叶片式静态混合器多相流动特性的数值分析

偶国富, 郑智剑, 金浩哲



叶片式静态混合器多相流动特性的数值分析

偶国富1,2, 郑智剑1, 金浩哲1

(1. 浙江理工大学 流动腐蚀研究所, 浙江 杭州 310018; 2. 杭州富如德科技有限公司, 浙江 杭州 310018)

基于加氢反应流出物空冷器(REAC)系统的油、气、水三相物性参数，建立了叶片式静态混合器物理模型，并采用Mixture多相流模型和Realizable-湍流模型进行CFD数值计算，分析叶片式混合器内多相流动特性。模拟所得到的混合器进出口压降与实验值吻合较好，验证了计算结果的可靠性。研究结果表明：在混合区域内，多相流流速提高，湍流强度明显增强，并且在最下方叶片的底部会形成较大尺度的漩涡。通过分析管道各截面的水相分率和不均匀系数可知，水相分率的不均匀性在混合后得到了明显改善。在2~6 m×s-1的流速范围内，流速的改变不会对混合效果造成影响。采用无量纲参数定义混合器出口距离与混合器长度的比值，计算发现，当≥ 3时，流体水相分率的不均匀系数不再发生明显改变。混合器出口管道壁面会形成剪切应力较大的区域，接近碳钢材料冲蚀破坏的临界值，需考虑在混合器出口增加不锈钢衬套，防止壁面冲刷减薄。

加氢空冷器；静态混合器；多相流动；铵盐结晶；数值模拟

1 前 言

加氢反应流出物空冷器(Hydrogenation Reactor Effluent Air Coolers, REAC)系统输送的介质为气液两相流，气相中富含的NH3、H2S和HCl在冷却过程中会发生可逆反应[1]，生成强腐蚀性的铵盐(NH4Cl和NH4HS)。工艺上采用在REAC系统上游设置注水点，溶解并冲洗沉积在管壁的铵盐。然而，若冲洗水和输送介质未经充分混合，或多相流动过程中水相分布不均匀，则易引发铵盐的沉积堵塞和垢下腐蚀。因此，通常需要在REAC系统的进口管道增设静态混合器。

在REAC系统入口静态混合器的设计选型过程中，应重点考虑以下两个因素：1)提高工艺注水的混合效果；2)在混合器出口处，壁面剪切应力低于其冲蚀破坏的临界值，避免管道冲蚀。由于静态混合器内部结构各异，流场较为复杂，难以进行理论求解，采用数值计算进行混合器内部流场和混合性能分析已得到广泛认同。Hirschberg等[2]计算获得了结构优化后静态混合器SMX内部的内部压力场、流体混合效果和停留时间分布；Rahmani等[3]对SMX和螺旋静态混合器的混合效果进行对比分析；郭瓦力等[4]通过建立SK型静态混合器的甲苯-水两相混合物理模型，获得了浓度场云图和不均匀系数；张春梅等[5,6]等通过CFD软件分析静态混合器流场特性，并分析了结构特性和流场边界条件对混合效果的影响。在多相流模拟研究方面，王嘉骏等[7]在VOF多相流模型的基础上，分别采用欧拉-示踪剂法和拉格朗日-示踪粒子法研究弯曲通道内液体混合过程；毛羽[8]等采用欧拉多相流模型，对加氢裂化反应器内三相流动、传热、传质开展数值模拟计算；翟之平等[9]基于Mixture多相流模型对叶片式抛送装置内的气固两相流场进行数值模拟。

本文在加氢REAC系统流动腐蚀机理研究的基础上，针对空冷器入口内置叶片式混合器的结构和介质特性，对静态混合器内多相流动特性进行数值分析，获得流速、湍流强度、水相分率、壁面剪切应力等流体动力学参数，研究混合机理。并且，通过水相分率和不均匀系数对混合效果进行表征。研究成果有望为静态混合器的设计和选型提供参考。

