李欣疏，劉雪東，徐連滿

(1.吉林化工學(xué)院機(jī)電工程學(xué)院，吉林吉林 132021；2.常州大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇常州 213100；3.遼寧大學(xué)環(huán)境學(xué)院，遼寧沈陽 110036)

0 前言

重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴是提升管裝置中重要的元件之一,霧化的重油速度要求適中，既能穿透上升的催化劑流，又不會(huì)因速度過大而使油霧飛濺到提升管內(nèi)壁引起結(jié)焦[1-6]。

范怡平和盧春喜[7]對催化裂化提升管內(nèi)多相流及油霧粒徑進(jìn)行了數(shù)值分析，明確了催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的研究方向。侯亞飛等[8]應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)軟件對噴射分配器進(jìn)行數(shù)值分析，確定了優(yōu)化的噴嘴結(jié)構(gòu)。尹傳忠等[9]通過數(shù)值分析以及實(shí)驗(yàn)的方法研究了噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)與霧化射流特性的作用規(guī)律，探究了噴嘴結(jié)構(gòu)特性。吳春旭和李俊明[10]采用VOF模型對噴射流的氣液兩相邊界演進(jìn)過程進(jìn)行分析。XUE等[11]應(yīng)用數(shù)值模擬CFD方法探究了內(nèi)燃機(jī)用噴嘴的外部霧化特征。MAHMUD等[12-13]采用VOF方法對氣體霧化噴嘴進(jìn)行數(shù)值模擬，研究了操作參數(shù)對霧化性能的影響，并用實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證對比。LI等[14-20]得出催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴在提升管反應(yīng)器中占據(jù)重要位置的結(jié)論。為證明噴嘴結(jié)構(gòu)對霧化性能的重要性，采用數(shù)值分析方法的混合模型對噴嘴的內(nèi)部流域進(jìn)行模擬，確定最優(yōu)結(jié)構(gòu),研究表明湍流強(qiáng)度可以有效影響噴嘴的霧化效果[21-22]。應(yīng)用離散相模型對催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的霧化流域進(jìn)行數(shù)值分析可以得到與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較匹配的霧滴分布[23]。對于催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴而言，其結(jié)構(gòu)直接決定噴嘴的霧化效率，進(jìn)而影響提升管反應(yīng)器的使用性能，因此研究結(jié)構(gòu)最優(yōu)的催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴，對提升提升管反應(yīng)器的催化反應(yīng)至關(guān)重要。

1 理論模型

重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴氣液兩相工質(zhì)存在能量交換，噴嘴內(nèi)部流體流動(dòng)受物理守恒定律支配，遵循能量守恒定律。催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的氣相為霧化蒸汽，為可壓縮流體，且氣液兩相存在能量交換，有熱傳導(dǎo)的發(fā)生。

連續(xù)性方程表達(dá)式[24]：

(1)

N-S方程表達(dá)式[24]：

(2)

能量守恒方程表達(dá)式[24]:

(3)

對于噴嘴內(nèi)部的數(shù)值分析,采用結(jié)合實(shí)際流動(dòng)的RNGκ-ε模型進(jìn)行模擬，同時(shí)加速收斂。κ-ε的表達(dá)式為

(4)

(5)

噴嘴離散相的數(shù)值分析采用基于歐拉-拉格朗日的離散相模型，應(yīng)用DPM模型進(jìn)行離散相的求解，并引入離散相進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)迭代求解，對連續(xù)相進(jìn)行隱式分離求解，待氣相收斂后加入離散相進(jìn)行求解，壓力-速度耦合采用Simple算法，二階迎風(fēng)格式[25]。噴嘴的氣液兩相存在較高速度差，從而產(chǎn)生一定粒徑的液滴，故選用Wave破碎模型：

(6)

2 幾何結(jié)構(gòu)

2.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)

重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴是利用氣液兩相流速差，由高速流動(dòng)的霧化蒸汽將高黏度重油逐步霧化的裝置。重油由進(jìn)液口流入噴嘴，由4個(gè)進(jìn)液孔流入混合腔，霧化蒸汽由進(jìn)氣口流入噴嘴。重油與高速流動(dòng)的霧化蒸汽激流摻混，直至噴嘴出口段氣液兩相摻混逐漸均勻。所以，噴嘴出口段的結(jié)構(gòu)參數(shù)對噴嘴霧化性能的影響具有決定性作用，能夠影響提升管反應(yīng)器催化裂化反應(yīng)的進(jìn)行，影響產(chǎn)品收率。如圖1所示，噴嘴的基本參數(shù)主要包含：進(jìn)液口直徑Dl=120 mm，進(jìn)氣口直徑Dg=47 mm，混合腔直徑d1=63 mm，混合腔長度L1=550 mm。

