蔣 濤 毛 羽 王江云 王永磊

(1. 中國船舶重工集團公司第七一一研究所；2. 中國石油大學(北京) 重質油國家重點實驗室)

新型噴霧造粒噴嘴內閃蒸過程數值模擬*

蔣 濤*1毛 羽2王江云2王永磊2

(1. 中國船舶重工集團公司第七一一研究所；2. 中國石油大學(北京) 重質油國家重點實驗室)

根據戊烷閃蒸相變中的傳質傳熱規(guī)律，改進了戊烷閃蒸過程的經驗模型，并將其植入到CFD軟件Fluent中，較為準確地預測閃蒸霧化的非平衡熱力學過程。對新型噴霧造粒噴嘴內氣液戊烷和瀝青的三相閃蒸流動過程進行了數值模擬，結果顯示：介質在新型旋流噴嘴內呈現分層流動，能夠控制戊烷閃蒸速率，可以制備質量較好的瀝青顆粒。

噴霧造粒機 瀝青造粒 噴嘴結構 超臨界戊烷 閃蒸

在重油梯級分離工藝中，脫瀝青油等優(yōu)質組分分離后，還需要對剩余的瀝青及膠質等殘渣進行噴霧造粒，以便后續(xù)的處理和應用，實現對重質油資源的充分利用[1]。由于瀝青和膠質在后續(xù)實際應用中的場合不同，對瀝青及膠質等殘渣顆粒的粒徑有著不同的要求，為此設計了一種新型的噴霧造粒進料噴嘴，該噴嘴內設置了一個旋流構件，可以在噴嘴內產生不同強度的旋轉流動，控制介質的擴散和與周圍介質的剪切作用，從而可以控制噴嘴出口生成的瀝青顆粒的粒徑[2]。同時由于旋流作用使得溶劑在噴嘴內部的汽化率增大，并且在噴嘴內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 計算模型及計算方法

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、內置旋流構件和噴孔段3部分組成。其中最關鍵的部件就是內置旋流器，其整體形狀為圓柱形，裝在入口段和噴孔段之間。高溫高壓戊烷介質由入口段進入旋流器，首先在旋流器一端的分配腔內分成兩股沿徑向流動的流體，然后沿著軸向通道進入旋流器的兩個切向入口形成旋轉流動，最后由噴孔段噴入霧化室大空間，并與周圍介質發(fā)生剪切作用，使介質霧化破碎成小液滴。

圖1 噴嘴幾何模型簡圖

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

圖2 旋流噴嘴的網格劃分

1.2控制方程組

混合模型的基本控制方程組為[3]：

(1)

(2)

動量方程

▽T)+SE

(3)

能量方程

(4)

第二相的體積分數方程

(5)

1.3戊烷閃蒸相變模型

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

(6)

氣態(tài)戊烷能量方程的源項為：

(7)

1.4計算方法

噴嘴內的三相流為旋轉流動，因此可以采用湍流RNGk-ε模型結合Mixture兩相流模型模擬旋流噴霧造粒噴嘴內的流動特性。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數為80%，液態(tài)戊烷的體積分數為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。應用控制容積積分法離散控制方程組，各方程對流項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)進行計算，時間步長取為0.001s，以保證其足夠的計算精度。

2 計算結果及分析

2.1速度場分布

圖3為旋流噴嘴內中心截面上速度分布云圖。由圖3可知：流體介質在噴嘴出口處速度最大，達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，在霧化室內形成一條狹長的噴射帶。

圖3 旋流噴嘴內速度場分布云圖

圖4為旋流噴嘴內中心截面上切向速度分布云圖，可以看出切向速度場分布呈現明顯的軸對稱分布，且在噴嘴內流體流動分為兩個旋轉區(qū)域：一個在中心區(qū)域的準剛性渦流區(qū)，另一個在邊壁區(qū)域的準自由渦流區(qū)。由旋流室進入直管段時，切向速度迅速增大，進入直管段后，切向速度逐漸減小。噴嘴內最大切向速度達62.3m/s，從而產生了較大的離心力場。

圖4 旋流噴嘴內切向速度場分布云圖

2.2溫度場分布

圖5為旋流噴嘴內中心截面上的溫度分布云圖。由圖5可知，在噴嘴內溫度幾乎不變，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狹長的高溫噴射帶。

圖5 旋流噴嘴內溫度場分布云圖

2.3三相體積分數分布

圖6為旋流噴嘴內中心截面上三相體積分數分布云圖。由圖6可知噴嘴內流體介質呈現明顯的分層流動：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。在強旋流作用下邊壁的瀝青相體積分數達到90%，戊烷溶劑從瀝青中被擠出，中間的液態(tài)戊烷體積分數最大僅有28%左右，中心部分汽化的戊烷體積分數達到95%以上。

圖6 旋流噴嘴內三相體積分數分布云圖

圖7為旋流噴嘴內不同位置處三相體積分數沿徑向的分布。圖7a為不同位置處液相戊烷的體積分數沿徑向呈現先增大后減小的分布，邊壁處的液態(tài)戊烷體積分數為低于10%，沿著流動方向噴嘴內的液態(tài)戊烷體積分數逐漸減小。圖7b為不同位置處氣態(tài)戊烷的體積分數分布，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；沿著流動方向氣態(tài)戊烷體積分數逐漸增加。圖7c為不同位置處瀝青的體積分數分布，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可知在強旋流的作用下噴嘴內的介質呈現分層的流動，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數很小，這會減弱介質從噴嘴噴射出后的戊烷汽化膨脹強度，有利于形成質地密實的瀝青顆粒。

圖7 旋流噴嘴內不同位置處三相體積分數分布

3 結論

3.1根據減壓相變的質量和熱量傳遞原理，建立了戊烷閃蒸相變的經驗模型，模擬結果顯示，在旋流作用下噴嘴內三相呈分層流動，與實驗結果基本吻合。

3.2模擬結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，從而可以制備質地較為密實的固體瀝青顆粒。

[1] 徐春明，趙鎖奇，盧春喜，等.重質油梯級分離新工藝的工程基礎研究[J].化工學報，2010，61(9)：2393～2400.

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[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.

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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

*國家重點基礎研究發(fā)展規(guī)劃“973”資助項目(2010CB226902)和國家自然科學基金資助項目(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