Kenics型靜態(tài)混合器性能優(yōu)化的數(shù)值與應(yīng)用分析

權(quán)登輝 楊曉軍 劉 龍 華紹廣 汪 洋

（1.中鋼集團(tuán)馬鞍山礦山研究總院股份有限公司；2.金屬礦山安全與健康國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；3.華唯金屬礦產(chǎn)資源高效循環(huán)利用國家工程研究中心有限公司）

Kenics型靜態(tài)混合器由旋流元件和管道組成，與機(jī)械混合器相比具有空間需求小、生產(chǎn)及安裝成本低等特點(diǎn)，在化工流體混合設(shè)備中廣泛使用［1～3］。 旋流元件作為Kenics型靜態(tài)混合器的核心部件，通常認(rèn)為可以使混合器內(nèi)部空間流場更加穩(wěn)定，氣流速度壓強(qiáng)分布更為均勻，從而獲得更佳的混料效果。Meng H B等對不同靜態(tài)混合器軸向截面的流場分布和混合性能進(jìn)行定性評估時發(fā)現(xiàn)，Kenics型靜態(tài)混合器在各種測試的靜態(tài)混合器中性能最佳［4］；陳翼等使用Fluent軟件對Kenics型靜態(tài)混合器內(nèi)部非牛頓流體的混合流動情況進(jìn)行了模擬，并對于湍流流動的機(jī)理進(jìn)行了深入拓展，模擬結(jié)果均顯示當(dāng)混合器元件扭轉(zhuǎn)角為180°時混合效果達(dá)到最佳狀態(tài)［5，6］；Murasiewicz H和Zakrzewska B通過使用LES（大渦模擬）方法發(fā)現(xiàn)6組旋流元件的靜態(tài)混合器內(nèi)部湍流流場更為穩(wěn)定［7］。筆者在國內(nèi)外學(xué)者的研究基礎(chǔ)上，深入研究旋流元件結(jié)構(gòu)對Kenics型靜態(tài)混合器空間流場的影響，在混合器元件扭轉(zhuǎn)角為180°的前提下，采用LES方法對不同旋流元件數(shù)量下的靜態(tài)混合器內(nèi)部流場進(jìn)行模擬分析，最后通過氣相無反應(yīng)組分混合輸運(yùn)實(shí)驗(yàn)加以驗(yàn)證，旨在為靜態(tài)混合器的結(jié)構(gòu)改進(jìn)與設(shè)備應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 設(shè)備結(jié)構(gòu)模型

采用三維建模軟件Solidworks對Kenics型靜態(tài)混合器進(jìn)行結(jié)構(gòu)建模（圖1）。 入口處圓心為坐標(biāo)原點(diǎn)， 模型結(jié)構(gòu)由空心管路與旋流元件組成，靜態(tài)混合器進(jìn)、出口均保留長度為50mm的空間，以保證氣相組分足量進(jìn)入且充分混合后進(jìn)行均勻度檢測。

圖1 Kenics型靜態(tài)混合器結(jié)構(gòu)模型

Kenics型靜態(tài)混合器的結(jié)構(gòu)參數(shù)為：

管路直徑D 60mm

管路長度lm1 300mm

旋流元件數(shù)N 4～10個

元件長度l 200mm

元件寬度W 60mm

元件厚度δ 2mm

元件偏轉(zhuǎn)角θ 180°

為了確保幾何模型的數(shù)值解決方案彼此獨(dú)立， 針對Kenics型靜態(tài)混合器研究了不同尺寸下的網(wǎng)格，生成旋流元件數(shù)為6 的粗網(wǎng)格（765 164個單元）、中細(xì)網(wǎng)格（1 893 723個單元）和精細(xì)網(wǎng)格（2 079 655個單元）3種非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。 求解過程從粗網(wǎng)格開始，并隨著網(wǎng)格單元數(shù)的增加而逐漸細(xì)化，直至流動系數(shù)的增加對壓頭系數(shù)只有微小 影 響 時 停 止［8］。 由 圖2 可 看 出，在 流 動 系 數(shù)0.035～0.045的區(qū)間內(nèi)，中細(xì)網(wǎng)格和精細(xì)網(wǎng)格之間的壓頭系數(shù)的變化很小。 因此，本次模擬選用具有1 893 723個單元的中細(xì)網(wǎng)格。

