旋流喷嘴内超临界流体闪蒸过程的数值模拟

冯留海， 王江云， 赵　凡，3， 孙中卫，4， 王　娟， 毛　羽

(1.中国石油大学 重质油国家重点实验室， 北京 102249; 2.北京低碳清洁能源研究所， 北京 102209；3.兰州兰石能源装备工程研究院有限公司，甘肃 兰州 730314； 4.新奥科技发展有限公司， 河北 廊坊 065001)



旋流喷嘴内超临界流体闪蒸过程的数值模拟

冯留海1，2， 王江云1， 赵凡1，3， 孙中卫1，4， 王娟1， 毛羽1

(1.中国石油大学 重质油国家重点实验室， 北京 102249; 2.北京低碳清洁能源研究所， 北京 102209；3.兰州兰石能源装备工程研究院有限公司，甘肃 兰州 730314； 4.新奥科技发展有限公司， 河北 廊坊 065001)

摘要：旋流喷嘴内超临界流体中沥青溶质的体积分数分布对颗粒成形有重要影响。根据减压相变传质传热理论开发了闪蒸相变模型，采用自定义函数(UDF)的方式植入到CFD软件Fluent中。将闪蒸相变模型耦合多相流混合模型用于研究旋流喷嘴内超临界流体的闪蒸相变过程，分析旋流喷嘴内压力、速度、温度和各相浓度分布，以预测旋流喷嘴对颗粒成形的影响。结果表明，旋流喷嘴内三相介质分层流动，从而实现戊烷溶剂与沥青溶质的预分离，有利于形成粒径较小且密实的沥青颗粒。

关键词：旋流喷嘴； 数值模拟； 闪蒸相变； 非平衡热力学

超临界流体溶剂脱沥青技术是重质油梯级分离工艺中的重要组成部分。利用超临界戊烷溶剂可以选择性去除渣油中的沥青质、稠环化合物和重金属等杂质，分离得到加工性能较好的脱沥青油和高软化点的脱油沥青[1-2]。戊烷-沥青超临界流体从喷嘴内闪蒸喷出，并快速膨胀造粒[3]，在喷雾造粒塔内实现重组分造粒与分离。闪蒸相变喷嘴是决定造粒质量的核心部件。研究超临界沥青造粒中喷嘴内戊烷的闪蒸相变及流动过程，对优化喷嘴结构、改进工艺流程具有十分重要的意义[4-5]。

闪蒸相变过程广泛存在于工业生产中。对闪蒸相变过程的研究结果[6-10]表明，闪蒸过程受温度、压力、汽化潜热等因素影响较大。人们大多从实验的角度研究闪蒸相变的影响因素，但是由于闪蒸相变过程的复杂性和工程问题的多样性，拟合得到的闪蒸相变经验公式具有局限性，难以全面揭示戊烷闪蒸相变机理，并且本研究对象为高压状态下易燃易爆的戊烷-沥青超临界流体，又给实验测量带来了极大的困难。

近年来，计算流体力学为复杂流动过程的研究提供了新的途径，数值模拟可以通过迭代计算控制方程组得到流场的详细信息。建立相变模型研究相变过程日趋增多。基于小时间尺度、较低环境温度下相变过程满足热力学平衡过程的假设，前人成功建立了各种空穴模型[11-12]。但是超临界流体闪蒸相变过程热传输传递的能量只有部分用于溶剂气化，属于典型的非平衡热力学过程。聂永广等[13]研究了不同喷嘴结构对戊烷气化率和沥青颗粒成形的影响。结果表明，在喷嘴入口段后加入渐缩段，能够抑制戊烷溶剂气化速率，有利于形成粒径较小且密实的沥青颗粒。为进一步提高沥青密度，需要进行多次降压，但降压以后沥青相在非超临界戊烷溶剂中的溶解度会迅速降低并大量析出。所以，上述射流喷嘴会导致两个问题，即过长的喷嘴会增大加工难度和沥青大量析出很容易堵塞喷嘴，给生产带来安全隐患。为避免上述不足，笔者所在课题组提出了一种可控粒径沥青残渣喷雾造粒喷嘴，拟通过旋流过程预先分离戊烷溶剂和沥青溶质，来提高造粒质量。由于对旋流喷嘴的机理研究仍不充分，笔者根据闪蒸相变原理，将闪蒸相变过程视为压力突变产生的沸腾过程，从而将沸腾模型扩展为闪蒸相变模型，并与Fluent计算软件中的多相流混合模型耦合，还考虑了辐射对温度场的影响，模拟了气、液戊烷与沥青的三相闪蒸相变过程，以期为旋流喷嘴的设计提供理论依据。

