王 娟，高助威，張雪淼，王江云，毛 羽

(1.中國石油大學(北京)重質油國家重點實驗室，北京 102200；2.過程流體過濾與分離技術北京市重點實驗室；3.海南大學化學工程與技術學院)

霧化噴嘴[1-6]是將液體霧化成細小液滴的工業(yè)設備，通過它可以擴展液相在空間截面上的分布，為物料和床層提供較大的接觸面積，從而達到提高反應器內的反應速率和產物收率的效果。由于進料噴嘴內霧化過程的復雜性，許多學者對霧化噴嘴進行了試驗研究與數值模擬。Yao Shanshan等[7]試驗發(fā)現(xiàn)流體黏度在控制液面破裂和霧化過程中起著至關重要的作用，液體越黏稠噴霧錐角越小。張永良[8]基于量綱分析對離心式噴嘴進行了模型化和理論分析，并根據不同壓力以及不同特征參數總結得出表達流量系數的函數關系。Lan Zhike等[9]通過試驗得到了流量和噴霧錐角與噴嘴壓降的曲線，發(fā)現(xiàn)Nukiyama-Tanasawa分布更適合描述該噴霧的概率密度函數。魏超[10]針對某型號噴嘴模型進行氣液兩相流噴嘴霧化的三維流場的數值模擬計算，其模擬方法為穩(wěn)態(tài)連續(xù)相的數值模擬計算及非穩(wěn)態(tài)的離散相數值模擬計算相耦合的復雜過程，得到了該噴嘴霧化后的噴霧流場。Zhang Liahua等[11]在計算流體動力學(CFD)中植入代碼，在二維軸對稱穩(wěn)態(tài)條件下，研究一種銳邊噴嘴氣流的射流動力學特性，獲得了射流的氣體和粒子速度。Qin Chao等[12]通過對噴嘴中的霧化平均粒徑和氣體速度的試驗研究，并且結合數值模擬中的離散隨機粒子軌跡模型合理地描述了氣體速度和液滴速度的空間分布。Ghobad[13]利用動量積分法，研究了從噴嘴入口到孔板出口的邊界層的增長，并計算了流動液體的速度。聶濤[14]解決了應用于沉降粉塵的旋流式噴嘴中的噴霧壓力與噴嘴孔徑的匹配不盡合理等問題。Liu Xiufang等[15]對比了實心錐體壓力旋流噴嘴中流體介質分別為水與液氮時的流量系數，并考慮了氣液相變對噴嘴的影響。Sies等[16]研究使用pH試紙測定霧滴大小，并驗證了其準確性，該方法與相位多普勒分析儀相比是一種低成本測定噴霧液滴的方法。

目前，對霧化噴嘴的理論與試驗研究依然處于不斷地探究和完善之中。但是由于進料噴嘴結構尺寸小，內部為氣液兩相流動，流場非常復雜，相關數值模擬的報道[17-24]很少。本課題通過試驗研究與數值模擬相結合的方法，對旋流霧化過程用噴嘴展開研究，模擬分析其內部三維湍流流場，以期獲取旋流霧化噴嘴的流動規(guī)律，為工程實踐提供參考。

1 實 驗

1.1 裝 置

冷態(tài)試驗平臺示意見圖1。試驗裝置主要包含以下4個部分：管路系統(tǒng)、壓力流量等流動參數的測量控制系統(tǒng)、噴嘴射流霧化的觀測部分以及余液回收系統(tǒng)。本課題著重研究石油化工領域的重質油加氫過程。由于試驗條件及環(huán)境的差異，實際流動較難通過試驗實現(xiàn)，而且耗費較大。所以本研究通過密度較為相近的空氣和水進行冷模試驗，以期對重質油加氫過程以及旋流霧化過程進行分析，為工業(yè)應用提供參考。

圖1 冷態(tài)試驗平臺示意

試驗介質分氣液兩相，氣相為壓縮空氣，液相為水。通過冷態(tài)試驗(不涉及相變)探究氣液兩相流體在旋流噴嘴內的混合以及霧化過程。由空氣壓縮機產生壓縮空氣，一部分供給氣路，一部分供給液路，最終氣液兩相流體從噴嘴噴出。霧化粒徑由馬爾文粒度儀(Mastersizer 2000)測得，噴射錐角由高速攝像儀測得，壓力表用于測量噴嘴入口壓力，轉子流量計用于測量氣液兩路流量。

