高压射流中的戊烷闪蒸过程数值模拟

高压射流中的戊烷闪蒸过程数值模拟
聂永广;毛羽;王江云;王娟
【摘要】Flash evaporation of pentane is one of the most important factors in the process of asphalt spray granulation. According to the mechanism of mass and heat transfer in phase change due to pressure depress, the pentane flash evaporation model was built and implanted into commercial code Fluent by UDF. The agreement between numerical simulation result and theoretical calculation result was achieved. Comparisons of different nozzles showed that the nozzle with coin structure could avoid pressure suddenly reducing, decrease the vaporization rate of pentane in nozzle and prevent blockage of nozzle due to asphaltene particles being more, which is helpful to continue the process of spray granulation.%戊烷闪蒸是沥青喷雾造粒过程中的一个重要因素.根据戊烷减压相变中的传质传热规律,基于计算流体力学软件Fluent中的混合模型,采用UDF建立了戊烷瞬态闪蒸模型,并对戊烷的射流闪蒸过程进行了数值模拟计算,模拟结果与理论计算值较为吻合.通过对采用不同结构喷嘴的戊烷闪蒸相变过程分析发现,在原有喷嘴上加入渐缩段后,可以避免喷嘴中的压力突变,有效减少喷嘴中戊烷的气化率,防止沥青颗粒过多析出阻塞喷嘴,有利于喷雾造粒过程的持续进行.
【期刊名称】《石油学报（石油加工）》
【年(卷),期】2012(028)005
【总页数】7页(P814-820)
【关键词】喷雾造粒;闪蒸;非平衡热力学;数值模拟;混合模型
【作者】聂永广;毛羽;王江云;王娟
【作者单位】中国石油大学重质油国家重点实验室,北京102249;中国石油大学重
质油国家重点实验室,北京102249;中国石油大学重质油国家重点实验室,北京102249;中国石油大学重质油国家重点实验室,北京102249
【正文语种】中文
【中图分类】TE65
闪蒸过程广泛存在于石油、化工、制冷和航天等工业中。

在近几年提出的渣油溶剂脱沥青耦合沥青造粒新技术中，溶剂与沥青的分离以及沥青的喷雾造粒就是利用溶剂与沥青的高温高压流体射流闪蒸这一工艺实现的。

沥青和溶剂的混合物以高温高压的临界状态通过进料喷嘴进入喷雾造粒塔内，经过喷嘴的节流降压后喷出，溶剂瞬间减压闪蒸为气体，沥青则以颗粒的形式释放出来，实现沥青与溶剂的气、固分离［1－2］。

这一工艺采用减压相变技术，不需提供附加能量，从而降低了溶剂
回收部分的投资和操作费用，因此可以有效简化流程，降低设备投资。

戊烷闪蒸相变过程中的气、液两相压力，温度与气体体积分数的分布对喷雾造粒中沥青颗粒的成形具有重要影响。

不合理的喷嘴结构会导致喷嘴内溶剂气化率过大，使过多的沥青析出堵塞喷嘴。

因此，对戊烷快速减压引起的闪蒸流动进行研究，对喷嘴结构的改进、优化设备设计和操作条件具有重要意义，可以有效推进重油分离技术的发展。

减压造成的闪蒸过程在世界范围内一直属于研究热点。

研究多以实验为主，Henry 等［3］和Wallis［4］通过实验考察了气、液两相临界流动中非平衡热力学过程
的影响。

Kim等［5］通过实验对短管内的制冷剂闪蒸现象进行了观察。

Saury等
［6］通过实验研究了闪蒸中液膜厚度对闪蒸时间和蒸发量的影响。

郭迎利等［7］利用CCD摄相机对闪蒸中初始温度对蒸发量和两相温度的影响进行了研究。

这些实验研究得到了闪蒸过程的一些经验公式，但是不具有普适性，更不可能计算得到流场内的详细信息；再者，戊烷属于易燃易爆气体，实验风险较大，并且沥青喷雾造粒中使用的喷嘴较小，压力传感器等测量仪器安装困难，也很难用实验方法获得流场的详细信息。

计算流体力学的发展为闪蒸过程的研究提供了还原真实情况的可能。

笔者根据戊烷减压相变的传质传热规律，建立了戊烷闪蒸相变模型，采用数值模拟方法对戊烷闪蒸相变过程进行研究，考察了不同喷嘴形式对戊烷闪蒸相变过程的影响，为渣油脱溶剂沥青喷雾造粒的设备设计提供重要参考。

