空氣冷卻器入口注劑噴射混合結(jié)構(gòu)的流動(dòng)特性

，，，，

(1.浙江理工大學(xué)流動(dòng)腐蝕研究所，杭州 310018；2.海軍工程大學(xué)艦船與海洋學(xué)院，武漢 430033)

0 引 言

空氣冷卻器簡稱空冷器，在很多行業(yè)都有大量使用，其內(nèi)部流動(dòng)介質(zhì)復(fù)雜多變，如在我國現(xiàn)行的石油化工行業(yè)中，加氫反應(yīng)流出物空氣冷卻器(Reactor effluent air coolers,REAC)系統(tǒng)主要輸送并冷卻反應(yīng)產(chǎn)物，產(chǎn)物是以氣液相為主的多相流動(dòng)介質(zhì)，且氣相中含有NH3、H2S和HCl等雜質(zhì)?？绽淦鞯睦鋮s作用會(huì)促使這3種雜質(zhì)反應(yīng)生成NH4Cl和NH4HS[1]。多相流夾雜的銨鹽顆粒會(huì)漂移沉積在加氫REAC的管壁上。多相流中的水相會(huì)使管壁上的銨鹽發(fā)生潮解，生成腐蝕性的銨鹽溶液。如果得不到及時(shí)清理，加氫REAC可能會(huì)因?yàn)楣鼙诒桓g而導(dǎo)致裝置失去控制，進(jìn)而演變成泄漏甚至爆炸。工業(yè)上為了解決空冷器管束中銨鹽沉積帶來的腐蝕泄露問題，通常會(huì)在REAC系統(tǒng)的上段注水來進(jìn)行沖洗，并在空冷器的入口處增設(shè)靜態(tài)混合器來加強(qiáng)注劑與主流的混合。

國內(nèi)外針對(duì)這種混合結(jié)構(gòu)的研究主要集中在靜態(tài)混合器上。吳劍華等[2]運(yùn)用CFD軟件數(shù)值模擬了靜態(tài)混合器內(nèi)四葉片組合的紊流換熱過程，并將結(jié)果與SK型靜態(tài)混合器進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明在104

在空冷器注劑噴射混合結(jié)構(gòu)這一研究領(lǐng)域，上端來流的均勻性對(duì)空冷器系統(tǒng)長周期安全運(yùn)行至關(guān)重要，但現(xiàn)有研究較少。本課題組前期已對(duì)一種內(nèi)置式葉片混合器的內(nèi)流動(dòng)特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究[14]。為深化注劑端的研究，本文在此基礎(chǔ)上，繼續(xù)采用CFD方法對(duì)空冷器系統(tǒng)前端注劑噴射混合結(jié)構(gòu)中的多相流流動(dòng)特性進(jìn)行研究。

1 數(shù)值模型

1.1 工藝流程及物理模型

本文研究某企業(yè)的加氫系統(tǒng)的空氣冷卻器，該系統(tǒng)的空氣冷卻器工藝流程如圖1所示。在工藝流程中，原料油和催化劑加熱后在加氫反應(yīng)器發(fā)生反應(yīng)。隨后，反應(yīng)生成物流出反應(yīng)器底部，即為反應(yīng)流出物。反應(yīng)流出物分別經(jīng)過換熱器換出部分熱量、空氣冷卻器冷卻，再進(jìn)入高壓分離器分離出循環(huán)氫氣、油以及含硫污水。分離產(chǎn)物或循環(huán)使用，或送往下一步處理環(huán)節(jié)。

圖1 某加氫系統(tǒng)空氣冷卻器工藝流程示意圖

因反應(yīng)流出物含有少量的NH3、H2S和HCl，為避免其生成的銨鹽在空冷器中結(jié)晶造成垢下腐蝕，需要在空冷器前設(shè)置工藝注劑(注水)點(diǎn)A。注水量、注水處管型及尺寸可以根據(jù)API 932-B標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定和工藝參數(shù)來計(jì)算。然而API標(biāo)準(zhǔn)沒有對(duì)非常重要的注劑與反應(yīng)流出物的混合特性做出說明，存在一定缺陷。本文針對(duì)某空冷器前的工藝注劑點(diǎn)處的混合特性進(jìn)行數(shù)值模擬，其注劑T型管尺寸分別為：主流管徑d1=123 mm，支流管徑d2=20 mm。坐標(biāo)軸原點(diǎn)及坐標(biāo)軸如圖2所示，圖中Q為流量，v1為主管道來流平均速度，v2為支管注劑平均速度。為使計(jì)算結(jié)果不受實(shí)際計(jì)算區(qū)域進(jìn)出口多相流邊界條件選取的影響，主流管道和支流管道的管道長度設(shè)為50d1。在進(jìn)行CFD數(shù)值模擬之前，運(yùn)用ICEM分區(qū)劃分了計(jì)算域網(wǎng)格，在注射端和混合段進(jìn)行了加密處理；并對(duì)40萬、70萬、100萬這3套網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)比計(jì)算后的水相體積分?jǐn)?shù)結(jié)果，最終確定工藝注劑T型管的網(wǎng)格數(shù)量為70萬。