1　旋流喷嘴几何模型及网格划分

本研究主要考察超临界流体旋流喷嘴喷孔段流动分布和喷口处闪蒸相变过程。旋流喷嘴由入口段、旋流构件、喷孔段组成，结构如图1所示。计算时，假设经过旋流构件进入喷孔段的超临界流体达到稳定旋转流动状态，可以将三维旋流喷嘴结构简化成二维模型，从而节省计算耗时。旋流喷嘴水平放置，以喷孔段入口圆心为坐标原点，采用Gambit建模软件对旋流喷嘴和柱状空间进行完全结构化网格划分；在管壁附近加密网格，以考虑边界层对模拟结果的影响，网格节点数为10421。旋流喷嘴闪蒸相变几何模型如图2所示，并通过Fluent软件模拟其流场分布和闪蒸相变过程。

图1　旋流喷嘴结构示意图Fig.1　Schematic of swirl nozzle structure

图2　旋流喷嘴几何模型示意图Fig.2　Schematic of geometric model for the swirl nozzleD1=5 mm; D2=2 mm; D3=150 mm;D4=40 mm; L1=12 mm; L2=30 mm

2　闪蒸相变数学模型和边界条件

2.1闪蒸相变数学模型

闪蒸相变是一个复杂的多相流动传质传热可压缩流动过程[14-15]。由于难以确定闪蒸过程中气泡直径和成核速率等参数，本研究拟采用闪蒸模型耦合单场方法对闪蒸过程进行数值模拟[16-17]。混合模型假设介质为连续可相互穿插流体，并且允许相间存在小的滑移速度，其基本控制方程组包括质量守恒方程式(1)，k相滑移速度定义式(2)，k相质量方程式(3)，动量守恒方程式(4)，能量守恒方程式(5)。

(1)

vdr,k,j=vk,j-vm,j

(2)

(3)

(4)

(5)

式(1)中的混合物平均密度、平均速度分别由式(6)～(7)计算，式(5)中Ek的表达式见式(8)。

ρm=αlρl+αgρg

(6)

(7)

(8)

通过自定义函数(UDF)植入三相流连续方程(质量传递及守恒)、动量方程(三相动量传递及守恒)和能量方程(通过对流、导热、辐射及相变引起的能量转移过程)，建立戊烷-沥青体系闪蒸过程计算方法。在超临界戊烷-沥青体系的闪蒸相变过程中，沥青相只发生动量和势量交换，戊烷相除了动量和热量交换外还发生相变，在液相戊烷和气相戊烷间还存在质量交换，故还需计算戊烷相变造成的质量(Sm)和能量(SE)传递以封闭方程组，计算式为式(9)和式(10)。

(9)

(10)

2.2计算条件

模拟对象为气、液戊烷和沥青的三相闪蒸相变过程。模拟时，喷嘴入口施加压力入口边界条件，入口压力和温度分别为5 MPa和453.15 K，沥青相体积分数为0.751；假设出口处流动已经局部单向化，施加压力出口边界条件，壁面处采用无滑移边界条件。湍流模型采用RNGk-ε模型和标准壁面函数，考虑到辐射对温度场的影响而添加了辐射模型。为保证计算稳定性和迭代收敛速率，压力速度耦合算法采用针对非稳态可压缩流动建立的PISO算法，对流项离散采用二阶迎风格式，压力离散格式考虑到流场具有旋转和高曲率的性质，采用PRESTO算法。

3　结果与讨论

3.1超临界流体闪蒸相变模型验证

图3为超临界流体闪蒸相变过程流场内速度和温度分布云图。由图3可见，超临界流体经喷嘴喷出，在出口处压力骤降到常压，从而导致超临界流体在喷嘴出口处速度激增，并发生剧烈的闪蒸相变。压力骤降使得内能部分转化成动能，流体在喷嘴出口达最大速度，并且剧烈的闪蒸相变过程导致旋流喷嘴出口处速度场出现明显的非均匀特性，如图3(a)所示。压力骤降导致戊烷在喷嘴出口处吸热气化，温度沿射流方向逐渐降低，最终趋于稳定，形成一个狭长的高温带，如图3(b)所示。模拟得到的出口处温度为312.5 K。

图3　超临界流体闪蒸相变过程流场内 速度(v)和温度(T)分布Fig.3　Velocity (v) and temperature (T) distributions during flash evaporation and phase change (a) v; (b) T

戊烷由5 MPa下的饱和温度453.5 K降至常压下的饱和温度309.5 K，溶剂的气化质量分数由式(11)计算。

(11)

