旋流噴嘴內(nèi)超臨界流體閃蒸過程的數(shù)值模擬

馮留海， 王江云， 趙　凡，3， 孫中衛(wèi)，4， 王　娟， 毛　羽

(1.中國石油大學(xué) 重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102249; 2.北京低碳清潔能源研究所， 北京 102209；3.蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司，甘肅 蘭州 730314； 4.新奧科技發(fā)展有限公司， 河北 廊坊 065001)

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旋流噴嘴內(nèi)超臨界流體閃蒸過程的數(shù)值模擬

馮留海1，2， 王江云1， 趙凡1，3， 孫中衛(wèi)1，4， 王娟1， 毛羽1

(1.中國石油大學(xué) 重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 102249; 2.北京低碳清潔能源研究所， 北京 102209；3.蘭州蘭石能源裝備工程研究院有限公司，甘肅 蘭州 730314； 4.新奧科技發(fā)展有限公司， 河北 廊坊 065001)

摘要：旋流噴嘴內(nèi)超臨界流體中瀝青溶質(zhì)的體積分?jǐn)?shù)分布對(duì)顆粒成形有重要影響。根據(jù)減壓相變傳質(zhì)傳熱理論開發(fā)了閃蒸相變模型，采用自定義函數(shù)(UDF)的方式植入到CFD軟件Fluent中。將閃蒸相變模型耦合多相流混合模型用于研究旋流噴嘴內(nèi)超臨界流體的閃蒸相變過程，分析旋流噴嘴內(nèi)壓力、速度、溫度和各相濃度分布，以預(yù)測(cè)旋流噴嘴對(duì)顆粒成形的影響。結(jié)果表明，旋流噴嘴內(nèi)三相介質(zhì)分層流動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)戊烷溶劑與瀝青溶質(zhì)的預(yù)分離，有利于形成粒徑較小且密實(shí)的瀝青顆粒。

關(guān)鍵詞：旋流噴嘴； 數(shù)值模擬； 閃蒸相變； 非平衡熱力學(xué)

超臨界流體溶劑脫瀝青技術(shù)是重質(zhì)油梯級(jí)分離工藝中的重要組成部分。利用超臨界戊烷溶劑可以選擇性去除渣油中的瀝青質(zhì)、稠環(huán)化合物和重金屬等雜質(zhì)，分離得到加工性能較好的脫瀝青油和高軟化點(diǎn)的脫油瀝青[1-2]。戊烷-瀝青超臨界流體從噴嘴內(nèi)閃蒸噴出，并快速膨脹造粒[3]，在噴霧造粒塔內(nèi)實(shí)現(xiàn)重組分造粒與分離。閃蒸相變噴嘴是決定造粒質(zhì)量的核心部件。研究超臨界瀝青造粒中噴嘴內(nèi)戊烷的閃蒸相變及流動(dòng)過程，對(duì)優(yōu)化噴嘴結(jié)構(gòu)、改進(jìn)工藝流程具有十分重要的意義[4-5]。

閃蒸相變過程廣泛存在于工業(yè)生產(chǎn)中。對(duì)閃蒸相變過程的研究結(jié)果[6-10]表明，閃蒸過程受溫度、壓力、汽化潛熱等因素影響較大。人們大多從實(shí)驗(yàn)的角度研究閃蒸相變的影響因素，但是由于閃蒸相變過程的復(fù)雜性和工程問題的多樣性，擬合得到的閃蒸相變經(jīng)驗(yàn)公式具有局限性，難以全面揭示戊烷閃蒸相變機(jī)理，并且本研究對(duì)象為高壓狀態(tài)下易燃易爆的戊烷-瀝青超臨界流體，又給實(shí)驗(yàn)測(cè)量帶來了極大的困難。