圖2 T型管幾何模型

固定在混合器管壁上的混合元件由葉片和整流擋板兩部分組成。其中混合器長度L為1.3d1，葉片與整流擋板的厚度均為8 mm，整流擋板內(nèi)部倒角45°，倒角距離兩邊均為10 mm，葉片與管壁垂直，葉片與YZ平面的夾角為13°；整體結(jié)構(gòu)上，3塊葉片等角度螺旋分布，與3塊整流擋板成交叉對(duì)應(yīng)狀態(tài)。

1.2 模型方程和邊界條件

加氫流出物系統(tǒng)含氣相、油相和水相等多相介質(zhì)，工藝注劑沖洗水從噴射結(jié)構(gòu)的噴嘴噴出后與主流的介質(zhì)一起經(jīng)靜態(tài)混合器混合，形成氣、油、水多相流體流動(dòng)。本文采用混合模型來描述主流與支流的流體介質(zhì)的氣液混合過程，模擬主流與支流的多相介質(zhì)混合效果及邊緣漩渦效應(yīng)。湍流模型選擇Realizablek-ε模型。

主流氣、油、水來流入口采用速度進(jìn)口邊界條件；支流入口采用流量入口邊界條件，注水量為1 t/h。出口邊界設(shè)置為自由出流，按充分發(fā)展的管流條件處理；整個(gè)計(jì)算域的壁面采用無滑移邊界條件，選取標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)處理壁面湍流。數(shù)值方法采用有限體積法。不同方程和項(xiàng)采用不同離散格式和算法，其中連續(xù)方程、湍流動(dòng)能方程和動(dòng)量方程等采用二階迎風(fēng)格式，湍流耗散率方程采用一階迎風(fēng)格式以減少數(shù)值擾動(dòng)。首先利用Aspen軟件，基于倒序逆推法獲得空冷器入口注劑點(diǎn)位置的多相流的物性參數(shù)，見表1。

表1 空冷器注劑點(diǎn)位置物性參數(shù)

2 結(jié)果與討論

文獻(xiàn)[15-16]已經(jīng)使用了本文采用的數(shù)值模擬方法模擬了在環(huán)道式多相流實(shí)驗(yàn)裝置中開展的葉片式混合器的壓降試驗(yàn)過程，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好，故本文采用同樣的數(shù)值模擬方法。

2.1 注劑噴嘴對(duì)混合效果的影響

為了使工藝注劑與主相介質(zhì)充分混合，提升工藝注劑相與反應(yīng)流出物多相流的混合效果，降低結(jié)晶相結(jié)晶沉積堵塞管束和多相流沖蝕的風(fēng)險(xiǎn)，增加工藝設(shè)備的使用壽命，所以加氫REAC的注劑管段采用噴嘴結(jié)構(gòu)代替了原來的90° T型管垂直注射結(jié)構(gòu)。

圖3和圖4分別顯示的是注劑噴嘴下游Z=0 mm截面的水相分率和湍流強(qiáng)度分布云圖。由圖3可知，水從注劑管段經(jīng)噴嘴噴出后具有很好的噴射效果，水相能夠集中分布在管道的軸心位置，從而避免了采用90° T型管垂直注射時(shí)給下側(cè)壁面帶來的沖蝕。因?yàn)榻?jīng)噴嘴噴射出的水流速度大于其它各相速度，產(chǎn)生的相間黏性力會(huì)使管道中油、氣、水三相的擾動(dòng)增強(qiáng)。由圖4可知，注劑水從噴嘴噴出后，主流管道中的湍流強(qiáng)度分布情況發(fā)生了變化，數(shù)值上由25.3增大到126.4左右，從而有助于注劑水與主流管道多相流間的混合。

圖3 水相分布云圖(Z=0 mm)

圖4 湍流強(qiáng)度分布云圖(Z=0 mm)