由式(11)计算得到的戊烷气化质量分数为87.69%，而数值模拟计算得到的气化质量分数为84.07%。数值模拟结果与理论计算结果基本吻合，证明了闪蒸相变模型的可靠性。

3.2旋流喷嘴内闪蒸相变流场分析

图4为旋流喷嘴内的切向速度、压力和温度分布。由图4(a)看到，流体经旋流部件在喷孔段产生了旋转流动，具有较大的切向速度。由图4(b)看到，由于离心力的作用，喷嘴内压力沿径向逐渐增加，即中心区压力低、边壁区压力高；沿轴向流体压力逐渐降至常压。由图4(c)看到，旋流喷嘴内温度分布比较均匀，没有明显变化。

图4　旋流喷嘴内切向速度(vt)、压力(p)、温度(T)分布Fig.4　Tangential velocity(vt), pressure(p) and temperature(T) distribution in swirl nozzle (a) vt; (b) p; (c) T

图5为旋流喷嘴内气、液戊烷和沥青体积分数分布云图。由图5可见，在离心力作用下，喷孔段三相介质形成分层流动：内层是部分汽化的气相戊烷溶剂(见图5(a))；中间为尚未汽化的液相戊烷溶剂(见图5(b))；外侧为密度最大的沥青相(见图5(c))。

图5　旋流喷嘴内气、液戊烷和沥青体积分数分布Fig.5　Volume fraction distributions of vapor and liquid pentane and asphalt in swirl nozzle (a) Vapor pentane; (b) Liquid pentane; (c) Asphalt

图6为旋流喷嘴喷孔段10 mm、20 mm、30 mm处的切向速度和压力分布。由图6(a)看到，旋流喷嘴内产生了较强的旋转流动，切向速度沿径向呈中心准刚性涡、外部准自由涡分布，切向速度沿径向逐渐增大，在壁面附近流体受黏性力作用导致切向速度急剧减小；喷嘴内摩擦导致的沿程损失导致切向速度沿轴向逐渐减小。由图6(b)看到，喷孔段不同位置处压力分布基本一致，由于离心力的作用，压力分布沿径向逐渐增大，即中心区压力低而边壁压力高，在喷嘴出口处内外压差为1.4 MPa，中心压力均低于1 MPa。

图6　旋流喷嘴喷孔段不同位置处的切向速度(vt)和压力(p)分布Fig.6　Tangential velocity(vt) and pressure(p) distributions in different positions of orifice section (a) vt; (b) p

图7为旋流喷嘴喷孔段10 mm、20 mm、30 mm 处的气、液戊烷和沥青体积分数分布。由图7(a)可见，喷嘴中心处压力沿轴向剧烈降低，液态戊烷气化率大大增加，在x=20 mm处液态戊烷已基本转换完全，并在喷嘴中心处产生了“气芯”现象，在离心力作用下，密度较小的介质分布在喷孔段中心区，气相溶剂体积分数沿径向逐渐减小，在边壁附近接近0；喷孔段压力沿轴向逐渐减小，导致气相溶剂体积分数逐渐增大，在喷口处基本接近于1。由图7(b)可见，尚未气化的液相溶剂主要分布在气相溶剂外侧。由图7(c)可见，在离心力作用下，密度最大的沥青相分布在近壁区，体积分数基本与气相溶剂体积分数分布相反。综上所述，旋流喷嘴内流体介质分层流动，实现了气相溶剂与沥青相的预分离。

图7　旋流喷嘴喷孔段不同位置处的气、 液戊烷和沥青体积分数分布Fig.7　Volume fraction distributions of vapor and liquid pentane and asphalt in different positions of orifice section (a) Vapor pentane; (b) Liquid pentane; (c) Asphalt

图8为旋流喷嘴喷孔段10 mm、20 mm、30 mm 处的温度分布。从图8可以看出，由于溶剂在中心区部分气化吸收了一定的热量，导致中心区温度降低了3～5 K，流体温度沿轴向无明显变化，喷嘴出口处沥青相温度仍大于其软化点温度(430～450 K)，可以防止沥青凝固而堵塞喷嘴。

图8　旋流喷嘴喷孔段不同位置处的温度分布Fig.8　Temperature distribution in different positions of orifice section

通过对旋流喷嘴流动相变的机理分析，建立了闪蒸相变模型，并对超临界流体的闪蒸相变过程进行了研究。结果表明，旋流喷嘴内三相介质实现分层流动，弱化了气相溶剂体积剧烈膨胀带来的膨化作用，理论上能够增大沥青颗粒的表观密度，对旋流喷嘴的优化改进和固体沥青颗粒的成型具有较好的指导意义。