2 REAC系统流动腐蚀机理

为了避免REAC系统中铵盐的结晶沉积堵塞，在空冷器前设置工艺注水以洗涤气相冷凝析出的NH4Cl和NH4HS晶体。铵盐颗粒在微量液态水存在的工况下极易吸湿潮解，对碳钢空冷器管束造成碱性环境下的垢下腐蚀，如(1)、(2)所示：

在反应(2)中，铵盐溶液与碳钢基体反应生成的腐蚀产物膜FeS，可有效阻止腐蚀介质对碳钢的进一步腐蚀。由于多相介质流动时在近壁面存在沿管束径向的速度梯度，当流动产生的剪切应力足够大时，腐蚀产物膜局部破损流失，碳钢基体裸露于腐蚀介质中继续腐蚀，形成破损-腐蚀-破损直至穿孔失效的自催化加速腐蚀体系。因此，对于REAC系统而言，其入口管道静态混合器的设计既要考虑混合后的水相分率分布均匀，又要确保局部最大剪切应力小于冲蚀临界剪切应力，避免冲蚀。

3 叶片式混合器计算模型

3.1 物理模型

加氢REAC系统入口叶片式混合器的结构组装如图1(a)所示，包括筒壁、叶片和整流挡板，具体结构尺寸见图1(b)。混合器长度为160 mm，管壁内径为123 mm，叶片间夹角为120°，叶片与管壁垂直，沿管内壁一条母线展开，叶片与XZ平面的夹角为13.12°；三个整流挡板竖直放置，板间夹角为120°，与叶片交错分布。计算过程中，在距混合器上游2500 mm处(与实际注水点位置一致)设置注水点，并在混合器出口处增加长度为20倍(3200 mm)的直管段，使混合器进出口的多相流动达到充分发展的状态。

图1 叶片式混合器几何模型及器结构尺寸

Fig.1 The geometric model and structural size of blade mixer (a) blade mixer geometry; (b) structural size of mixer 1. oil and gas flow 2. water injection 3. pipeline 4. inlet 5. first blade 6. second blade 7. third blade 8. rectifying baffles 9. outlet

3.2 基本控制方程

加氢REAC系统介质为气-油-水三相流。在混合器上游的注水点附近，液态水由高压喷嘴注入多相流管道，此时的多相流流型为喷雾流。在混合器内，由于叶片和挡板的搅拌和剪切作用，液滴将逐渐均匀地分布在气相中，逐渐实现空间上的均匀分布。在混合器出口处附近，气相流速较高，气相会以气核的形式在管道中心流动，液相则成为贴壁液膜向下流动，此处的多相流流型为环状流和喷雾流共存。针对加氢反应流出物多相流介质，考虑到气液相间的耦合作用以及计算的稳定性，采用Mixture多相流模型进行计算求解[10]。

多相流模型是一种简化的双流体模型，该模型假定短空间尺度上局部的平衡求解连续性方程、动量方程和能量方程，适用于模拟有强烈耦合且各相具有不同速度的多相流。在本文中，Mixture多相流模型通过求解混合相的连续性方程、动量方程、第二相的体积分数方程以及相对速度实现气-油-水三相的数值模拟。其中，主相为气相，次相为油相和水相。Mixture模型的控制方程如下：

连续性方程：

多相混合动量方程：

第二相的体积分数方程：

从第二相p的连续性方程，可以得到第二相p的体积分数方程为：

湍流模型和近壁面处理方式：

多相流中气相的体积分数占三相总体积的97%以上，计算气相的雷诺数为1.32×105，据此可以判断叶片式混合器内多相流的流动状态为湍流。湍流模型选择Realizable湍流模型。 由于Realizable模型是高数的湍流模型，而近壁区内的流动，数较低，湍流发展并不充分，湍流的脉动影响不如分子黏性的影响大，因此将近壁面(Near-wall treatment)处理方式与Realizable湍流模型相结合。在沿法线的不同距离上，将流动划分为壁面区和核心区。在后续计算过程中，依据≈1的原则，对近壁面的网格进行加密。定义为：