1.2 固定床反應器的幾何結構

固定床反應器的幾何結構示意見圖2。采用縮放型噴口可以增大噴嘴中氣液混合物的速度，當氣液混合物由噴口噴出時，與外界氣體之間具有較大的速度差，有利于液相進料的二次霧化。

圖2 固定床反應器的幾何結構示意(單位：mm)

1.3 旋流霧化噴嘴的工作原理

新型旋流霧化噴嘴的幾何結構示意見圖3。液體在壓差的作用下切向進入旋流室，向噴嘴口運動的同時在旋流室內產生高速旋轉運動，形成液膜，旋流室腔體直徑與噴口直徑比值較大，形成管道突縮，所以液體進入噴口速度迅速增大，而后以相對噴口外氣體較高的速度從噴嘴口旋轉噴射而出，最終在噴口外氣液之間強烈的剪切作用下破碎霧化成細小霧粒，形成較好的霧化效果。其中，氣相與液相入口處使用噴嘴的有效直徑為2.5 mm和1.5 mm，外伸長度為16 mm。

圖3 新型旋流霧化噴嘴的幾何結構示意(單位：mm)

1.4 試驗結果分析

1.4.1 霧化角不同氣體流量(QG)條件下的霧化效果見圖4。由圖4可以看出，隨著氣液流量的增加，噴嘴霧化角均在15°～25°之間，變化不大。說明所設計的噴嘴在給定條件下的霧化角及霧錐覆蓋范圍和面積具有相當的穩(wěn)定性，為固定床反應器的操作帶來穩(wěn)定性，并提供較大操作彈性。

圖4 不同氣體流量下的霧化效果

1.4.2 霧化粒徑與分布指數在保持氣液體積比為600的工況下，隨著氣體流量、液體流量同步增加，在距離噴口300 mm截面處測得的霧化粒徑與分布指數的變化見圖5。由圖5(a)可以看到，隨著氣液兩相流量的增加，霧化粒徑呈減小趨勢，且當QG大于20 m3h后霧化液滴粒徑呈大幅下降趨勢，最低可達到十幾微米，說明該噴嘴具有較好的霧化效果。由圖5(b)可以看出，不同流量下的分布指數均在2～4之間，說明其霧化液滴粒徑分布較好。

圖5 不同氣體流量下的粒徑分布和分布指數

2 數值模擬計算

2.1 計算模型

2.1.1 湍流模型雷諾應力(RSM)模型在對二階關聯(lián)項建立微分方程時又引入了三階未知關聯(lián)項，通過高階項降階來封閉模型。對高階項的不同簡化方法構成了多種應力方程模型，目前應用最廣的是二階矩封閉法，即使二階關聯(lián)量簡化方程中的三階關聯(lián)量。RSM模型摒棄了各向同性假設，對各向異性的旋轉流動、浮力流動等預報精度明顯優(yōu)于RNGκ-ε模型[3]。RSM模型求解雷諾應力張量的各個分量的輸運方程為：

Pij+Gij+φij+εij+Fij

(1)

其中，方程(1)中右側各分量的物理含義及表達式如下所示：

式中：δ表示克羅內克函數；θ為角度；ρ為液體密度，kgm；μ為動力黏度，Pa·s；β為系數；u為液體流速，ms；t為時間，s；ε為湍流耗散率，m2·s3；Ω為反對稱渦張力，s-1；p為壓力，Pa；x為三維坐標，mm；下角標i，j，k為矢量方向。

2.1.2 多相流模型歐拉-歐拉(Euler-Euler)雙流體模型的基本計算思路為：假設流場充滿整個計算場，在計算過程中，針對各相流體分別完成對應的守恒方程的計算，之后通過相間作用將各守恒方程耦合。雙流體模型的優(yōu)點是可全面考慮顆粒相的湍流輸送，并用同一方法處理顆粒相(液相)及連續(xù)相(氣相)。相較于歐拉-拉格朗日法，歐拉-歐拉雙流體模型假定液滴離散相為擬流體，具有較低的計算量。因此，在此采用歐拉-歐拉雙流體模型對旋流噴嘴以及固定床反應器內的流動進行數值模擬。在歐拉-歐拉模型中，由于引入了相體積率，可以對各相單獨進行計算，每一相都有單獨的質量和動量守恒方程。