圖1 催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的結(jié)構(gòu)簡圖

2.2 網(wǎng)格劃分

采用Gambit軟件對噴嘴計(jì)算流域進(jìn)行網(wǎng)格劃分。對于噴嘴內(nèi)部計(jì)算流域結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜的進(jìn)液孔段采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，其他規(guī)則結(jié)構(gòu)采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，如圖2(a)所示，網(wǎng)格總數(shù)162 825個(gè)。由于重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸較大，其外部流域霧化場的計(jì)算域過大，不利于分析，根據(jù)幾何相似原則,對噴嘴外部離散相計(jì)算流域進(jìn)行5∶1的尺寸縮小，縮小成φ400 mm×400 mm的圓柱。選取的霧化場計(jì)算流域?yàn)殪F化的發(fā)展階段，如果繼續(xù)增加計(jì)算流域的長度，霧化液滴的能量會(huì)逐漸衰減，且不符合噴嘴實(shí)際工作有效范圍。如圖2(b)所示，霧化液滴主要集中分布在計(jì)算流域的中心，故圓柱流域中心部位網(wǎng)格劃分較密，向外逐漸稀疏，外部流域霧化場網(wǎng)格總數(shù)為538 650個(gè)。

圖2 網(wǎng)格劃分

2.3 仿真實(shí)驗(yàn)方案

噴嘴出口段直徑存在突變，所以出口段的結(jié)構(gòu)尺寸對噴嘴的霧化性能具有重要影響。將組成出口段結(jié)構(gòu)的主要參數(shù)出口錐角θ、出口長度L2和出口直徑d2作為可變參數(shù)進(jìn)行研究，探究對重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴霧化性能影響最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)，確定噴嘴最優(yōu)結(jié)構(gòu)。噴嘴出口段主要結(jié)構(gòu)參數(shù)取值如表1所示。

表1 出口段主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

選取出口錐角θ為30°、40°、51°、55°、60°，出口長度L2為10、15、20、25 mm，出口直徑d2為15、20、25、30 mm的催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴進(jìn)行分析，分別控制出口錐角、出口直徑和出口長度作為單一變量，對噴嘴出口平面的速度以及湍流強(qiáng)度進(jìn)行對比分析，得出對噴嘴霧化性能影響最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)。

計(jì)算流域的氣相工質(zhì)為霧化蒸汽，液相工質(zhì)為重油，物性參數(shù)如表2所示。

表2 物性參數(shù)

2.4 實(shí)際實(shí)驗(yàn)方案

2.4.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)康?/p>

根據(jù)仿真實(shí)驗(yàn)確定的最優(yōu)結(jié)構(gòu)噴嘴，基于現(xiàn)有實(shí)驗(yàn)條件，對噴嘴模型的霧化粒徑進(jìn)行測量，驗(yàn)證噴嘴結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性，同時(shí)與外部霧化場的模擬結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證模擬方法的正確性。

2.4.2 實(shí)驗(yàn)流程

如圖3所示，離心泵帶動(dòng)蓄水池內(nèi)的水流經(jīng)液體轉(zhuǎn)子流量計(jì)和壓力表后，由進(jìn)液管流入噴嘴；空氣壓縮機(jī)產(chǎn)生的壓縮空氣儲(chǔ)存在氣體緩沖罐，氣體流經(jīng)氣體渦輪流量計(jì)和壓力表后，由進(jìn)氣管進(jìn)入噴嘴。為了方便讀取和控制空氣的壓力和流量參數(shù)，將測量氣體的壓力表和流量計(jì)集成到控制面板上，氣體緩沖罐內(nèi)儲(chǔ)存有0.8 MPa壓力空氣，提供實(shí)驗(yàn)所需的高速氣流。

圖3 實(shí)驗(yàn)裝置

3 結(jié)果與分析

3.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析

3.1.1 出口錐角參數(shù)分析

取出口長度L2=20 mm、出口直徑d2=25 mm。由圖4可見:5種結(jié)構(gòu)的曲線值相差不大，在徑向距離2.5 mm以內(nèi)，隨著出口錐角的增大，出口速度的最大值也逐漸增高；在徑向距離大于2.5 mm的區(qū)域，出口速度的變化規(guī)律性不強(qiáng)，但有隨出口錐角增大速度減小的趨勢。湍流強(qiáng)度的徑向分布曲線如圖5所示，湍流強(qiáng)度大小隨徑向位置的變化并不明顯，在近壁面處與中心處湍流強(qiáng)度略有變化。

