HEV型靜態混合器翼片結構優化研究

張春梅， 劉 建

(沈陽化工大學 能源與動力工程學院， 遼寧 沈陽 110142)

HEV型靜態混合器又稱內置翼片式靜態混合器，它是Chemineer公司在傳統的Kenics KM型靜態混合器的基礎上，為更好解決湍流混合而設計出的新型靜態混合器[1].自上個世紀90年代問世以來，因其具有結構簡單、能耗低、混合性能好、操作彈性大等諸多優點[2],而得到了廣泛的應用.隨著工業生產要求的提高,通過優化翼片結構來進一步增強HEV型靜態混合器混合性能已成為一項重要的研究課題.

張鴻雁等[3]采用大渦模擬方法，對HEV型靜態混合器內部的流場和濃度場進行了研究,得出的結論是長翼片結構混合效果好，能量損失小.金文等[4]對HEV型靜態混合器內置翼片順排、錯排的兩種結構進行模擬計算,結果表明：翼片錯排對混合效果有促進作用.尹紅霞[5]將翼片與管道壁面的夾角分別設為背向水流來流方向和翼片迎向水流來流方向,通過分析比較速度矢量和流場分布，證明了翼片背向水流來流方向時混合效果優于翼片迎向水流來流方向.陳曉春[1]在不增加翼片排數的前提下，分別將翼片與管道壁面的夾角設為30°、45°、60°、與流向垂直，通過對比混合效果，得到傾斜角30°時混合效果最好且壓力損失小.Charbel Habchi等[6]改變內置翼片靜態混合器的葉片擺放，對修改前后的混合器進行數值模擬和實驗研究，結果表明：周期改變葉片擺放位置有利于加強湍流強度，可以很好地促進混合.凌繼紅等[7]利用實驗和數值模擬相結合的方法，研究證明了HEV型靜態混合器混合的均勻程度隨著翼片間距的增大呈現先提高再降低的趨勢，當相鄰翼片間距是1.7D時，混合效果最好；當管道長度一定時，隨著尾距的增加，混合效果不斷提升，但達到一個特定的數值后，繼續增加尾距則無明顯改變.艾志久等[8]在現有結構(順排3組翼片,每張翼片指向出口并與壁面呈30°夾角)的基礎上每組增加1張翼片,并采用錯排方式進行了模擬研究，通過分析、對比發現改造后的結構混合效果更好.

本文擬采用FLUENT計算軟件，模擬不同翼片長度下的液-液兩相混合流速場、濃度場和壓力降，計算混合不均勻度來評價混合效果，進而分析翼片長度對HEV型靜態混合器混合性能的作用規律，優化翼片長度及混合器結構，提高混合效果.

1 數值模擬

1.1 HEV型靜態混合器物理模型

HEV型靜態混合器的結構如圖1所示，它是由若干梯形翼片以一定的排列方式焊接在混合管壁面構成的.選用內徑D=100 mm、管長L=500 mm的混合管，管內迎向液流方向布置3排翼片，每排沿圓周均勻布置4個翼片，第一排翼片距離入口150 mm，相鄰排翼片間距為管徑D.每個翼片與管壁的切面成45°角，橫向偏轉角為0°，其厚度為1 mm.分散相入口為同心套管形式，中心管內為油相入口，套管內直徑d=30 mm，長度l=40 mm.

圖1 HEV型靜態混合器結構Fig.1 Structure of HEV static mixer

HEV型靜態混合器的翼片形式有3種，分別為小翼片、寬翼片、長翼片.本文選用長翼片結構為研究對象，結構如圖2所示.在其他結構參數不變的情況下，將長翼片的長度(參數H3)分別增加至模型一的1.2倍、1.5倍、1.8倍，建立4組物理模型，4種模型的翼片參數見表1.

圖2 長翼片結構Fig.2 Long wing structure

表1 4種模型的翼片參數Table 1 Wing parameters of four models

利用SOLIDWORKS三維建模軟件，網格生成由FLUENT軟件內置的GAMBIT完成，對葉片表面和壁面進行網格加密處理.

1.2 求解方法

設置水相為第一相(主相)，由環向入口進入混合管，汽油為第二相(次相)，由中心管進入混合管，且無相間滑移速度.湍流模型采用Realizablek-ε模型，在FLUENT6.3中選擇三維單精度分離解算器，壓力和速度耦合項采用SIMPLE算法，體積分數方程采用QUICK格式，動量、湍動能、湍動能耗散率均采用second order upwind形式離散.使用殘差作為迭代計算的監視器，各變量的收斂殘差取為10-6.采用速度入口，第一入口為水，第二入口為汽油.兩相入口流速相同，選取速度為1～2 m/s，Re=40 000～85 000.出口邊界條件為自由出口(outflow)，其他未設置的面默認為固壁無滑移光滑界面.