3.3 计算模型及边界条件

计算模型根据叶片式混合器的实际几何模型建立，求解器中的主要参数设置为：体积相分率采用一阶迎风格式进行离散，动量、湍动能和湍流耗散率均采用二阶迎风格式进行离散。选择加氢REAC典型工况和操作参数，运用工艺仿真软件ASPEN Plus进行计算，得到内置叶片式混合器入口的多相流介质组成及物性参数，其结果见表1。

表1 多相流物性参数

计算域的入口采用速度进口，出口采用自由流出口，压力-速度耦合采用PRESTO!格式，梯度采用Least Squares Cell Based，壁面按固壁无滑移条件处理。

3.4 网格无关性验证

利用Gambit对叶片式混合器进行网格划分，中间叶片及整流挡板采用非结构化网格，其余部分采用结构化网格，网格最大边长比为2:1，歪斜度均不大于0.1，网格总数为80万。采用表1中的多相流物性参数和边界条件，分别划分80、100、120、140和160万五种网格密度，计算得到各网格密度下混合器的进出口压力差，如表2所示。由此可知，相对于80万的网格数量，随着网格密度的逐渐增加，进出口压力差的相对变化值均小于3%，认为已经达到网格无关性要求。

表2 网格无关性验证

4 计算结果分析

4.1 模拟结果检验

为检验数值计算的可靠性，本文采用环道式多相流实验装置开展叶片式混合器的压降试验[11]。压降试验选用的多相流介质分别为氮气、白油和水，在实验过程中分别通过隔膜计量泵、磁力传动泵和往复压缩机调节水、白油、氮气的体积流量比率，使其接近实际比率。在混合器进出口设置压力传感器，测试进出口压力差。在不同流量下进行三组比对实验，实验结果如表3所示。由表3可知，实验值和模拟值吻合较好。

表3 实验压降同模拟压降对比

4.2 混合机理分析

采用多相流物性参数，开展数值模拟。图2为= 0和= 0截面内，叶片式混合器内部及出口区域的流速分布图。由图2可知，叶片和挡板的存在使流道发生明显的改变，流线随之改变，多相流流速迅速增加。混合器内部的最高流速达到20 m×s-1。并且，由于叶片上下两侧压力差的影响，叶片一、叶片三的下方形成了与流动方向相反的漩涡，可进一步增强三相间的混合作用。由图3可知，流体在流经混合器时，流体的湍流强度显著增强，促进了三相间的相互渗透和扰动。随着流体逐渐远离混合管段，由于缺少混合叶片的持续作用，湍流强度逐渐减弱。在单相气体条件下，模拟混合器内部的速度和湍流强度分布，并与多相流条件下的计算结果进行对比分析，如图4、5所示。对比图2、4可知，上述两种介质下，混合器内流速的整体分布规律基本一致。然而，单相气体条件下的流速较低，最高流速为14 m×s-1。同样地，由图3、5可知，湍流强度的整体分布规律也较为相似，但单相气体条件下的湍流强度值较小。这是由于在多相流动条件下，气相和油相、水相间存在滑移速度，相间剪切作用导致湍流脉动更加强烈，导致了湍流强度的增加。

图2 多相流管道纵截面的速度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.2 Velocity distribution of pipeline longitudinal section under multiphase flow

图3 多相流管道纵截面的湍流强度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.3 Turbulence distribution of pipeline longitudinal section under multiphase flow

图4 单相流管道纵截面的速度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.4 Velocity distribution of pipeline longitudinal section under single flow