2.2 混合效果描述

圖5為Y=0 mm和Z=0 mm截面內(nèi)，混合器內(nèi)部及出口區(qū)域的流速分布圖。由圖5可知，混合器上游的流線近乎平行，當(dāng)多相流流經(jīng)葉片和整流擋板后，多相流流線迅速改變，相應(yīng)的流速也迅速變大?；旌掀鲀?nèi)部沿x軸方向的最大流速達(dá)到17 m/s，遠(yuǎn)大于主流管道的初始流速5.8 m/s，接近初始流速的3倍。由于葉片迎流面與背流面兩側(cè)具有不同的壓力，導(dǎo)致葉片一和葉片三在背流面形成與流動(dòng)方向相反的漩渦，最大反向流速為-5 m/s，通過漩渦對(duì)多相流相間的擾動(dòng)從而增強(qiáng)混合器的混合效果。

圖5 多相流管道縱截面的速度分布

圖6為混合器進(jìn)出口管道在指定截面上的水相分率云圖。其中，圖6(a)為混合器進(jìn)口管道所在區(qū)域，圖6(b)為出口管道所在區(qū)域。由圖6(a)可知，水相分率最高的位置位于管道底部，這是由于在多相流進(jìn)入混合器前，由于重力的作用，水相密度大會(huì)沉積于管道的底部，氣、油、水三相分布不均；進(jìn)入混合器后，在內(nèi)部混合元件的扭轉(zhuǎn)和轉(zhuǎn)動(dòng)作用下，會(huì)促使管道底部高濃度區(qū)的水相向管道中心移動(dòng)，多相流流速及湍流強(qiáng)度也隨之迅速提高。對(duì)比6(a)、圖6(b)可知，經(jīng)過混合器混合之后，高濃度區(qū)的水相向低濃度區(qū)發(fā)生了轉(zhuǎn)移，均勻性得到了明顯改善。

定義參數(shù)λ為混合器出口沿程距離L與混合器長度l的比值。由圖6(b)可知，雖然混合器出口0～320 mm這個(gè)區(qū)間已經(jīng)不存在混合元件對(duì)多相流的擾動(dòng)，但由于此處存在上游混合器擾動(dòng)帶來的多相流漩渦以及高湍動(dòng)能區(qū)，三相間的混合依舊顯著。在混合器出口320 mm之后(λ≥2)，由于多相流漩渦與高湍動(dòng)能區(qū)的消失，相間混合也隨之逐漸減弱，管道中的水相分率不再發(fā)生明顯改變，三相分布趨于平穩(wěn)。

不同橫截面水相分布云圖如圖7所示。為了呈現(xiàn)出葉片式混合器的完整混合效果，截取Y=0平面和Z=0平面的水相分布云圖，并從葉片式混合器入口上游1.5l處，下游出口6l處進(jìn)行截?cái)喾治?。從圖7可清晰看出混合器入口上游水相分率在0.002到0.015之間；混合器下游出口2l之后，水相分率集中分布在0.005到0.008之間。即反應(yīng)流出物多相流介質(zhì)經(jīng)過混合器內(nèi)部混合元件擾動(dòng)之后，水相分布逐漸均勻化，油、氣、水三相混合良好。

圖6 不同橫截面水相分率云圖

圖7 不同縱截面水相分率云圖注：a.Y=0 mm水相分布云圖；b.Z=0 mm水相分布云圖.

2.3 葉片半徑對(duì)混合效果的影響

通過改變靜態(tài)混合器的葉片半徑來研究多相流通過靜態(tài)混合器之后的混合效果，揭示相同邊界以及入口參數(shù)條件下靜態(tài)混合器的葉片半徑對(duì)混合效果的影響規(guī)律，為同類設(shè)備的工藝放大、優(yōu)化設(shè)計(jì)、優(yōu)化運(yùn)行提供理論支撐。表2為相同葉片夾角，不同葉片半徑的靜態(tài)混合器模型參數(shù)。

表2 不同葉片半徑的混合器模型

2.3.1 湍流強(qiáng)度與葉片半徑的關(guān)系

湍流強(qiáng)度I按下式計(jì)算：I=u′/uavg(u′為速度波動(dòng)，uavg為平均速度)。為了研究湍流強(qiáng)度與葉片半徑的關(guān)系，分別對(duì)葉片半徑為36、46、56 mm的3種結(jié)構(gòu)混合器進(jìn)行CFD模擬，后處理過程中分別截取混合器下游出口x=160imm(i=-2,-1,0,1,2,3,4)處進(jìn)行湍流強(qiáng)度分析。圖8為不同葉片半徑的3種混合器管道中多相流在上游距離2l和下游距離4l之間的指定位置截面上湍流強(qiáng)度變化的折線圖。從圖8中可以看出，隨著葉片半徑的增加在混合器下游相應(yīng)位置上湍流強(qiáng)度也隨之增加。其中葉片半徑為36 mm的混合器，湍流強(qiáng)度峰值為122，出現(xiàn)在x=160 mm的截面處；葉片半徑為46 mm的混合器，湍流強(qiáng)度峰值為163，出現(xiàn)在x=0 mm的截面處；葉片半徑為56 mm的混合器，湍流強(qiáng)度峰值為214，出現(xiàn)在x=0 mm的截面處。隨著流體逐漸遠(yuǎn)離混合管段，由于缺少葉片的擾動(dòng)作用，湍流強(qiáng)度總的趨勢上呈現(xiàn)逐漸減弱狀態(tài)。