近年來，計(jì)算流體力學(xué)為復(fù)雜流動(dòng)過程的研究提供了新的途徑，數(shù)值模擬可以通過迭代計(jì)算控制方程組得到流場(chǎng)的詳細(xì)信息。建立相變模型研究相變過程日趨增多?；谛r(shí)間尺度、較低環(huán)境溫度下相變過程滿足熱力學(xué)平衡過程的假設(shè)，前人成功建立了各種空穴模型[11-12]。但是超臨界流體閃蒸相變過程熱傳輸傳遞的能量只有部分用于溶劑氣化，屬于典型的非平衡熱力學(xué)過程。聶永廣等[13]研究了不同噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)戊烷氣化率和瀝青顆粒成形的影響。結(jié)果表明，在噴嘴入口段后加入漸縮段，能夠抑制戊烷溶劑氣化速率，有利于形成粒徑較小且密實(shí)的瀝青顆粒。為進(jìn)一步提高瀝青密度，需要進(jìn)行多次降壓，但降壓以后瀝青相在非超臨界戊烷溶劑中的溶解度會(huì)迅速降低并大量析出。所以，上述射流噴嘴會(huì)導(dǎo)致兩個(gè)問題，即過長(zhǎng)的噴嘴會(huì)增大加工難度和瀝青大量析出很容易堵塞噴嘴，給生產(chǎn)帶來安全隱患。為避免上述不足，筆者所在課題組提出了一種可控粒徑瀝青殘?jiān)鼑婌F造粒噴嘴，擬通過旋流過程預(yù)先分離戊烷溶劑和瀝青溶質(zhì)，來提高造粒質(zhì)量。由于對(duì)旋流噴嘴的機(jī)理研究仍不充分，筆者根據(jù)閃蒸相變?cè)?，將閃蒸相變過程視為壓力突變產(chǎn)生的沸騰過程，從而將沸騰模型擴(kuò)展為閃蒸相變模型，并與Fluent計(jì)算軟件中的多相流混合模型耦合，還考慮了輻射對(duì)溫度場(chǎng)的影響，模擬了氣、液戊烷與瀝青的三相閃蒸相變過程，以期為旋流噴嘴的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1　旋流噴嘴幾何模型及網(wǎng)格劃分

本研究主要考察超臨界流體旋流噴嘴噴孔段流動(dòng)分布和噴口處閃蒸相變過程。旋流噴嘴由入口段、旋流構(gòu)件、噴孔段組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示。計(jì)算時(shí)，假設(shè)經(jīng)過旋流構(gòu)件進(jìn)入噴孔段的超臨界流體達(dá)到穩(wěn)定旋轉(zhuǎn)流動(dòng)狀態(tài)，可以將三維旋流噴嘴結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化成二維模型，從而節(jié)省計(jì)算耗時(shí)。旋流噴嘴水平放置，以噴孔段入口圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)，采用Gambit建模軟件對(duì)旋流噴嘴和柱狀空間進(jìn)行完全結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分；在管壁附近加密網(wǎng)格，以考慮邊界層對(duì)模擬結(jié)果的影響，網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為10421。旋流噴嘴閃蒸相變幾何模型如圖2所示，并通過Fluent軟件模擬其流場(chǎng)分布和閃蒸相變過程。

圖1　旋流噴嘴結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1　Schematic of swirl nozzle structure

圖2　旋流噴嘴幾何模型示意圖Fig.2　Schematic of geometric model for the swirl nozzleD1=5 mm; D2=2 mm; D3=150 mm;D4=40 mm; L1=12 mm; L2=30 mm

2　閃蒸相變數(shù)學(xué)模型和邊界條件

2.1閃蒸相變數(shù)學(xué)模型

閃蒸相變是一個(gè)復(fù)雜的多相流動(dòng)傳質(zhì)傳熱可壓縮流動(dòng)過程[14-15]。由于難以確定閃蒸過程中氣泡直徑和成核速率等參數(shù)，本研究擬采用閃蒸模型耦合單場(chǎng)方法對(duì)閃蒸過程進(jìn)行數(shù)值模擬[16-17]。混合模型假設(shè)介質(zhì)為連續(xù)可相互穿插流體，并且允許相間存在小的滑移速度，其基本控制方程組包括質(zhì)量守恒方程式(1)，k相滑移速度定義式(2)，k相質(zhì)量方程式(3)，動(dòng)量守恒方程式(4)，能量守恒方程式(5)。

(1)

vdr,k,j=vk,j-vm,j

(2)

(3)

(4)

(5)

式(1)中的混合物平均密度、平均速度分別由式(6)～(7)計(jì)算，式(5)中Ek的表達(dá)式見式(8)。

ρm=αlρl+αgρg

(6)

(7)

(8)

通過自定義函數(shù)(UDF)植入三相流連續(xù)方程(質(zhì)量傳遞及守恒)、動(dòng)量方程(三相動(dòng)量傳遞及守恒)和能量方程(通過對(duì)流、導(dǎo)熱、輻射及相變引起的能量轉(zhuǎn)移過程)，建立戊烷-瀝青體系閃蒸過程計(jì)算方法。在超臨界戊烷-瀝青體系的閃蒸相變過程中，瀝青相只發(fā)生動(dòng)量和勢(shì)量交換，戊烷相除了動(dòng)量和熱量交換外還發(fā)生相變，在液相戊烷和氣相戊烷間還存在質(zhì)量交換，故還需計(jì)算戊烷相變?cè)斐傻馁|(zhì)量(Sm)和能量(SE)傳遞以封閉方程組，計(jì)算式為式(9)和式(10)。

