的進口氣體分布器附近也存在回流區(qū)域，因此本次模擬也采用Realizable k-e湍流模型進行汽化器內(nèi)連續(xù)相流場的求解。對流項、能量和組分輸運方程的求解均采用Second Order Upwind格式，壓力-速度耦合的求解基于Simple半隱式方法。液滴運動的計算采用DPM模型和非穩(wěn)態(tài)法，時間步長取0.001 s，氣液相雙向耦合，為提高液滴顆粒追蹤精度，Length Scale設(shè)定為1 mm，追蹤顆粒數(shù)約20000個，該顆粒數(shù)遠大于氣流床汽化爐計算中采用的4000個[11]和10000個[12]的研究。采用組分輸運模型計算各組分的濃度分布。殘差收斂標準為10-6。

1.3 網(wǎng)格和邊界條件

因汽化器的結(jié)構(gòu)具有軸對稱性，以整體結(jié)構(gòu)的1/4體積進行建模。將氣體進口分布器簡化為一塊擋板，為了防止氣體攜帶液滴顆粒直接離開汽化器，在氣體出口上方100 mm處增加一塊擋板，進出口擋板直徑為300 mm。建立六面體網(wǎng)格，在氣體分布器、噴嘴及出口區(qū)域等梯度變化較大處進行網(wǎng)格加密，計算模型如圖2所示，以進口擋板中心為原點。

圖2 汽化器模型網(wǎng)格分布Fig.2 Vaporizer model grid distribution

氣體進口為Mass-Flow-Inlet，氣體出口為Pressure-Outlet，入口分布器和出口擋板為Wall；氣體進出口的DPM顆粒邊界為Escape，氣體分布器和出口擋板的DPM顆粒邊界為Reflect，其他Wall邊界的DPM顆粒邊界為Trap；操作壓力為3 MPa，重力與z軸負方向一致。噴嘴類型為Solid-Cone，霧化角為80°。求解時，先進行連續(xù)相計算，待收斂后再加入離散相液滴進行兩相耦合計算。

1.4 流體性質(zhì)定義

進入汽化器的高溫富氫氣體流量為1069 kg/h，其中各組分物質(zhì)的量分數(shù)為：H293.3%，CO 5.8%，CH3OH 0.5%，CO20.4%。噴霧液體為碳酸乙烯酯，流量125 kg/h，噴霧液滴初始粒徑144 μm，初始溫度58℃，初始速度50 m/s，ANSYS Fluent軟件材料庫中不存在該物質(zhì)，因此需人為建立，常壓下性質(zhì)為：熔點38 ℃，沸點248 ℃，密度1313 kg/m3，黏度1.53 mPa·s，表面張力0.0324 N/m，導熱系數(shù)0.1067 kJ/kg，比熱容1.399 kJ/(kg·℃)，EC飽和蒸氣壓見表1。

表1 EC飽和蒸氣壓Table 1 Saturated vapor pressure of EC

EC的汽化潛熱為ΔHv=ΔHv1(Tc-T)/(Tc-T1)，其中T為溫度，K；Tc為臨界溫度，K；ΔHv1為T1時的汽化潛熱，kJ/kg。EC在富氫氣氛中的雙元擴散系數(shù)按McCabe[13]的理論計算：

式中：Dv為擴散系數(shù)，cm2/s；T為溫度，K；TcA，TcB為材料A和B的臨界溫度，K；VcA、VcB為材料A和B的臨界體積，mL/mol；MA、MB為材料A和B的分子量；p為壓力，105Pa。

2 結(jié)果與討論

2.1 模型驗證

為進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，建立網(wǎng)格1總數(shù)為126804個，網(wǎng)格2總數(shù)為424920個。網(wǎng)格1精度已超過Ni等[10]對高溫高壓氣流床汽化爐內(nèi)煤粉顆粒燃燒研究時所采用的網(wǎng)格精度，也超過了文獻[14,15]在噴霧蒸發(fā)器內(nèi)液滴顆粒蒸發(fā)計算時的網(wǎng)格精度。但為進一步驗證網(wǎng)格無關(guān)性，采用網(wǎng)格2進行網(wǎng)格獨立性分析。

進口氣體初始溫度T0=220℃時，不同軸向位置的氣相速度分布如圖3，可知噴嘴近端的z=-500 mm和接近出口的z=-3000 mm處，兩個精度的網(wǎng)格結(jié)果具有良好的一致性。圖4為EC噴霧液滴的汽化時間，可知在兩個網(wǎng)格精度下，粒徑變化與汽化時間吻合良好，因此，采用網(wǎng)格1即可達到網(wǎng)格無關(guān)性要求。后續(xù)研究均采用網(wǎng)格1進行計算。