2 結果分析

2.1 湍流強度分析

由Kolmogorov 理論可知:湍流場是由各種大小不同的渦構成的，這些旋渦中蘊含著流體的大部分能量.尺寸越大的渦旋含有的能量越多，尺寸較小的渦旋含有的能量相對就較少.當外界沒有能量持續輸入的時候，由于各種原因，會造成大尺寸渦旋外緣上兩端間的流體產生較大的速度差，這種速度差會使渦旋產生一定的剪切力，在這種剪切力的作用下，大尺寸渦旋會逐級分裂成許多較小尺寸渦旋.由于小渦旋的產生使流場湍動能增加，而湍動能的增加有利于混合，故研究湍動能的分布可以得出翼片的作用效果、混合發生的主要區域.

圖3是4種模型的縱向截面湍流強度分布圖，紅色表示湍流強度較高的區域，藍色表示湍流強度較低的區域.從模型一、模型二的湍流強度分布圖可以看出：由于翼片的長度有限，對軸線區域流體的擾動作用并不明顯；在混合器的軸線附近，存在大面積湍流強度較低的區域.從模型三、模型四的湍流強度分布圖可以看出：隨著翼片長度逐漸增加，翼片向軸線區域延伸，混合器內軸線區域的湍流強度明顯增大；混合器內并沒有出現大面積低湍流強度區域，湍流強度的最大值也逐漸變大.結合Kolmogorov理論可以推測，翼片長度增加可以很好地促進HEV型靜態混合器內的流體混合.

圖3 4種模型在縱向截面湍流強度分布圖Fig.3 Turbulence intensity distribution of four models in longitudinal section

2.2 速度矢量分析

為了解翼片增長對流體流動的影響，選取流體流經第一排翼片的速度矢量圖為研究對象.圖4是4種模型在軸上坐標z=150 mm時橫向截面上的速度矢量圖.從圖4中可以看出：油水兩相在流經翼片時，因為翼片的阻滯，流體會繞過翼片，在翼片后方形成漩渦.根據湍流混合理論，漩渦尺寸越大，分裂為小漩渦的次數就會越多，越有利于兩相的混合，漩渦外緣上兩端間流體的速度差形成的剪切力，也會促進流體由高速區向低速區運動.通過對比發現，隨著翼片長度的增加，漩渦的影響區域面積不斷擴大.當長度為0.594D(模型四)時，漩渦外緣已延伸至軸線區域附近，有利于軸線區流體與邊壁區流體的對流.

圖4 4種模型在橫向截面的速度矢量圖Fig.4 Velocity vector of four models in horizontal section

2.3 混合密度分析

油水兩相具有較大的密度差，根據密度云圖，可以直觀地觀察到油水兩相進行混合的過程.理論上，若兩者混合充分且均勻，則混合密度是汽油和水的密度中間的某一定值，根據其密度變化的趨勢則可以判斷出混合效果的好壞.圖5是4種模型在縱向截面的混合密度分布圖.圖6是4種模型分別在軸上坐標z=150 mm、z=250 mm、z=350 mm、z=495 mm的橫向截面混合密度云圖.

結合圖5和圖6可以看出：當翼片長度為0.33D和0.396D時，由于流體的高速運動，流體在流經前兩排翼片時，翼片對流體的擾動作用并沒有完全體現出來，油水兩相混合效果并不明顯，混合區域主要集中在兩相沿軸線的密度分層區；流體流經第二排翼片之前，在軸線區和邊壁區都有未擴散的高密度流體，流體流經三排翼片后，邊壁區高密度流體仍然存在；當翼片長度為0.495D和0.594D時，翼片對流體的擾動作用明顯增強；可以看到，流體在流經第一排翼片時，油水兩相便已經開始在邊壁區和沿軸線的密度分界區混合.隨著翼片排數增加，兩相混合發生區域的面積也在不斷擴大.當流體流經兩排翼片后，出現大面積未擴散的高密度流體的現象已不存在.