圖8 湍流強(qiáng)度折線圖

2.3.2 剪切應(yīng)力與葉片半徑的關(guān)系

加氫反應(yīng)流出物在流經(jīng)混合器葉片、整流擋板、筒壁時(shí)會(huì)產(chǎn)生剪切應(yīng)力，又因?yàn)槠渚哂懈g性，如果剪切應(yīng)力過大，會(huì)對(duì)混合器單元產(chǎn)生腐蝕基礎(chǔ)上的沖蝕減薄。圖9為3種不同葉片半徑長度的加氫REAC系統(tǒng)中混合單元的剪切應(yīng)力分布情況，由圖可知，當(dāng)多相流流經(jīng)混合器時(shí)，多相流在混合器葉片的擾動(dòng)下，剪切應(yīng)力也隨之變大。其中葉片半徑為36 mm的混合器，壁面與葉片上最大的剪切應(yīng)力為13.6 Pa；葉片半徑為46 mm的混合器，壁面與葉片上的最大剪切應(yīng)力為30.6 Pa；葉片半徑為56 mm的混合器，壁面與葉片上的最大剪切應(yīng)力為61.2 Pa?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著葉片半徑的增大，混合器當(dāng)中的最大剪切應(yīng)力也隨之增大。

圖9 混合段剪切應(yīng)力分布

相關(guān)文獻(xiàn)顯示，REAC系統(tǒng)沖蝕實(shí)驗(yàn)的臨界剪切應(yīng)力不應(yīng)超過15.8 Pa[16]，在此范圍內(nèi)可以保證設(shè)備的長周期穩(wěn)定運(yùn)行。圖10(a)、(b)為葉片半徑為46、56 mm的混合器中剪切應(yīng)力大于15.8 Pa的分布云圖，從圖10(a)中可以看出，葉片一和混合器管壁處的剪切應(yīng)力達(dá)到了25.7 Pa；從圖10(b)可以看出，葉片一和混合器管壁處的剪切應(yīng)力達(dá)到了51.1 Pa，均超過了長周期穩(wěn)定運(yùn)行的臨界值。因此，在混合器原有結(jié)構(gòu)不變的情況下，需要對(duì)混合器材質(zhì)進(jìn)行升級(jí)，建議由原來的碳鋼材質(zhì)改為耐沖蝕的Incoloy 825材質(zhì)，或者給混合器加裝不銹鋼襯套，來提高管道失效的臨界剪切應(yīng)力。

圖10 剪切應(yīng)力大于15.8 Pa的位置

3 結(jié) 論

運(yùn)用CFD模擬技術(shù)，計(jì)算加氫REAC注劑噴射混合結(jié)構(gòu)的內(nèi)流動(dòng)特性。分析注劑噴嘴的噴射效果、混合器內(nèi)多相流動(dòng)的流動(dòng)速度、湍流強(qiáng)度、水相分率分布等流動(dòng)參數(shù)，得到以下結(jié)論：

a) 注劑噴射結(jié)構(gòu)不僅具有更好的混合效果，而且避免了注劑T型管垂直注射給下側(cè)壁面帶來的沖刷腐蝕；多相流流經(jīng)混合器時(shí)，葉片一、葉片三的背流面形成了直徑大小為0.3d1～0.5d1的多相流漩渦，最大反向流速為-5 m/s，漩渦對(duì)多相流相間的擾動(dòng)可進(jìn)一步增強(qiáng)三相間的混合，對(duì)提高混合器的混合效果具有促進(jìn)作用。

b) 定義混合器出口沿程距離L與混合器長度l的比值為λ，根據(jù)CFD模擬結(jié)果表明，當(dāng)λ≥2時(shí)，由于多相流漩渦與高湍動(dòng)能區(qū)的消失，相間混合也隨之逐漸減弱，油、氣、水三相分布趨于平穩(wěn)，管道中的水相分率不再發(fā)生明顯改變；

c) 葉片半徑為46、56 mm的混合器，在混合區(qū)剪切力過大，均超過了系統(tǒng)長周期穩(wěn)定運(yùn)行的臨界沖蝕剪切應(yīng)力15.8 Pa，需考慮升級(jí)混合器材質(zhì)或者增加耐沖蝕的襯套，來提高管道失效的臨界剪切應(yīng)力。

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