圖3 兩種網(wǎng)格精度在不同軸向位置的氣相速度分布Fig.3 Gas velocity distribution of the two grid models at different axial positions

圖4 EC噴霧液滴汽化時間Fig.4 Vaporization time of EC droplets

2.2 流場分析

圖5 不同氣體初始溫度下液滴汽化情況Fig.5 Droplets distribution of different primary gas temperatures

按照上文定義的物料流量和性質(zhì)，當氣體初始溫度T0=195.6℃時，理論上可完全汽化進入的EC液體，且具有5℃的過熱度。因此對T0分別為195.6℃、210℃、220℃時EC汽化情況進行計算，如圖5，隨著T0的增大，汽化器出口區(qū)域的液滴粒徑明顯減小，而且只有當T0為220℃時，EC液滴在離開汽化器前才可汽化完全，低于220℃時，會有大量未汽化的液滴被攜帶出去。即在實際汽化器中，即使汽化熱足夠，若在一定的停留時間內(nèi)，由于氣液混合不充分導致的傳熱傳質(zhì)效果不良時，汽化效果也將較差。

以T0=220℃的完全汽化為例，對汽化器內(nèi)流場特點進行進一步分析。T0=220℃時，汽化器內(nèi)的軸向速度ua分布如圖6所示，ua值從-32.6 m/s到4.4 m/s變化，可知流場中存在回流區(qū)，通過速度矢量圖可直觀地發(fā)現(xiàn)回流流動的強弱和位置。分析發(fā)現(xiàn)，由于氣體分布器的作用，分布器上下端一定區(qū)域內(nèi)存在較強的回流區(qū)域，而該區(qū)域也是噴嘴噴霧的初始區(qū)域，氣體與噴霧液滴相互作用強烈，因該區(qū)域主要為回流流動，故定義為回流區(qū)，其軸向位置約在0＞z＞-750 mm范圍內(nèi)；回流區(qū)下端一定區(qū)域內(nèi)表現(xiàn)為中心流速逐漸增大，邊壁流速逐漸減小，定義為過渡區(qū)。由于回流區(qū)和過渡區(qū)在流場中屬于湍流強度較大的區(qū)域，其共同特點是氣流和液滴之間的湍流混合作用較強，因此合稱為回流過渡區(qū)，該區(qū)域約在0＞z＞-1400 mm范圍內(nèi)。由速度矢量圖可知，過渡區(qū)下端區(qū)域的速度分布表現(xiàn)出良好的指數(shù)型分布，屬于典型的管流流型，因此定義為管流區(qū)，需指出的是，由于流型的發(fā)展，管流區(qū)初始段的邊壁附近存在微弱的回流（回流速率小于0.03 m/s），但很快發(fā)展為完美的管流流型。

圖6 汽化器內(nèi)軸向速度分布及速度矢量Fig.6 Axial velocity profile and vector in vaporizer

對汽化器內(nèi)的溫度和EC濃度進行分析，結(jié)果如圖7、圖8所示。由于氣液介質(zhì)間的熱傳遞，流場溫度從220℃到約205℃變化，氣體出口溫度為207.8℃，由于噴嘴為實心錐噴霧，噴霧錐體內(nèi)的大量低溫液滴顆粒從周圍氣體吸熱，導致氣體溫度迅速降低，徑向上不同位置的溫度差達到最大值，隨著軸向距離的增大，徑向溫差逐漸減?。▓D7）；EC濃度分布表現(xiàn)出了與溫度相似的分布特征，但由于EC的不斷汽化，整體濃度隨軸向距離呈增大趨勢（圖8）。

圖7 汽化器內(nèi)溫度分布Fig.7 Temperature profile in vaporizer

圖8 汽化器內(nèi)EC濃度分布Fig.8 EC concentration profile in vaporizer

由以上分析可知，汽化器內(nèi)溫度和濃度分布具有如下特點：上端空間徑向上的分布梯度很大，下端空間徑向的分布逐漸趨于一致，在中間某處存在一個分布特征快速變化的區(qū)域。因此，截取不同軸向距離，對徑向位置的溫差ΔT=Tmax-Tmin和濃度差Δy=yECmax-yECmin特征進行分析，結(jié)果如圖9所示。由圖9看出，由于EC液滴汽化吸熱和徑向熱傳遞作用，溫差ΔT=fΔT(|z|)隨軸向距離|z|的增大而減?。粷舛炔瞀=fΔy(|z|)隨|z|的增大呈現(xiàn)先增大后減小的特點，即噴霧后，液體的汽化強度先增大后減小。圖9還顯示，溫差和濃度差隨軸向距離的增大，均存在一個變化率|f′(|z|)|的最大值，即在該區(qū)域發(fā)生了應(yīng)變量的突變，其位置在z=-1300～-1500 mm。溫差和濃度差變化率最大值所在的位置即為回流過渡區(qū)與管流區(qū)的分界點，可通過分析該分界點所在的位置，準確地找出回流過渡區(qū)和管流區(qū)的分界區(qū)域。