圖4 速度的徑向分布(出口錐角變化)

圖5 湍流強(qiáng)度的徑向分布(出口錐角變化)

為進(jìn)一步確定最優(yōu)的出口錐角，取不同出口錐角出口平面的速度和湍流強(qiáng)度平均值進(jìn)行比較。如圖6所示:出口平面的平均速度和湍流強(qiáng)度隨θ的增大而增大，當(dāng)θ=51°時(shí)平均速度為101.19 m/s，湍流強(qiáng)度為2 141.1%，達(dá)到最大值;θ繼續(xù)增大時(shí)，噴嘴出口平均速度與湍流強(qiáng)度均呈下降趨勢。這是由于θ的適當(dāng)增加有助于噴嘴性能的提升，但當(dāng)θ增大到一定值時(shí)反而會(huì)阻礙流體的流動(dòng)，從而影響霧化效果。

圖6 出口平面平均速度及湍流強(qiáng)度(出口錐角變化)

3.1.2 出口長度參數(shù)分析

取出口錐角θ=51°、出口直徑d2=25 mm。由圖7可知:速度的徑向分布曲線具有一定的規(guī)律性，在徑向距離7.5 mm以內(nèi)，出口平面速度隨出口長度的增大而減小，且越靠近中心處減小幅度越大，近壁面處的速度則幾乎相同。可見，不同出口長度對出口平面中心處影響較大。湍流強(qiáng)度的徑向分布如圖8所示，在徑向距離5 mm以內(nèi)，湍流強(qiáng)度隨出口長度尺寸的增大而不斷減小。綜合以上分析，改變出口長度L2對噴嘴出口平面的中心處影響較大，近壁面處的影響較小。

圖7 速度的徑向分布(出口長度變化)

圖8 湍流強(qiáng)度的徑向分布(出口長度變化)

對出口平面的速度以及湍流強(qiáng)度平均值進(jìn)行分析，如圖9所示:隨出口長度的增大，出口平面的平均速度與湍流強(qiáng)度均呈下降趨勢,平均速度的最大值為101.22 m/s，最小值為100.91 m/s，最大值是最小值的1.00倍;平均湍流強(qiáng)度的最大值為2 143%，最小值為2 117%，最大值是最小值的1.01倍。因此，雖然增大出口長度L2可以降低平均速度和湍流強(qiáng)度，但這種變化并不能對流場產(chǎn)生較大的影響，故出口長度L2對噴嘴結(jié)構(gòu)的影響很小。綜合考慮出口平面的速度和湍流強(qiáng)度的徑向分布，當(dāng)出口長度為10 mm和15 mm時(shí)，出口平面中心處速度過大，容易引起提返混，不利于提升管反應(yīng)器催化裂化反應(yīng)的進(jìn)行；當(dāng)出口長度為25 mm時(shí)，出口平面中心處速度較小，不能達(dá)到預(yù)定的噴射距離，故出口長度為20 mm的參數(shù)最優(yōu)，速度值為101.03 m/s，湍流強(qiáng)度值為2 121%。

圖9 出口平面平均速度及湍流強(qiáng)度(出口長度變化)

3.1.3 出口直徑參數(shù)分析

取出口錐角θ=51°、出口長度L2=20 mm。由圖10可知:不同出口直徑對噴嘴出口速度的影響十分顯著。隨出口直徑d2的減小，出口速度逐漸增大，且越靠近中心位置速度上升梯度越大，近壁面處速度也逐漸升高。湍流強(qiáng)度的徑向分布如圖11所示，隨出口直徑d2的減小，湍流強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)，靠近中心位置的湍流強(qiáng)度變化最為明顯，變化梯度隨徑向距離的減小而增大。

圖10 速度的徑向分布(出口直徑變化)

圖11 湍流強(qiáng)度的徑向分布(出口直徑變化)