圖2 網(wǎng)格數(shù)量驗(yàn)證

2 數(shù)值計(jì)算方法

LES方法可以通過一系列過濾方程求解依靠時間尺度模擬的大邊界問題，將模擬流場中出現(xiàn)的小尺度渦進(jìn)行封閉，大尺度渦直接進(jìn)行模擬［9］。LES方法可以精確求解某個尺度以上所有湍流尺度的運(yùn)動，是一種近似直接模擬的方法，因而被認(rèn)為是最具潛力的湍流模型，目前被應(yīng)用于氣相旋流流場的預(yù)測［10］，具體控制方程表達(dá)式為：

式中 σij——分析粘性產(chǎn)生的應(yīng)力張量；

τij——亞格子應(yīng)力；

μt——亞格子渦粘系數(shù)。

雷諾數(shù)Re是用來表征流體流動狀態(tài)的無量綱數(shù)，Re在3 000～8 000區(qū)間內(nèi)流體表現(xiàn)為湍流運(yùn)動狀態(tài)，靜態(tài)混合器內(nèi)流體壓力損失表現(xiàn)為沿程壓力損失， 摩擦因數(shù)f可由達(dá)西公式推導(dǎo)而來［11］，具體表達(dá)式為：

式中 g——重力加速度；

ux——管路介質(zhì)徑向流速；

μ——動力粘度系數(shù)；

ΔP——管路壓強(qiáng)損失。

數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)過程中設(shè)置入口邊界條件為velocity-inlet，設(shè)置水平方向入口流速1.5m/s，模擬選用氣相介質(zhì)——空氣，空氣密度1.225kg/m3，空氣動力粘度系數(shù)18.07μPa·s， 氣體水平軸向進(jìn)入入口管路環(huán)形截面， 設(shè)置出口邊界條件為pressure-outlet，出口壓強(qiáng)設(shè)置0Pa。

靜態(tài)混合器內(nèi)部空間流場分布采用相對均方根速度σ作為氣流均勻性的評價(jià)指標(biāo)， 管路內(nèi)部縱、 橫截面各點(diǎn)的氣流速度不會完全相同，筆者選用RSM標(biāo)準(zhǔn)的判定方法［12］，RSM標(biāo)準(zhǔn)對于空間流場的不均勻性靈敏度較高，均方根值越大表示不均勻性越高。 相對均方根速度σ表示各測點(diǎn)氣流速度與平均速度的偏離程度，σ值越大，靜態(tài)混合器管路截面的氣流分布均勻性越差， 而當(dāng)σ≤0.25時，氣流均勻性較好［13，14］，σ的計(jì)算公式為：

式中 vn——監(jiān)測點(diǎn)的流速，m/s；

v——監(jiān)測點(diǎn)的平均速度，m/s；

n——監(jiān)測面上的監(jiān)測點(diǎn)數(shù)。

在靜態(tài)混合器入口切向中心截面設(shè)置15個測點(diǎn)，軸向中心與末端截面設(shè)置9個測點(diǎn)，具體分布位置如圖3所示， 最終經(jīng)過測量提取相應(yīng)節(jié)點(diǎn)的氣流速度。

圖3 取樣測點(diǎn)位置平面圖

3 模擬結(jié)果分析

3.1 旋流元件對摩擦因數(shù)的影響

Kenics型靜態(tài)混合器中的旋流元件數(shù)量與能耗呈正相關(guān)［15］，旋流元件數(shù)量太少會降低靜態(tài)混合器的性能， 因而根據(jù)實(shí)際管路選擇適當(dāng)?shù)男髟?shù)量尤為重要。 圖4顯示了Re在3 000～8 000內(nèi)，摩擦因數(shù)隨旋流元件數(shù)量增加的變化曲線。由圖4可知：當(dāng)旋流元件數(shù)N為1～4時有較大的下降梯度，摩擦因數(shù)下降率區(qū)間為2.00%～4.00%；當(dāng)N從4增至6時，曲線下降趨勢變得非常微弱，下降率僅為0.05%；當(dāng)N＞6時，摩擦因數(shù)基本上沒有變化。

圖4 不同雷諾數(shù)下旋流元件數(shù)量對摩擦因數(shù)的影響

基于以上分析，旋流元件數(shù)量對靜態(tài)混合器的性能有較大的影響，在確保減少能量損失并提高靜態(tài)混合器性能的條件下，需對N為4～7時靜態(tài)混合器的內(nèi)部空間流場分布進(jìn)行模擬與比較。

3.2 旋流元件對空間流場分布的影響

在相同的元件結(jié)構(gòu)與邊界參數(shù)下， 在x方向與y方向選取不同截面， 分別對模擬壓強(qiáng)和速度云圖進(jìn)行對比分析，發(fā)現(xiàn)各個截面內(nèi)部流場分布規(guī)律基本相同， 故僅選取xz中心、yz中心與末端3個截面加以說明。