(9)

(10)

2.2計(jì)算條件

模擬對(duì)象為氣、液戊烷和瀝青的三相閃蒸相變過程。模擬時(shí)，噴嘴入口施加壓力入口邊界條件，入口壓力和溫度分別為5 MPa和453.15 K，瀝青相體積分?jǐn)?shù)為0.751；假設(shè)出口處流動(dòng)已經(jīng)局部單向化，施加壓力出口邊界條件，壁面處采用無滑移邊界條件。湍流模型采用RNGk-ε模型和標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，考慮到輻射對(duì)溫度場(chǎng)的影響而添加了輻射模型。為保證計(jì)算穩(wěn)定性和迭代收斂速率，壓力速度耦合算法采用針對(duì)非穩(wěn)態(tài)可壓縮流動(dòng)建立的PISO算法，對(duì)流項(xiàng)離散采用二階迎風(fēng)格式，壓力離散格式考慮到流場(chǎng)具有旋轉(zhuǎn)和高曲率的性質(zhì)，采用PRESTO算法。

3　結(jié)果與討論

3.1超臨界流體閃蒸相變模型驗(yàn)證

圖3為超臨界流體閃蒸相變過程流場(chǎng)內(nèi)速度和溫度分布云圖。由圖3可見，超臨界流體經(jīng)噴嘴噴出，在出口處壓力驟降到常壓，從而導(dǎo)致超臨界流體在噴嘴出口處速度激增，并發(fā)生劇烈的閃蒸相變。壓力驟降使得內(nèi)能部分轉(zhuǎn)化成動(dòng)能，流體在噴嘴出口達(dá)最大速度，并且劇烈的閃蒸相變過程導(dǎo)致旋流噴嘴出口處速度場(chǎng)出現(xiàn)明顯的非均勻特性，如圖3(a)所示。壓力驟降導(dǎo)致戊烷在噴嘴出口處吸熱氣化，溫度沿射流方向逐漸降低，最終趨于穩(wěn)定，形成一個(gè)狹長(zhǎng)的高溫帶，如圖3(b)所示。模擬得到的出口處溫度為312.5 K。

圖3　超臨界流體閃蒸相變過程流場(chǎng)內(nèi) 速度(v)和溫度(T)分布Fig.3　Velocity (v) and temperature (T) distributions during flash evaporation and phase change (a) v; (b) T

戊烷由5 MPa下的飽和溫度453.5 K降至常壓下的飽和溫度309.5 K，溶劑的氣化質(zhì)量分?jǐn)?shù)由式(11)計(jì)算。

(11)

由式(11)計(jì)算得到的戊烷氣化質(zhì)量分?jǐn)?shù)為87.69%，而數(shù)值模擬計(jì)算得到的氣化質(zhì)量分?jǐn)?shù)為84.07%。數(shù)值模擬結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果基本吻合，證明了閃蒸相變模型的可靠性。

3.2旋流噴嘴內(nèi)閃蒸相變流場(chǎng)分析

圖4為旋流噴嘴內(nèi)的切向速度、壓力和溫度分布。由圖4(a)看到，流體經(jīng)旋流部件在噴孔段產(chǎn)生了旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，具有較大的切向速度。由圖4(b)看到，由于離心力的作用，噴嘴內(nèi)壓力沿徑向逐漸增加，即中心區(qū)壓力低、邊壁區(qū)壓力高；沿軸向流體壓力逐漸降至常壓。由圖4(c)看到，旋流噴嘴內(nèi)溫度分布比較均勻，沒有明顯變化。

圖4　旋流噴嘴內(nèi)切向速度(vt)、壓力(p)、溫度(T)分布Fig.4　Tangential velocity(vt), pressure(p) and temperature(T) distribution in swirl nozzle (a) vt; (b) p; (c) T

圖5為旋流噴嘴內(nèi)氣、液戊烷和瀝青體積分?jǐn)?shù)分布云圖。由圖5可見，在離心力作用下，噴孔段三相介質(zhì)形成分層流動(dòng)：內(nèi)層是部分汽化的氣相戊烷溶劑(見圖5(a))；中間為尚未汽化的液相戊烷溶劑(見圖5(b))；外側(cè)為密度最大的瀝青相(見圖5(c))。