對出口平面的速度以及湍流強(qiáng)度平均值進(jìn)行分析，如圖12所示:隨出口直徑d2的增大，噴嘴出口平面的平均速度與湍流強(qiáng)度值明顯下降。平均速度的最大值為281 m/s，最小值為69 m/s，最大值是最小值的4.00倍；平均湍流強(qiáng)度的最大值為5 827%，最小值為1 318%，最大值是最小值的3.96倍。綜合考慮出口平面的速度和湍流強(qiáng)度的徑向分布，出口直徑d2=25 mm時(shí)，出口平面的平均速度為101.49 m/s，平均湍流強(qiáng)度為2 101%，性能最優(yōu)。顯然，出口直徑d2對噴嘴出口平面速度與湍流強(qiáng)度影響顯著，故出口直徑d2在噴嘴結(jié)構(gòu)中占有重要位置，對噴嘴內(nèi)部流場及霧化效果的影響不容小覷。這是由于在出口壓力和氣液兩相流量一定的條件下，出口直徑越小噴嘴的壓力降越大。氣液兩相工質(zhì)流至出口流域變窄，摻混更加劇烈。

圖12 出口平面平均速度及湍流強(qiáng)度

3.2 流場分析

3.2.1 噴嘴內(nèi)部流場分析

根據(jù)出口段結(jié)構(gòu)參數(shù)的分析，確定噴嘴出口段最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)為：出口錐角θ=51°、出口長度L2=20 mm、出口直徑d2=25 mm。結(jié)合重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的工程實(shí)際要求，霧化蒸汽的進(jìn)料量占總進(jìn)料量的5%。圖13為噴嘴內(nèi)部液相體積分布云圖，重油由液相入口進(jìn)入混合腔流至噴嘴出口，在剛進(jìn)入混合腔z=-10 mm截面重油聚集在進(jìn)液孔處呈較集中的四點(diǎn)分布;隨著重油與霧化蒸汽摻混的進(jìn)行，噴嘴出口平面z=-610 mm處重油雖然呈四點(diǎn)分布，但較剛進(jìn)入混合腔的區(qū)域重油的分布更均勻。

圖13 噴嘴內(nèi)部各截面液相體積分?jǐn)?shù)云圖

3.2.2 噴嘴外部流場分析

如圖14所示，霧化液滴以一定的錐角噴出，霧化截面不斷增大，當(dāng)霧化截面增大到軸向位置靠近250 mm時(shí)，霧化截面不再擴(kuò)張?？拷鼑娮斐隹谄矫嫣幍囊旱瘟捷^大，這是由于霧化還沒有穩(wěn)定，隨著軸向位置的增加，受氣相介質(zhì)的擾動(dòng)以及液滴間的不斷碰撞影響，霧化液滴的粒徑逐漸減小，當(dāng)軸向位置繼續(xù)增大時(shí)，在霧化流域的末端位置又出現(xiàn)了較大粒徑液滴，這是由于隨著霧化的進(jìn)行，較小粒徑的液滴又重新結(jié)合成粒徑較大的液滴。

圖14 粒徑分布

3.3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.3.1 噴嘴內(nèi)部結(jié)果分析

基于重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的優(yōu)化結(jié)構(gòu)，對催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴初始結(jié)構(gòu)的核心部分進(jìn)行5∶1的尺寸縮小，制作實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。如圖15所示，噴嘴模型分5個(gè)部分：進(jìn)氣管、進(jìn)液管、喉部收縮段、混合腔和出口段?；旌锨徊糠植捎每梢暯Y(jié)構(gòu)，方便觀察氣液兩相在噴嘴內(nèi)部的摻混狀態(tài)，基于實(shí)驗(yàn)的安全性以及實(shí)驗(yàn)條件，采用冷態(tài)實(shí)驗(yàn)研究，實(shí)驗(yàn)在室溫下進(jìn)行，被霧化流體選用液態(tài)水，霧化介質(zhì)選用空氣。實(shí)驗(yàn)條件為：水流量為1.0 L/min，空氣壓力為0.1 MPa。

圖15 噴嘴模型

如圖16所示，噴嘴內(nèi)部液相工質(zhì)主要集中在4個(gè)部分，從拍攝角度可見明顯兩部分集中水流，另外兩部分集中水流被遮擋在后部，水流被撕裂成液膜或絲狀，受氣相工質(zhì)影響，在近壁面流動(dòng)，這與噴嘴內(nèi)部的氣液兩相工質(zhì)流動(dòng)狀態(tài)數(shù)值模擬結(jié)果符合。集中水流在剛進(jìn)入混合腔的位置較集中，隨著氣液兩相向噴嘴出口流動(dòng)，兩相摻混逐漸均勻，水流集中逐漸削弱。這與仿真結(jié)果、噴嘴內(nèi)部氣液兩相的流動(dòng)狀態(tài)相吻合，說明采用VOF方法對催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的內(nèi)部流場進(jìn)行數(shù)值模擬具有可行性。