根據實際流場的分析，氣液兩相之間不存在化學反應和物理相變[3]，不考慮相間和相內的熱交換以及傳質問題，考慮重力的影響。流動按照不可壓縮處理，控制方程如下：

第k相的連續(xù)性方程：

(2)

第k相的動量守恒方程：

(3)

2.2 計算條件

在Fluent里設定計算模型參數：采用歐拉-歐拉雙流體模型。湍流模型采用更適用于旋轉流場的RSM模型。定義入口條件為速度入口，出口條件為壓力出口，時間步長為0.001 s，壁面條件為無滑移壁面條件，壓力速度耦合選擇SIMPLE算法，離散格式選擇一階迎風格式，計算迭代至收斂。

2.3 邊界條件

數值模擬過程中，邊界條件設置為：氣相介質為氫氣，氣相進口速度計為vG；液相介質為二甘醇，液相有兩個入口，進口速度分別計為vL1和vL2；氣液體積比為600；出口壓力為0 Pa；壁面處采用標準壁面函數。分別以噴嘴中QG為15，20，25，30 m3h設定4種工況進行模擬試驗。具體參數見表1和表2。

表1 常溫(25 ℃)下進料噴嘴原料物性參數

表2 邊界條件

2.4 網格劃分

旋流霧化噴嘴反應器的網格劃分示意見圖6。網格為全結構化網格，比例為1∶1。并對混合腔入口，縮放型噴口及反應器邊壁進行網格加密，節(jié)點數為268 026。

圖6 網格劃分示意

3 可靠性驗證

在保證氣液體積比為600的前提下，分別對噴嘴中QG為15，20，25，30 m3/h的4種工況進行數值模擬研究。不同氣體流量下的中心截面的壓力(p)云圖見圖7。由圖7可以看出，不同氣體流量下反應器內部壓力變化趨勢一致，均在縮放型噴口中流動過程中產生了較大的壓力損失，符合伯努利方程。

圖7 不同氣體流量下的壓力云圖

壓降的模擬計算值與試驗結果的對比見圖8。由圖8可以看出，當QG≤25 m3/h時兩者基本吻合，當QG>25 m3/h時模擬結果與試驗結果相比出現(xiàn)較大偏差。這是因為當馬赫數M≤0.3時，氣體密度的相對變化很微小，通常認為是不可壓縮流。而當QG>25 m3/h時，氣體流速過高，使得M>0.3，此時不可將氣體看作不可壓縮流，需采用基于密度的算法，即所用數值模型有局限性，故下述分析只討論QG<25 m3/h時的情況。壓降的試驗值比模擬計算結果普遍偏高，這是由于管路沿程阻力以及輕微的管道泄露造成的。最終的結果說明用RSM模型和歐拉雙流體模型在一定氣速下能較好地模擬出旋流噴嘴內部流場以及反應器內的物料分布。

圖8 壓降的模擬計算值與試驗結果的對比

4 流場分析與討論

4.1 速度場分布

噴嘴內部速度流線見圖9。由圖9可知，噴嘴內部的流場是非軸對稱的。氣液兩相流體自各自進口到混合腔混合，然后邊旋轉邊向出口推進，其流動軌跡近似為螺旋線。為了清楚地描述噴嘴內部流場的情況，在混合腔內選取若干截面，來描繪反應器內部流場的變化。由于影響旋流霧化效果的主要是切向速度的大小，所以截取軸向截面(z)分別為-120.83，-140.83，-160.83，-180.83，-200.83，-220.83，-251.25，-257.50，-265.00，-271.00 mm的切向速度(v)曲線來探究混合腔的內部流場。

圖9 噴嘴內部速度流線

不同流量下的切向速度(vt)相對于徑向位置(rR)的分布曲線見圖10。由圖10可以看出：當QG分別為15 m3/h和20 m3/h時，vt的變化趨勢基本一致；當QG為25 m3/h時，混合腔內的vt變化趨勢與低流量時的變化趨勢不同，具有較大的不穩(wěn)定性，變化的比較劇烈。隨著流量的增加，同等軸向高度的vt峰值均有所增加，說明流量越大，氣液兩相之間的剪切作用越大。所以，隨著流量增加，液體霧化粒徑逐漸減小。