圖9 徑向上溫差和濃度差與軸向距離的關(guān)系Fig.9 Relations of radial temperature and concentration differences with axial distance

對回流過渡區(qū)和管流區(qū)的EC汽化量進行分析，結(jié)果見圖10。由于回流過渡區(qū)內(nèi)較強的流動和混合及較大的溫差與濃度差特點，使得EC汽化速率較大，而管流區(qū)內(nèi)流動趨于穩(wěn)定，軸向和徑向返混微弱，傳熱和傳質(zhì)的推動力較小，使得汽化率很小。經(jīng)計算，在氣體初始溫度T0=220℃時，回流過渡區(qū)容積約占汽化器內(nèi)EC有效汽化容積 （0＞z＞-3450 mm）的40%，但該區(qū)域EC汽化量約占整個汽化器汽化量的83%，管流區(qū)占汽化有效空間的60%，EC汽化量約占17%，即回流過渡區(qū)單位汽化容積的汽化效率約為管流區(qū)相應(yīng)效率的7.3倍。

圖10 不同區(qū)域EC汽化量Fig.10 Amount of EC vaporized in different regions

由以上分析可知，回流過渡區(qū)以較小的容積完成了大部分液體的汽化，其根本原因是該區(qū)域相比管流區(qū)，不但溫度和濃度梯度高，而且氣液之間的湍動混合作用較強，兩方面因素的綜合作用使得回流過渡區(qū)汽化效率較高。

2.3 汽化效率優(yōu)化

針對汽化器的流場特點，為達到噴霧液體的完全汽化，可行方法有：（1）延長汽化器汽化空間，增大液滴停留時間；（2）提高氣體初始溫度，增大氣液傳熱溫差；（3）增強流場擾動，增大氣液湍動混合等。由于方法（1）的實質(zhì)是延長了汽化效率低的管流區(qū)長度，非優(yōu)選方法；方法（2）可有效提高汽化效率，但需增加能耗；而方法（3）可通過增大低效的管流區(qū)擾動而輕松實現(xiàn)，因此對方法（3）進行進一步研究。

在管流區(qū)上段z=-1600 mm處增設(shè)一塊圓形擾流擋板，其直徑與汽化器進出口擋板直徑一致。圖11為擾流擋板增加與否時，軸向z=-1300～-2500 mm段的徑向速度分布和液滴汽化情況?？芍醇訑_流板時，流場徑向流動速度非常小，液滴群跟隨主氣流軸向流動，直到z=-3100 mm的出口擋板附近才汽化完全，而增加擾流板后，徑向速度可大幅提高，破壞了原來的流型，增大了氣液相對速度，液滴在z=-2350 mm處已汽化完全，即汽化器高度相比無擾流板可減少750 mm，約占汽化器有效汽化高度的22%。

圖11 汽化器徑向速度和液滴分布對比Fig.11 Comparisons of the optimized radial velocity and droplet distributions in the vaporizer

由以上分析可知，在返混較弱的區(qū)域增加擾流構(gòu)件后，可明顯提高汽化效率，因此通過分析徑向溫度差或濃度差等變量的突變位置，較為精確地確定管流區(qū)的開始位置后，在該處增加擾流裝置，可最大限度提高汽化效率和降低汽化器的整體高度。

3 結(jié)論

建立了在操作壓力為3 MPa的氣液并流汽化器內(nèi)，高沸點有機液體于富氫氣體中噴霧汽化的數(shù)值研究方法，連續(xù)相和離散相分別采用歐拉模型和拉格朗日模型。結(jié)論如下：

（1）汽化器流場按流型特點可分為回流過渡區(qū)和管流區(qū)，二者的軸向分界點可通過計算氣相介質(zhì)徑向溫差、或噴霧介質(zhì)徑向濃差隨軸向距離的變化率的最大值求得，回流過渡區(qū)汽化效率遠大于管流區(qū)。氣體初始溫度為220℃時，回流過渡區(qū)約占整個汽化容積的40%，其中的EC汽化量占總汽化量的83%，占汽化有效容積60%的管流區(qū)中，EC汽化量占17%，回流過渡區(qū)的單位汽化容積的汽化效率約為管流區(qū)的7.3倍。

（2）通過設(shè)置一級或多級擾流板來優(yōu)化管流區(qū)結(jié)構(gòu)，可顯著提高汽化效率，降低汽化器高度。氣體初始溫度為220℃時，在管流區(qū)上端位置z=-1600 mm處設(shè)置一級擾流板時，可縮減汽化器高度約22%。