4　结　论

(1)闪蒸相变属于复杂的非热力学平衡过程，根据减压相变过程的传质传热原理建立了闪蒸相变模型，并与Fluent计算软件中的混合模型耦合，计算旋流喷嘴内的相变过程。模拟得到的温度和气化率结果与理论计算吻合较好，验证了利用模型研究闪蒸相变的可行性。

(2)戊烷溶剂在旋流喷嘴出口处大量气化，导致形成多孔、蓬松的絮状沥青。旋流喷嘴内三相分层流动，实现了戊烷溶剂与沥青相的预先分离，有利于形成粒径较小且密实的沥青颗粒。此外，还可以通过改变操作参数和结构参数来保证沥青造粒质量。

(3)旋流喷嘴喷孔段长度较短，析出的沥青相具有较大的轴向速度，而且喷嘴出口处温度大于沥青相软化点温度，这些都保证了所设计的旋流喷嘴不容易发生堵塞危险。

符号说明：

C——质量分数，%；

cp——比热容，J/(kg·K)；

D——直径，mm；

E——比总能量，J/kg；

g——重力加速度，m2/s2；

h——比焓，J/kg；

keff——传热系数，W/(m2·K)；

L——长度，mm；

p——压力，MPa；

r——径向位置，mm；

R——管径，mm；

SE——能量传递源项，J；

Sm——质量传递源项，kg；

T——温度，K；

T1,T2——温度积分上、下限，K；

t——时间，s；

v——速度，m/s；

vdr——滑移速度，m/s；

vm——流体平均速度，m/s；

vt——切向速度，m/s；

w——单位质量，kg；

x——模型方程通用坐标，mm；

α——控制方程各相体积分数；

γ——时间迭代松弛因子；

ρ——流体密度，kg/m3；

ρm——流体平均密度，kg/m3；

φ——体积分数；

下标

g, l——气相，液相；

i,j——空间坐标；

k——气相或液相。

参考文献

[1] 徐春明，赵锁奇，卢春喜，等. 重质油梯级分离新工艺的工程基础研究[J].化工学报， 2010, 61(9): 2393-2400.(XU Chunming, ZHAO Suoqi, LU Chunxi, et al. Engineering basics of heavy oil deep stage separating process[J].Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2010, 61(9): 2393-2400.)

[2] 孙显峰，孙学文，赵锁奇，等.超临界溶剂脱沥青操作参数对辽河稠油减压渣油脱油沥青的影响[J].石油炼制与化工，2010, 41(2): 30-34.(SUN Xianfeng, SUN Xuewen, ZHAO Suoqi, et al. Influence of supercritical solvent deasphalting operation parameters on the de-oiled asphalt of Liaohe heavy crude vacuum residuum[J].Petroleum Processing and Petrochemicals, 2010, 41(2): 30-34.)

[3] 孙显峰，孙学文，赵锁奇，等.PGSS法用于脱油沥青颗粒的制备[J].化工学报，2010, 24(2): 290-296.(SUN Xianfeng, SUN Xuewen, ZHAO Suoqi, et al. Preparation of de-oiled asphalt particles by PGSS process[J].Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2010, 24(2): 290-296.)

[4] 刘美丽，毛羽，王娟，等.气粒两相流与夹套耦合传热的数值模拟[J].化学反应工程与工艺，2011, 27(2): 121-132.(LIU Meili, MAO Yu, WANG Juan, et al. Numerical simulation of coupled heat transfer between gas-particle flow and jackets[J].Chemical Reaction Engineering and Technology, 2011, 27(2): 121-132.)

[5] 毛羽，徐春明，赵锁奇，等.沥青残渣造粒多级相变喷雾造粒喷嘴：CN，101987287[P].2010-07-07.

[6] HENRY R E, FAUSKE H K. The two-phase critical flow of one-component mixtures in nozzles, orifices, and short tubes[J].Heat Transfer, 1971, 93(2): 179-187.

[7] WALLIS G B. Critical two-phase flow[J].International Journal of Multiphase Flow, 1980, 6(1-2): 97-112.

[8] NILPUENG K, WONGWISES S. Experimental investigation of two-phase flow characteristics of HFC-134a through short-tube orifices[J].International Journal of Refrigeration, 2009, 32(5): 854-864.

[9] SAURY D, HARMAND S, SIROUX B F. Flash evaporation from a water pool: Influence of the liquid height and of the depressurization rate[J].International Journal of Thermal Sciences, 2005, 44(10): 953-965.