圖10 不同流量下的vt相對于徑向位置的分布曲線

4.2 噴嘴內部氣液兩相分布

噴嘴內部氣液兩相的分布情況，與反應器中的霧化效果息息相關。想要研究噴嘴內部氣液兩相中的液相的分布情況，定義噴嘴中某一點的二甘醇的體積分數來反映兩相介質的混合情況。體積分數的取值范圍從0到1，在分布圖中兩個極值分別用藍色與0相對應，紅色與1相對應。不同流量下的液相分布云圖見圖11。由圖11可以看出，由噴嘴液相進料進口向著出口的方向，二甘醇的體積分數呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢。當二甘醇流至氫氣入口后，在氫氣的巨大速度差下，被其完全裹挾著從噴嘴出口噴出。氣液比一定，隨著氣液流量的增加，二甘醇分布趨勢大致相同。

圖11 不同流量下的液相分布云圖

4.3 反應器內速度場分析

3種工況下的y=0截面的二甘醇切向速度(v)分布云圖見圖12。由圖12可以看出：隨著氣體流量的增加，二甘醇的射程越來越遠，但是霧化角變化不大，與實驗結果相符，再一次驗證了所用模型的正確性；QG為15 m3/h和20 m3/h兩種工況比較合適催化劑床層設置在距離噴口480 mm位置的反應器結構；QG為25 m3/h工況下的射程較遠，到達催化劑床層位置時的速度較大，不適合本課題中討論的反應器結構。

圖12 不同流量下的速度分布云圖

為了反映出到達反應器內部催化劑床層的二甘醇物料分配的均勻程度，根據數理統(tǒng)計學中的方差概念，引入了液相物料的分配不均勻度B1和相對不均勻度B2的概念，對氣動旋流霧化噴嘴的物料分配性能進行定量評估，其定義式分別如式(4)和式(5)所示。

(4)

(5)

在軸向截面(z)為-750 mm上、徑向位置(r/R)為±0.45之間均勻選取14個速度監(jiān)測點，分別計算二甘醇分配相對不均勻度(B2)。在QG分別為15，20，25 m3/h條件下，B2分別為27.94%，26.06%，33.42%。隨著氣液流量的增加，B2先減小后增大，QG為20 m3/h工況下B2最小。

不同氣體流量下二甘醇的v分布曲線見圖13。由圖13可以看出，隨著流量的增加，z為-750 mm截面上二甘醇的速度峰值也在逐漸增大，QG為15 m3/h工況下二甘醇的速度峰值達到7.87 m/s，QG為20 m3/h工況下二甘醇的速度峰值達到8.64 m/s，QG為25 m3/h工況下二甘醇的速度峰值達到14.81 m/s。

圖13 不同氣體流量下速度分布曲線

5 結 論

(1)運用馬爾文粒度儀對新型旋流霧化噴嘴進行霧化粒徑的測量，由高速攝像儀測量噴射錐角。結果表明，在氣體流量下為15，20，25，30 m3/h情況下，該噴嘴在給定條件下的霧化角及霧錐覆蓋范圍和面積具有相當的穩(wěn)定性，霧化液滴粒徑分布指數均在2～4之間。這也表明了該噴嘴具有較好的霧化效果。

(2)采用雷諾應力(RSM)湍流模型和歐拉-歐拉兩相流模型，對旋流霧化噴嘴中的流場進行數值模擬。結果表明：模擬計算結果與試驗數據基本吻合?；旌锨坏那邢蛩俣确植紭O不對稱；隨著流體向下旋轉運動，切向速度逐漸呈中心對稱分布，速度整體呈下降趨勢。

(3)在噴嘴局部流場中，由于流通截面的減小，切向速度迅速增大，在喉部區(qū)域達到峰值，流經喉部后，由于流通面積的增加，切向速度呈減小趨勢。

(4)隨著氣液流量的增加，二甘醇的分配不均勻度先減小后增大，二甘醇的射程越來越遠。QG為15 m3/h和20 m3/h兩種工況下比較適合催化劑床層設置在距離噴口480 mm位置的反應器結構；QG為25 m3/h工況下的二甘醇射程較遠，到達催化劑床層位置時的速度較大，不適合催化劑床層設置在距離噴口480 mm位置的反應器結構。