图5 单相流管道纵截面的湍流强度分布

(a)= 0, (b)= 0

Fig.5 Turbulence distribution of pipeline longitudinal section under single flow

4.3 混合效果分析

图6(a)~(h)为叶片式混合器及其进出口管道不同截面的水相分率云图。其中，图6(a)、(b)为进口管道区域，图6(c)~ (f)为混合器所在区域(= 0 ~-160 mm)，图6(g)~ (i)为出口管道区域。采用无量纲参数定义混合器出口沿程距离与混合器长度的比值。由图6可知，当多相流进入混合器前，水相分布主要集中在管道的一侧，分布很不均匀；进入混合器后，在叶片及挡板的搅拌作用下，多相流流速及湍流强度迅速提高，水相进行了重新分布，完成了从高浓度聚集区向管道中心的扩散过程，均匀性得到了明显改善；离开混合器后，由于混合器出口的漩涡和高湍动能区域的存在，混合作用会持续一段距离；在距混合器出口400 mm后(= 3)后，管道中的水相分率不再随流动距离的增加发生明显改变，表明其已经达到充分发展状态。

图6 不同管道横截面的水相分率云图

(a)= 800 mm (b)= 400 mm (c)= 0 mm (d)=-40 mm (e)=-80 mm (f)=-160 mm (g)=-240 mm (h) Y =-640 mm (i) Y =-800 mm

其中，代表截面上水相分率的分布方差，可通过截面上所有节点的浓度计算得到：

图7 管道各截面不均匀系数随沿程距离的变化规律

空冷器入口管道的流速范围通常为2~6 m×s-1。图8为不同流速下，水相分率的不均匀系数随沿程距离的变化规律。由图8可知，流速的增加未对混合效果造成明显的影响，证明该叶片式静态混合器对于REAC系统入口管道的多相流混合具有很好的适用性。

图8 不同流速下水相分率的不均匀系数随沿程距离的变化规律

4.4 剪切应力分布

剪切应力是衡量碳钢管束是否存在冲蚀风险的重要指标，若局部剪切应力过大，则管壁的腐蚀产物保护膜容易变形脱落，形成自催化加速体系，易导致管壁冲刷减薄。因此，在考虑满足混合效果的前提下，应控制混合器出口剪切应力的数值低于临界值。图9和图10分别是当介质为单相气体和气-油-水三相流条件下，混合器各叶片后部管壁剪切应力分布云图。由图9、10可知，叶片的存在使流场发生了突变，在叶片1和叶片2的下部管壁产生了较大的剪切应力，其中剪切应力较大的部位主要集中在整流挡板所在区域的壁面上。由于液相黏度高于气相，多相流动条件下会在壁面上产生更大的剪切应力，最高达23 Pa，高于冲蚀实验获得的冲蚀临界剪切应力15.2~15.8 Pa[13]，具有很高的冲蚀风险。并且，由图2、3可知，混合器出口附近的流速和湍动能较高，流态不稳定，高速气流易将液段击穿，从而造成液膜的失稳。当无稳定的液膜存在时，气相中夹带的液滴将增大对腐蚀产物保护膜的冲刷作用。因此，需要通过在混合器出口加装不锈钢衬套等方式，避免因冲刷腐蚀导致管道泄漏和爆管。

图9 单相流下各叶片后部管壁剪切应力

图10 多相流下各叶片后部管壁剪切应力

5 结 论

本文在加氢REAC系统流动腐蚀机理研究的基础上，运用CFD模拟，计算叶片式混合器内的多相流动特性，并对模拟所得到的混合器进出口压降与实验值进行比对，验证了计算结果的可靠性。通过分析混合器内部的流速、湍动能、水相分率、剪切应力等流动参数，得到以下结论：

(1) 多相流流经混合器时，流道变化剧烈，混合区域内的湍流强度明显增强，促进了油、气、水三相间的相互渗透和扰动。最下方叶片的底部会形成较大尺度的漩涡，对混合器出口的流体起到了持续的混合作用；