圖5 4種模型的縱向截面混合密度分布圖Fig.5 Mixed density distribution of four models in longitudinal section

圖6 4種模型在橫向截面上的混合密度分布云圖Fig.6 Mixed density distribution cloud of four models in horizontal section

2.4 混合不均勻度分析

混合不均勻系數是應用較為廣泛的評價混合性能的參數.通常認為不均度系數在0.05以下為混合良好，在0.01以下為達到完全混合.本文根據文獻[9]，采用的不均勻系數ψ定義為

(1)

其中：σ代表截面上混合濃度分布方差.σ通過截面上所有點的混合濃度計算得到，公式如下：

(2)

(3)

式(2)、(3)中，n代表截面上的節點數.

根據數值模擬結果，計算出口處的混合不均勻度系數，見表2.從表2中可以看出：隨著翼片長度的增加，混合不均勻度系數大幅降低，混合效果逐漸變好，即由不完全混合到混合良好再到完全混合.

表2 4種模型出口處混合不均勻度系數Table 2 Coefficient of mixing nonuniform at the exit of four models

2.5 壓力分析

壓力降是考量裝置消耗能量大小的重要技術經濟指標.考慮到HEV型靜態混合器在實際生產中的應用，有必要對其壓力降進行數值分析.選用入口截面平均壓力與出口截面平均壓力的差值表示混合器的壓力損失，對FLUENT軟件導出數據進行計算和整理，結果見表3.由表3可知：翼片長度的增加使得混合器的壓力損失增大.

表3 4種模型的壓力降Table 3 Pressure drop of four models

通過前面的分析發現：翼片長度增加可以很好地提高混合效果.當翼片長度為0.594D時，其混合效果明顯優于現有的長翼片結構.但是，其壓力降為現有長翼片結構的2.3倍，能量消耗過高.因此，有必要對翼片長度為0.594D的靜態混合器壓力分布進行分析，從而找到降低壓力損失的方法.圖7是翼片長度為0.594D的靜態混合器縱向靜壓分布圖，從圖7中可以看出：壓力升高的區域集中在翼片迎向水流方向的一面，在翼片與壁面間的死角區達到最大.這是由于流體在混合器中流動時，流體的運動受到翼片的阻擋，無法通過翼片與壁面間的死角區，其動能轉變為壓力能，從而導致壓力升高.因此，可以考慮增大翼片與壁面死角區的過流面積來降低該混合器的壓力損失.

圖7 翼片長度為0.594D的壓力分布圖Fig.7 Pressure distribution of the wing length of 0.594D

3 結構優化

3.1 新結構翼片物理模型

新結構翼片是通過改進長度為0.594D的翼片而來，其結構如圖8所示.將長度為0.594D的翼片按圖中所示參數，剖分成為兩個翼片，分別命名為前翼片和后翼片，前后翼片旋轉角為90°，新結構翼片仍按原有位置均勻布置在混合器內，混合器結構參數同上文一致，如圖9所示.

圖8 新結構翼片Fig.8 New structure wing

圖9 新結構混合器模型示意圖Fig.9 Schematic diagram of the new structure mixer model

3.2 新結構混合器求解方法

對于新結構的混合器，模擬方法與前文相同.

3.3 新結構的模擬結果分析

采用前文方法計算新結構的混合不均勻度系數以及壓力降數值，并將計算結果與模型一、模型四相關數值進行對比，從而分析3種不同結構翼片對混合器混合性能的影響.導出FLUENT模擬數據，計算得出新結構混合器出口處混合不均勻度系數為0.028 456，其結果遠小于0.05，混合效果良好.通過與表1數值對比發現：新結構混合器混合效果明顯優于原有長翼片結構.導出入口截面平均壓力與出口截面平均壓力數值，計算差值得出新結構混合器壓力降為1 141.871 Pa.與表3數值對比發現：新結構混合器壓降是模型四壓降的1/2左右，與模型一壓降相當.

4 結 論

(1)流體在HEV型靜態混合器內運動時，會受到內置翼片的約束和影響.翼片長度增加，翼片對軸線區域流體的擾動增強，有利于液液兩相流體的混合.

(2)隨著翼片長度增加，HEV型靜態混合器的混合效果增強.當翼片長度為0.33D、0.396D時，最終混合效果均未達到良好狀態；當翼片長度為0.495D時，最終混合效果達到良好狀態；當翼片長度為0.594D時，最終混合效果達到均勻狀態.同時，混合管的壓力降也逐漸增大.

(3)新型的HEV型靜態混合器壓力降與現有的HEV型靜態混合器壓力損失相差不大；混合不均勻系數為0.028 456，混合效果良好.模擬結果顯示：新結構HEV型靜態混合器是一種合適的、性能良好的靜態混合器.