重油催化裂化進料霧化噴嘴出口結(jié)構(gòu)對噴嘴性能的影響研究

李欣疏，劉雪東，徐連滿

(1.吉林化工學(xué)院機電工程學(xué)院，吉林吉林 132021；2.常州大學(xué)機械工程學(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行了數(shù)值分析，明確了催化裂化進料霧化噴嘴的研究方向。侯亞飛等[8]應(yīng)用計算流體力學(xué)軟件對噴射分配器進行數(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)值分析以及實驗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過程進行分析。XUE等[11]應(yīng)用數(shù)值模擬CFD方法探究了內(nèi)燃機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，并用實驗進行了驗證對比。LI等[14-20]得出催化裂化進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)部流域進行模擬，確定最優(yōu)結(jié)構(gòu),研究表明湍流強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料霧化噴嘴的霧化流域進行數(shù)值分析可以得到與實驗結(jié)果較匹配的霧滴分布[23]。對于催化裂化進料霧化噴嘴而言，其結(jié)構(gòu)直接決定噴嘴的霧化效率，進而影響提升管反應(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)部流體流動受物理守恒定律支配，遵循能量守恒定律。催化裂化進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)性方程表達式[24]：

(1)

N-S方程表達式[24]：

(2)

能量守恒方程表達式[24]:

(3)

對于噴嘴內(nèi)部的數(shù)值分析,采用結(jié)合實際流動的RNGκ-ε模型進行模擬，同時加速收斂。κ-ε的表達式為

(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模型進行離散相的求解，并引入離散相進行非穩(wěn)態(tài)迭代求解，對連續(xù)相進行隱式分離求解，待氣相收斂后加入離散相進行求解，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)

重油催化裂化進料霧化噴嘴是利用氣液兩相流速差，由高速流動的霧化蒸汽將高黏度重油逐步霧化的裝置。重油由進液口流入噴嘴，由4個進液孔流入混合腔，霧化蒸汽由進氣口流入噴嘴。重油與高速流動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：進液口直徑Dl=120 mm，進氣口直徑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軟件對噴嘴計算流域進行網(wǎng)格劃分。對于噴嘴內(nèi)部計算流域結(jié)構(gòu)相對復(fù)雜的進液孔段采用非結(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)格進行劃分，如圖2(a)所示，網(wǎng)格總數(shù)162 825個。由于重油催化裂化進料霧化噴嘴的結(jié)構(gòu)尺寸較大，其外部流域霧化場的計算域過大，不利于分析，根據(jù)幾何相似原則,對噴嘴外部離散相計算流域進行5∶1的尺寸縮小，縮小成φ400 mm×400 mm的圓柱。選取的霧化場計算流域為霧化的發(fā)展階段，如果繼續(xù)增加計算流域的長度，霧化液滴的能量會逐漸衰減，且不符合噴嘴實際工作有效范圍。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。

圖2 網(wǎng)格劃分

2.3 仿真實驗方案

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)進行研究，探究對重油催化裂化進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的催化裂化進料霧化噴嘴進行分析，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度進行對比分析，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 實際實驗方案

2.4.1 實驗?zāi)康?/p>

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

2.4.2 實驗流程

如圖3所示，離心泵帶動蓄水池內(nèi)的水流經(jīng)液體轉(zhuǎn)子流量計和壓力表后，由進液管流入噴嘴；空氣壓縮機產(chǎn)生的壓縮空氣儲存在氣體緩沖罐，氣體流經(jīng)氣體渦輪流量計和壓力表后，由進氣管進入噴嘴。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集成到控制面板上，氣體緩沖罐內(nèi)儲存有0.8 MPa壓力空氣，提供實驗所需的高速氣流。

圖3 實驗裝置

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，但有隨出口錐角增大速度減小的趨勢。湍流強度的徑向分布曲線如圖5所示，湍流強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 湍流強度的徑向分布(出口錐角變化)