圖16 混合腔氣液兩相摻混狀態(tài)

3.3.2 噴嘴外部結(jié)果分析

噴嘴霧化粒徑的測量采用馬爾文激光粒度儀，如圖17所示。實(shí)驗(yàn)測得的噴嘴霧化錐角為23.6°，數(shù)值模擬測得的噴嘴霧化錐角為22.7°，相對誤差為3.81%，相對誤差較小，在合理的誤差范圍內(nèi)。如圖18所示：在距離噴嘴出口較近的軸向位置，液滴的平均粒徑最大；從軸向距離為50 mm的截面開始，液滴的平均粒徑下降趨勢明顯；隨著軸向距離的增大，液滴平均粒徑逐漸減小，在軸向位置為250 mm的截面，液滴的平均粒徑最小為25.541 μm；隨著軸向距離的繼續(xù)增大，部分霧化液滴相互碰撞結(jié)合成較大粒徑液滴，液滴的平均粒徑又逐漸變大，但變大趨勢不明顯。這說明在噴嘴霧化區(qū)域的下游，霧化已基本穩(wěn)定，粒徑變化不明顯。

圖17 馬爾文激光粒度儀

圖18 不同截面平均霧化粒徑

通過與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比分析：霧化粒徑的變化趨勢均呈現(xiàn)先減小后增大的現(xiàn)象，粒徑的最小值均出現(xiàn)在軸向距離250 mm的截面；在霧化區(qū)間50～250 mm內(nèi)，噴嘴霧化粒徑隨軸向距離的增大而減小，相比模擬值實(shí)驗(yàn)值的減小趨勢較緩；在霧化區(qū)間250～350 mm內(nèi)，噴嘴霧化粒徑隨軸向距離的增大而增大。這與重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的性能指標(biāo)相吻合，說明該結(jié)構(gòu)噴嘴可以應(yīng)用于提升管，且霧化性能較好。

4 結(jié)論

(1)重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的出口段對噴嘴的霧化性能具有決定性作用。出口錐角θ=51°時(shí)平均速度為101.19 m/s，湍流強(qiáng)度為2 141.1%，達(dá)到最大值，繼續(xù)增加出口錐角θ反而會(huì)抑制流體流動(dòng)，影響噴嘴的霧化效果。出口長度L2對噴嘴霧化效果影響較小，出口長度L2=20 mm時(shí)噴嘴的性能最優(yōu)，速度值為101.03 m/s，湍流強(qiáng)度值為2 121%；隨出口長度值L2的變化，平均速度的最大值為101.22 m/s，最小值為100.91 m/s，最大值是最小值的1.00倍，平均湍流強(qiáng)度的最大值為2 143%，最小值為2 117%，最大值是最小值的1.01倍，隨出口長度L2的增大，噴嘴出口平面平均速度和湍流強(qiáng)度逐漸減小，但減小幅變緩。出口直徑d2=25 mm時(shí)，出口平面的平均速度值為101.49 m/s，平均湍流強(qiáng)度值為2 101%，性能最優(yōu)；隨出口直徑d2的增大，噴嘴出口平面平均速度和湍流強(qiáng)度呈明顯減小趨勢，改變出口直徑d2對噴嘴性能影響最為顯著。

(2)重油由進(jìn)液孔進(jìn)入混合腔后呈四點(diǎn)分布，在剛進(jìn)入混合腔的初始階段重油分布呈較集中的四點(diǎn)分布，流動(dòng)至出口平面氣液兩相摻混逐漸均勻，通過VOF兩相流模型模擬的噴嘴內(nèi)部氣液兩相流動(dòng)狀態(tài)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相吻合。通過DPM模型模擬噴嘴外部霧化狀態(tài)與實(shí)驗(yàn)測得的霧化錐角相對誤差為3.81%，霧化液滴粒徑最大相對誤差為3.67%，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的相對誤差較小，在合理范圍內(nèi)。說明該重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴的結(jié)構(gòu)能夠滿足噴嘴的性能指標(biāo)，霧化效果較好。本文作者研究內(nèi)容為重油催化裂化進(jìn)料霧化噴嘴出口結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供了理論及試驗(yàn)依據(jù)。