[10] 郭迎利，邓炜，严俊杰，等.初始条件对瞬态闪蒸过程的影响[J].工程热物理学报，2008, 29(8): 1335-1338.(GUO Yingli, DENG Wei, YAN Junjie, et al. Influence of the initial condition on pool water instantaneous flash evaporation[J].Journal of Engineering Thermophysics, 2008, 29(8): 1335-1338.)

[11] 曹东刚，何国强，潘宏亮，等.三种空穴模型在可调汽蚀文氏管数值模拟中的对比研究[J].西北工业大学学报，2013, 31(4): 596-601.(CAO Donggang, HE Guoqiang, PAN Hongliang, et al. Comparative investigation among three cavitation models for simulating venture[J].Journal of Northwestern Polytechnical University, 2013, 31(4): 596-601.)

[12] KUNZ R F, BOGER D A, STINEBRING D R, et al. A preconditioned Navier-Stokes method for two-phase flow with application to cavitation prediction[J].Computers Fluids, 2000, 29(8): 849-875.

[13] 聂永广，毛羽，王江云，等.高压射流中的戊烷闪蒸过程数值模拟[J].石油学报(石油加工)，2012, 28(5): 814-821.(NIE Yongguang, MAO Yu, WANG Jiangyun, et al. Numerical simulation of flash evaporation in high-pressure pentane jet[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2012, 28(5): 814-821.)

[14] NEROORKAR K, SCHMIDT D. Model of vapor-liquid equilibrium of gasoline-ethanol blended fuels for flash boiling simulations[J].Fuel, 2011, 90(2): 655-673.

[15] SHER E, BAR-KOHANY T, RASHKOVAN A. Flash-boiling atomization[J].Progress in Energy and Combustion Science, 2008, 34(4): 417-439.

[16] PRASANTH K S, Prasad B V S S, VENKATARATHNAM G, et al. Influence of surface evaporation on stratification in liquid hydrogen tanks of different aspect ratios[J].International Journal of Hydrogen Energy, 2007, 32(12): 1954-1960.

[17] 聂永广，毛羽，王江云，等.超临界沥青喷雾造粒中的戊烷闪蒸CFD模拟[J].化学工业与工程，2013, 30(4): 68-72.(NIE Yongguang, MAO Yu, WANG Jiangyun, et al. CFD simulation of supercritical pentane flash boiling in asphalt granulation[J].Chemical Industry and Engineering， 2013, 30(4): 68-72.)

收稿日期：2015-04-22

基金项目：国家重点基础研究发展规划“973”项目(2010CB226902)基金资助

文章编号：1001-8719(2016)04-0741-07

中图分类号：TE65

文献标识码：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.04.012

Numerical Simulation of Flash Evaporation for Supercritical Fluid in Swirl Nozzle

FENG Liuhai1,2, WANG Jiangyun1, ZHAO Fan1,3, SUN Zhongwei1,4, WANG Juan1, MAO Yu1

(1.StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102249,China;2.NationalInstituteofClean-and-LowCarbonEnergy,Beijing102209,China;3.LanzhouLSEnergyEquipmentEngineeringInstituteCo.Ltd.,Lanzhou730314,China;4.ENNScience&DevelopmentCo.Ltd.,Langfang065001,China)

Abstract：The volume fraction distribution of the asphalt solute in supercritical solution at swirl nozzle obviously affects the particle formation. Based on the theory of heat and mass transfer in phase change caused by abrupt pressure drop, the flash evaporation model suitable for supercritical fluid model was developed and added to Fluent by the UDF method. By using the flash evaporation model coupling with multiphase mixture model the process of the flash evaporation in the swirl nozzles was studied. A detailed analysis of the distributions of pressure, velocity, temperature and concentration of each phase inside nozzle was carried out in order to predict the important effect of swirl nozzle on pellet-forming. Simulation results showed that there was three-phases stratified flow in the swirl nozzle, so as the pre-separation of pentane solvent and asphalt solute was realized, which was conducive to form smaller and more compact particles.

Key words：swirl nozzle; numerical simulation; flash evaporation; thermal non-equilibrium

第一作者： 冯留海，男，博士研究生，从事多相流动的数值模拟与实验方面的研究

通讯联系人： 王江云，男，助理研究员，博士，从事多相流动与分离、腐蚀及燃烧过程的数值模拟与实验方面的研究；Tel：010-89733293；E-mail：wangjy@cup.edu.cn；毛羽，男，教授，博士，从事多相流动及燃烧、气固分离及液体雾化技术、化工过程装备优化等方面的研究；Tel：010-89733293；E-mail：maoyu@cup.edu.cn