圖5　旋流噴嘴內(nèi)氣、液戊烷和瀝青體積分?jǐn)?shù)分布Fig.5　Volume fraction distributions of vapor and liquid pentane and asphalt in swirl nozzle (a) Vapor pentane; (b) Liquid pentane; (c) Asphalt

圖6為旋流噴嘴噴孔段10 mm、20 mm、30 mm處的切向速度和壓力分布。由圖6(a)看到，旋流噴嘴內(nèi)產(chǎn)生了較強(qiáng)的旋轉(zhuǎn)流動(dòng)，切向速度沿徑向呈中心準(zhǔn)剛性渦、外部準(zhǔn)自由渦分布，切向速度沿徑向逐漸增大，在壁面附近流體受黏性力作用導(dǎo)致切向速度急劇減??；噴嘴內(nèi)摩擦導(dǎo)致的沿程損失導(dǎo)致切向速度沿軸向逐漸減小。由圖6(b)看到，噴孔段不同位置處壓力分布基本一致，由于離心力的作用，壓力分布沿徑向逐漸增大，即中心區(qū)壓力低而邊壁壓力高，在噴嘴出口處內(nèi)外壓差為1.4 MPa，中心壓力均低于1 MPa。

圖6　旋流噴嘴噴孔段不同位置處的切向速度(vt)和壓力(p)分布Fig.6　Tangential velocity(vt) and pressure(p) distributions in different positions of orifice section (a) vt; (b) p

圖7為旋流噴嘴噴孔段10 mm、20 mm、30 mm 處的氣、液戊烷和瀝青體積分?jǐn)?shù)分布。由圖7(a)可見，噴嘴中心處壓力沿軸向劇烈降低，液態(tài)戊烷氣化率大大增加，在x=20 mm處液態(tài)戊烷已基本轉(zhuǎn)換完全，并在噴嘴中心處產(chǎn)生了“氣芯”現(xiàn)象，在離心力作用下，密度較小的介質(zhì)分布在噴孔段中心區(qū)，氣相溶劑體積分?jǐn)?shù)沿徑向逐漸減小，在邊壁附近接近0；噴孔段壓力沿軸向逐漸減小，導(dǎo)致氣相溶劑體積分?jǐn)?shù)逐漸增大，在噴口處基本接近于1。由圖7(b)可見，尚未氣化的液相溶劑主要分布在氣相溶劑外側(cè)。由圖7(c)可見，在離心力作用下，密度最大的瀝青相分布在近壁區(qū)，體積分?jǐn)?shù)基本與氣相溶劑體積分?jǐn)?shù)分布相反。綜上所述，旋流噴嘴內(nèi)流體介質(zhì)分層流動(dòng)，實(shí)現(xiàn)了氣相溶劑與瀝青相的預(yù)分離。

圖7　旋流噴嘴噴孔段不同位置處的氣、 液戊烷和瀝青體積分?jǐn)?shù)分布Fig.7　Volume fraction distributions of vapor and liquid pentane and asphalt in different positions of orifice section (a) Vapor pentane; (b) Liquid pentane; (c) Asphalt

圖8為旋流噴嘴噴孔段10 mm、20 mm、30 mm 處的溫度分布。從圖8可以看出，由于溶劑在中心區(qū)部分氣化吸收了一定的熱量，導(dǎo)致中心區(qū)溫度降低了3～5 K，流體溫度沿軸向無明顯變化，噴嘴出口處瀝青相溫度仍大于其軟化點(diǎn)溫度(430～450 K)，可以防止瀝青凝固而堵塞噴嘴。

圖8　旋流噴嘴噴孔段不同位置處的溫度分布Fig.8　Temperature distribution in different positions of orifice section

通過對(duì)旋流噴嘴流動(dòng)相變的機(jī)理分析，建立了閃蒸相變模型，并對(duì)超臨界流體的閃蒸相變過程進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，旋流噴嘴內(nèi)三相介質(zhì)實(shí)現(xiàn)分層流動(dòng)，弱化了氣相溶劑體積劇烈膨脹帶來的膨化作用，理論上能夠增大瀝青顆粒的表觀密度，對(duì)旋流噴嘴的優(yōu)化改進(jìn)和固體瀝青顆粒的成型具有較好的指導(dǎo)意義。