不同旋流元件數(shù)量的靜態(tài)混合器在xz中心截面上壓強(qiáng)分布如圖5所示， 壓強(qiáng)分布范圍為-8～11kPa。 N=5的前4個分段中的壓強(qiáng)分布與N=4的壓強(qiáng)分布基本相同， 并且N=4末端處的壓強(qiáng)分布是均勻的，壓強(qiáng)梯度出現(xiàn)在N=5末端的中部區(qū)域，小區(qū)域的壓強(qiáng)出現(xiàn)負(fù)值， 這歸因于末端的回流，因此末端的湍流增強(qiáng)了。 類似地，靜態(tài)混合器旋流元件數(shù)N=7的前4個分段中的壓強(qiáng)分布基本上與N=6時的靜態(tài)混合器中的壓強(qiáng)分布相同，且N=6末端處的壓強(qiáng)分布是均勻的，而在N=7時的末端出現(xiàn)回流狀態(tài)。 綜上，靜態(tài)混合器N為4、6時旋流效應(yīng)可使末端流體分布均勻。

圖5 不同旋流元件數(shù)量下xz中心截面壓強(qiáng)分布云圖

靜態(tài)混合器在x方向上N為4～7的yz中心和末端的速度分布如圖6所示， 速度分布間隔通常保持在-0.2～2.4m/s。 由圖6可看出，N為4、5時靜態(tài)混合器中心的速度分布梯度比N為6、7時的大，并且有更大的高流速區(qū)域。 與N=7時的靜態(tài)混合器相比，在N=6時，其中心部分的相對速度分布較小，高速區(qū)域的面積較小， 從而保持了更均勻的分布。 類似地，對于末端區(qū)域中的速度分布，可以看到N為5、7時靜態(tài)混合器末端的中心區(qū)域存在少量渦流，并且在混合器中會產(chǎn)生湍流。N=4時的靜態(tài)混合器末端存在少量的高速區(qū)域， 而在N=6的管路末端，整體速度分布更加均勻，并且速度分布間隔較小，保持在0.8～2.0m/s。

3.3 靜態(tài)混合器流場速度對比

圖7為監(jiān)測面氣流切向與軸向速度分布曲線。 由圖7可知，切向速度分布區(qū)間為1.5～1.8m/s，軸向氣流分布梯度為1.8～2.3m/s， 且相同方向上氣流速度分布趨勢不同：軸向氣流速度呈先下降后上升的趨勢，這是由于氣流在管路中心區(qū)域出現(xiàn)了渦流匯集的現(xiàn)象； 切向氣流邊緣處梯度較大，這是由于管路邊緣處氣體匯集，再加上部分流體有回流的現(xiàn)象。

3.4 溫度對空間流場分布的影響

靜態(tài)混合器元件數(shù)達(dá)到最佳后，內(nèi)部流場未達(dá)到理想狀態(tài)，故建議對管道的外壁采取加熱措施。 圖8為x方向（徑向）管路的中部和末端溫度分布云圖， 管外壁加熱溫度為353K， 管內(nèi)溫度從298K升高到308K， 中間區(qū)域的溫度分布為298～328K，末端區(qū)域的溫度為304～312K。

圖6 不同旋流元件數(shù)量時的yz中心與末端截面速度分布云圖

圖7 監(jiān)測面氣流切向與軸向速度分布曲線

圖8 管路的中部和末端溫度分布云圖（徑向）

由圖8可看出， 流體溫度在內(nèi)部空間中呈波動梯度分布，最大值出現(xiàn)在壁面附近，沿管路徑向逐漸減小，這是由于溫度升高，雷諾數(shù)增加，湍流度增加，壁面處溫度較管內(nèi)大，未加熱靜態(tài)混合器壁面處存在少量渦流區(qū)域，加熱后可以使壁面處氣體分布明顯改善。

圖9為N=6時管壁加熱和未加熱的靜態(tài)混合器壓力分布云圖。

圖9 y=0截面處管壁加熱和未加熱時的壓力分布對比

由圖9可看出，從入口到末端，管壁加熱時的壓力分布小于未加熱時的，這有利于流體的完全排出。 壓力明顯增加并均勻分布，變化范圍為2～4kPa。 與管壁未加熱端部的壓力范圍相比，梯度在0～6kPa范圍內(nèi)較小，顯然溫度的存在對改善壓力分布有很好的作用。