為進一步確定最優(yōu)的出口錐角，取不同出口錐角出口平面的速度和湍流強度平均值進行比較。如圖6所示:出口平面的平均速度和湍流強度隨θ的增大而增大，當(dāng)θ=51°時平均速度為101.19 m/s，湍流強度為2 141.1%，達到最大值;θ繼續(xù)增大時，噴嘴出口平均速度與湍流強度均呈下降趨勢。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增大到一定值時反而會阻礙流體的流動，從而影響霧化效果。

圖6 出口平面平均速度及湍流強度(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。湍流強度的徑向分布如圖8所示，在徑向距離5 mm以內(nèi)，湍流強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度平均值進行分析，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度的徑向分布，當(dāng)出口長度為10 mm和15 mm時，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)的進行；當(dāng)出口長度為25 mm時，出口平面中心處速度較小，不能達到預(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，湍流強度值為2 121%。

圖9 出口平面平均速度及湍流強度(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。湍流強度的徑向分布如圖11所示，隨出口直徑d2的減小，湍流強度逐漸增強，靠近中心位置的湍流強度變化最為明顯，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度平均值進行分析，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度的徑向分布，出口直徑d2=25 mm時，出口平面的平均速度為101.49 m/s，平均湍流強度為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)合重油催化裂化進料霧化噴嘴的工程實際要求，霧化蒸汽的進料量占總進料量的5%。圖13為噴嘴內(nèi)部液相體積分布云圖，重油由液相入口進入混合腔流至噴嘴出口，在剛進入混合腔z=-10 mm截面重油聚集在進液孔處呈較集中的四點分布;隨著重油與霧化蒸汽摻混的進行，噴嘴出口平面z=-610 mm處重油雖然呈四點分布，但較剛進入混合腔的區(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，霧化截面不再擴張。靠近噴嘴出口平面處的液滴粒徑較大，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，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 實驗驗證

3.3.1 噴嘴內(nèi)部結(jié)果分析

基于重油催化裂化進料霧化噴嘴的優(yōu)化結(jié)構(gòu)，對催化裂化進料霧化噴嘴初始結(jié)構(gòu)的核心部分進行5∶1的尺寸縮小，制作實驗?zāi)Ｐ汀Ｈ鐖D15所示，噴嘴模型分5個部分：進氣管、進液管、喉部收縮段、混合腔和出口段。混合腔部分采用可視結(jié)構(gòu)，方便觀察氣液兩相在噴嘴內(nèi)部的摻混狀態(tài)，基于實驗的安全性以及實驗條件，采用冷態(tài)實驗研究，實驗在室溫下進行，被霧化流體選用液態(tài)水，霧化介質(zhì)選用空氣。實驗條件為：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，這與噴嘴內(nèi)部的氣液兩相工質(zhì)流動狀態(tài)數(shù)值模擬結(jié)果符合。集中水流在剛進入混合腔的位置較集中，隨著氣液兩相向噴嘴出口流動，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)部氣液兩相的流動狀態(tài)相吻合，說明采用VOF方法對催化裂化進料霧化噴嘴的內(nèi)部流場進行數(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。實驗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

通過與實驗結(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，相比模擬值實驗值的減小趨勢較緩；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°時平均速度為101.19 m/s，湍流強度為2 141.1%，達到最大值，繼續(xù)增加出口錐角θ反而會抑制流體流動，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時噴嘴的性能最優(yōu)，速度值為101.03 m/s，湍流強度值為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度逐漸減小，但減小幅變緩。出口直徑d2=25 mm時，出口平面的平均速度值為101.49 m/s，平均湍流強度值為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)重油由進液孔進入混合腔后呈四點分布，在剛進入混合腔的初始階段重油分布呈較集中的四點分布，流動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)部氣液兩相流動狀態(tài)與實驗結(jié)果相吻合。通過DPM模型模擬噴嘴外部霧化狀態(tài)與實驗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)果與實驗值的相對誤差較小，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料霧化噴嘴出口結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供了理論及試驗依據(jù)。