4　結(jié)　論

(1)閃蒸相變屬于復(fù)雜的非熱力學(xué)平衡過程，根據(jù)減壓相變過程的傳質(zhì)傳熱原理建立了閃蒸相變模型，并與Fluent計(jì)算軟件中的混合模型耦合，計(jì)算旋流噴嘴內(nèi)的相變過程。模擬得到的溫度和氣化率結(jié)果與理論計(jì)算吻合較好，驗(yàn)證了利用模型研究閃蒸相變的可行性。

(2)戊烷溶劑在旋流噴嘴出口處大量氣化，導(dǎo)致形成多孔、蓬松的絮狀瀝青。旋流噴嘴內(nèi)三相分層流動(dòng)，實(shí)現(xiàn)了戊烷溶劑與瀝青相的預(yù)先分離，有利于形成粒徑較小且密實(shí)的瀝青顆粒。此外，還可以通過改變操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)來保證瀝青造粒質(zhì)量。

(3)旋流噴嘴噴孔段長(zhǎng)度較短，析出的瀝青相具有較大的軸向速度，而且噴嘴出口處溫度大于瀝青相軟化點(diǎn)溫度，這些都保證了所設(shè)計(jì)的旋流噴嘴不容易發(fā)生堵塞危險(xiǎn)。

符號(hào)說明：

C——質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；

cp——比熱容，J/(kg·K)；

D——直徑，mm；

E——比總能量，J/kg；

g——重力加速度，m2/s2；

h——比焓，J/kg；

keff——傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；

L——長(zhǎng)度，mm；

p——壓力，MPa；

r——徑向位置，mm；

R——管徑，mm；

SE——能量傳遞源項(xiàng)，J；

Sm——質(zhì)量傳遞源項(xiàng)，kg；

T——溫度，K；

T1,T2——溫度積分上、下限，K；

t——時(shí)間，s；

v——速度，m/s；

vdr——滑移速度，m/s；

vm——流體平均速度，m/s；

vt——切向速度，m/s；

w——單位質(zhì)量，kg；

x——模型方程通用坐標(biāo)，mm；

α——控制方程各相體積分?jǐn)?shù)；

γ——時(shí)間迭代松弛因子；

ρ——流體密度，kg/m3；

ρm——流體平均密度，kg/m3；

φ——體積分?jǐn)?shù)；

下標(biāo)

g, l——?dú)庀?，液相?/p>

i,j——空間坐標(biāo)；

k——?dú)庀嗷蛞合唷?/p>

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收稿日期：2015-04-22

基金項(xiàng)目：國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃“973”項(xiàng)目(2010CB226902)基金資助

文章編號(hào)：1001-8719(2016)04-0741-07

中圖分類號(hào)：TE65

文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.04.012

Numerical Simulation of Flash Evaporation for Supercritical Fluid in Swirl Nozzle

FENG Liuhai1,2, WANG Jiangyun1, ZHAO Fan1,3, SUN Zhongwei1,4, WANG Juan1, MAO Yu1

(1.StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China;2.NationalInstituteofClean-and-LowCarbonEnergy,Beijing102209,China;3.LanzhouLSEnergyEquipmentEngineeringInstituteCo.Ltd.,Lanzhou730314,China;4.ENNScience&DevelopmentCo.Ltd.,Langfang065001,China)

Abstract：The volume fraction distribution of the asphalt solute in supercritical solution at swirl nozzle obviously affects the particle formation. Based on the theory of heat and mass transfer in phase change caused by abrupt pressure drop, the flash evaporation model suitable for supercritical fluid model was developed and added to Fluent by the UDF method. By using the flash evaporation model coupling with multiphase mixture model the process of the flash evaporation in the swirl nozzles was studied. A detailed analysis of the distributions of pressure, velocity, temperature and concentration of each phase inside nozzle was carried out in order to predict the important effect of swirl nozzle on pellet-forming. Simulation results showed that there was three-phases stratified flow in the swirl nozzle, so as the pre-separation of pentane solvent and asphalt solute was realized, which was conducive to form smaller and more compact particles.

Key words：swirl nozzle; numerical simulation; flash evaporation; thermal non-equilibrium

第一作者： 馮留海，男，博士研究生，從事多相流動(dòng)的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)方面的研究

通訊聯(lián)系人： 王江云，男，助理研究員，博士，從事多相流動(dòng)與分離、腐蝕及燃燒過程的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)方面的研究；Tel：010-89733293；E-mail：wangjy@cup.edu.cn；毛羽，男，教授，博士，從事多相流動(dòng)及燃燒、氣固分離及液體霧化技術(shù)、化工過程裝備優(yōu)化等方面的研究；Tel：010-89733293；E-mail：maoyu@cup.edu.cn