在N為4、6時的靜態(tài)混合器條件下，管壁加熱和未加熱的靜態(tài)混合器在x方向上的中心和端部區(qū)域的速度分布如圖10所示。 由圖10可以看出，在管內(nèi)空間中，流體的速度是波動的，最大值在混合器的管壁表面附近， 并沿管壁徑向逐漸減小。 受熱管道的中心部分出現(xiàn)了少量的高速區(qū)域，但整體速度梯度很小。 當(dāng)流體流到末端時，與管壁未加熱的端部相比，高速區(qū)域在管壁加熱的端部消失，速度基本上保持在1.5m/s。

圖10 管壁加熱和未加熱在x方向中心和端部的軸向速度分布

在對空心管路的測量計(jì)算發(fā)現(xiàn)其相對均方根值高達(dá)0.88，而旋流元件數(shù)量為6時總體氣流速度相對均方根較小，達(dá)到了0.24，均勻程度提高了72.7%，對N=6管路壁面進(jìn)行加熱，速度均方根達(dá)到了0.13，均勻程度提高了85.2%（表1）。由此可以看出，旋流元件的加入和管壁溫度的提高能夠有效改善空氣射流對于管路壁面的沖擊，流場均勻性顯著提高。

表1 不同旋流元件數(shù)量的速度相對均方根值

4 混合性能實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

氣相組分在Kenics型靜態(tài)混合器內(nèi)空間流場中受力不同，形成了不同的運(yùn)動軌跡，而內(nèi)部流場直接決定了靜態(tài)混合器的性能［16，17］。 筆者通過氣相組分混合輸運(yùn)實(shí)驗(yàn)對數(shù)值模擬進(jìn)行驗(yàn)證。 低濃度苯蒸氣與臭氧在常溫下無化學(xué)反應(yīng)，苯系物作為較難處理的一類有機(jī)廢氣，由空氣攜帶臭氧和苯蒸氣通過入口管路進(jìn)入反應(yīng)室進(jìn)行紫外光催化協(xié)同臭氧氧化苯蒸氣反應(yīng)，目前市場上普遍使用的光催化氧化廢氣處理設(shè)備模型結(jié)構(gòu)［18］如圖11所示， 有機(jī)廢氣和氧化物由管路進(jìn)入反應(yīng)室，在反應(yīng)室內(nèi)進(jìn)行紫外光催化氧化反應(yīng)，所以苯蒸氣與臭氧組分在入口管路內(nèi)能否充分混合并保持均勻分布狀態(tài)，很大程度上決定了設(shè)備的降解效率。

圖11 某光催化氧化有機(jī)廢氣處理設(shè)備幾何模型

圖12分別為空心管路（N=0）與N=6時靜態(tài)混合器管壁加熱管路輸運(yùn)氣相組分的質(zhì)量濃度分布曲線。 由圖12可看出，空心管路臭氧與苯分子質(zhì)量濃度變化最大區(qū)間為7mg/Nm3， 而靜態(tài)混合器內(nèi)氣相組分質(zhì)量濃度區(qū)域基本為恒值，最大變化值小于1mg/Nm3， 這是由于靜態(tài)混合器管壁加熱可將苯蒸氣與臭氧分子混合均勻，利于廢氣的進(jìn)一步凈化，同時也對靜態(tài)混合器內(nèi)部流場直接決定了其混合性能這一結(jié)論進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

圖12 臭氧與苯蒸氣質(zhì)量濃度分布曲線

5 結(jié)論

5.1 ANSYS Fluent軟件可有效應(yīng)用于Kenics型靜態(tài)混合器內(nèi)空間流場的模擬。

5.2 增加旋流元件數(shù)量會略增大靜態(tài)混合器內(nèi)部摩擦因數(shù)，從而增大了運(yùn)行阻力。

5.3 空心管路內(nèi)部流場分布極不均勻，相對均方根值達(dá)到了0.88， 旋流元件的加入可有效提高其內(nèi)部流場均勻度， 其中以旋流元件數(shù)量為6時效果最為明顯。

5.4 對旋流元件數(shù)量為6的靜態(tài)混合器壁面進(jìn)行353K加熱后， 內(nèi)部速度流場的均勻性顯著提升，相對提高85.2%。

5.5 氣相組分混合實(shí)驗(yàn)表明，靜態(tài)混合器內(nèi)部流場直接決定了其混合性能，旋流元件極大程度改善了氣相組分的混合均勻度，可為光催化氧化工藝設(shè)備提供實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)。