(2) 通过分析管道各截面的水相分率和不均匀系数可知，多相流在流经混合器后，水相存在从局部聚集区向管道中心的扩散过程，其不均匀系数从0.44降低至0.19，不均匀性得到了明显改善；当流速范围为2 ~ 6 m×s-1时，流速的改变对混合效果没有明显的影响；

(3) 采用无量纲参数定义混合器出口沿程距离与混合器长度的比值，计算发现，当= 3时，多相流动达到充分发展状态，水相分率的不均匀系数不再发生明显改变。

(4) 由于混合区域内流速急剧增加，会在出口管道壁面形成剪切应力较大的区域，接近碳钢材料冲蚀破坏的临界值，需考虑在混合器出口增加衬套，防止壁面冲刷减薄。

符号说明：

F¾ 体积力，Nρm¾ 混合密度，kg×m-3 L¾ 混合器出口沿程距离，mmσ¾ 水相分率的分布方差 l¾ 混合器长度，mmρ¾ 流体密度，kg×m-3 n¾ 相数ρp¾ 第二相的密度，kg×m-3 V¾ 流速，m×s-1αp¾ 第二相的相分率 Vdr,k¾ 第二相的漂移速度，m×s-1λ¾ 混合器出口沿程距离与混合器长度的比值 Vm¾ 质量平均速度，m×s-1τw¾ 壁面剪切应力，Pa x2¾ 到壁面的距离，mmμ¾ 流体的运动黏度，m2×s-1 YM¾ 可压缩湍流脉动膨胀对总的耗散率的影响φ¾ 不均匀系数 ¾ 每个节点上水相的体积分数¾ 截面上水相分率的算术平方根 μm¾ 混合黏性，m2×s-1

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OU Guo-fu1,2, ZHENG Zhi-jian1, JIN Hao-zhe1

(1. The Flow Induced Corrosion Institution, Zhejiang Sci-Tech University, Hangzhou 310018, China;2. Hangzhou Fluid Technology Co. Ltd, Hangzhou 310018, China)

Based on three-phase physical properties including oil, gas and water in an air cooler (REAC) system of the hydrogenation reactor effluent, a physical model of static blade mixer is established. The numerical analysis on the multiphase flow characteristics inside the blade mixer is conducted via CFD software by utilizing Mixture multiphase model and Realizable-turbulent model. The pressure drops between the inlet and outlet of mixer obtained from simulation agree well with experiment data, it verifies the reliability of the simulation calculation. The results show that: The multiphase flow velocity increases and turbulence intensity enhances obviously in the mixing region. There is also a large scale eddy occurs at the bottom of the lowest vortex blade. By analyzing water phase fraction and non-uniformity coefficient in different pipeline cross sections, it shows that the uniformity of water phase fraction is improved through mixing. Within the velocity range of 2 to 6 m×s-1, the mixing effect is not affected by the change of the flow velocity. The dimensionless parameterwas used to define the ratio between the flowing distance from the mixer outletand the mixer length, it can be observed when the≥ 3, the non-uniformity coefficient will not change obviously. A large wall shear stress region is formed on the wall of export pipeline, which is close to the critical erosion value of carbon steel. Therefore, stainless steel liners should be considered to be added in the mixer outlet to prevent wall thinning induced by corrosion-erosion.

hydrogenation air cooler; static mixer; multiphase flow; ammonium salts crystallization; numerical simulation

1003-9015(2016)01-0040-08 网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/33.1141.TQ.20151222.1039.002.html

TQ 051.7

A

10.3969/j.issn.1003-9015.2015.00.032

2014-12-22；

2015-04-27。网络出版时间：2015-12-22 10:39:31

国家自然科学基金委员会-神华集团有限公司煤炭联合基金 (U1361107)；浙江省教育厅科研项目(Y201329372)；浙江省公益技术应用研究计划项目(2015C31013)；浙江理工大学521人才培养计划项目。

偶国富(1965-)，男，江苏太仓人，浙江理工大学教授，博士。通讯联系人：金浩哲，E-mail：haozhejin@zstu.edu.cn