由于在渣油脱溶剂沥青喷雾造粒过程中，沥青与其他流体间仅存在动量和热量交换，不存在相变，因此在本研究中暂只考虑沥青相的影响。

1 研究戊烷闪蒸过程采用的模型及数值计算方法
根据时间尺度和温度变化，减压引起的相变可以分为两类。

一类是在小时间尺度、温度较低且变化较小的情况下，减压相变可以认为是热平衡状态下的空穴流动。

第二类是热流体因减压作用发生剧烈相变、传质传热较强的非平衡热力学状态，可以看作因为压力降低造成的沸腾现象即闪蒸［8］。

近几年来，基于热平衡假设成功地发展了多种空穴模型，如Kunz模型和SchnerrSauer模型［9－10］。

然而，
基于平衡热力学假设，使用空穴模型对温度变化较大的闪蒸现象进行模拟会得到不合理的速度场。

在非平衡热力学过程中预测成功的关键是蒸发率的计算。

Wallis ［4］根据建模的原理将非平衡热力学模型分为3类，即经验模型、物理模型和双流体模型。

经验模型缺乏普适性，针对特定过程较为准确。

物理模型和双流体模型可以较为精确地模拟非平衡热力学过程中的流场分布，但是模拟的准确性强烈地依靠气泡直径、气泡成核密度等参数，而在闪蒸过程中这些重要参数都很难用统一的公式进行描述，并且由于闪蒸过程相变剧烈，计算收敛困难。

因此多数学者采用经
验模型与单流体模型相结合的方法对闪蒸等非平衡热力学过程进行数值模拟［11］。

例如Downar－Zapolski采用单流体方法结合非平衡松弛模型对水的闪蒸流动进行了一维数值模拟［12］，Schmidt又将这一方法扩展到了二维数值模拟［13］。

在本研究涉及到的戊烷闪蒸过程的数值模拟中，仍然采用单流体方法耦合经验模型处理戊烷闪蒸流动问题。

笔者将闪蒸过程视为不同压力下的沸腾现象，在综合考虑闪蒸中戊烷的各种物性变化后，将沸腾模型扩展为减压相变模型，并与属于单流体方法的混合模型（Mixture model）［14］结合，通过UDF的方式植入计算流体力学软件Fluent 中，成功建立了戊烷闪蒸过程模型，并用于模拟喷嘴内流场的温度场和闪蒸射流后的流场分布。

1.1 控制方程组
Fluent中的混合模型属于小滑移模型，假设两相可以互相贯穿，允许两相之间以不同速度运动。

其基本控制方程组为式（1）～（5）。

质量守恒方程：
动量守恒方程：
能量守恒方程：
副相（气态戊烷）体积分数方程：
混合模型中的动量方程追踪的是多相质量平均速度，不存在因为相变传质造成的动量源项。

因此如果要使上述方程组封闭只需要分别补充方程（3）和方程（5）中的能量交换项SE和质量交换项的关系式，上述关系式由以下的戊烷闪蒸相变模型确定。

1.2 戊烷闪蒸相变模型
戊烷闪蒸相变过程可以认为是由于压力降低导致流体沸点变化引起的沸腾过程。

当液态戊烷的温度超过沸点温度时沸腾过程发生，液相向气相的质量传递可以由式（6）表示，气态戊烷能量方程的源项可以由式（7）表示。

是压力为p时戊烷的沸点温度，γ为时间迭代松弛因子，用来获取计算单元内的质量传输率，在计算过程中由非稳态计算的时间迭代步长决定［15］。

为温度为T
时的戊烷蒸发潜热。

随压力p变化和随温度T变化的函数关系式可以根据表1和
表2的实验数据进行多项式拟合获得。

表1 不同压力下戊烷的饱和温度值Table 1 The saturation temperatures for pentane under different pressuresp／kPa T／K 101.3 309.6 200 331.4 400 357.0 700 381.0 1000 397.6 1500 420.6 2000 437.1 2500 451.8 3000 463.9 3750 470.7
表2 不同温度下戊烷的汽化潜热值Table 2 The latent heat of pentane at different temperaturesT／K hTsat／（kJ·kg－1）288.5 355.5 293.5 345.5 298.5 339.1 303.5 329.1 308.5 320.3 313.5 309.8 318.5 301.4 323.5 384.7 328.5 270.0 333.5 262.1
沥青喷雾造粒中的戊烷闪蒸流动过程存在非常高的速度场，根据理论计算戊烷喷出后的最高速度在102m／s左右，因此气态戊烷的密度需要根据可压缩理想气体法则计算获得，液态戊烷密度随温度与压力变化不大，可以按常物性进行处理。

1.3 几何模型及边界条件
图1为闪蒸相变装置的示意图。

管路中的戊烷液体经喷嘴喷入一大圆柱形空间中，入口戊烷全部为液态，入口压力5MPa，温度453.5K，出口压力为常压，戊烷液
体在由喷嘴喷出后因压力骤降而快速气化。

图1 戊烷闪蒸相变装置几何模型Fig.1 Schematic diagram of the device for flash evaporation and phase change of pentane
由于装置的几何轴对称性，所以在柱坐标系下对二维计算区域采用四边形结构网格进行划分。

入口采用压力入口边界条件，出口采用压力出口边界条件，壁面处采用无滑移边界条件。

湍流模型采用标准k－ε模型标准壁面函数。

采用SIMPLEC算法对压力和速度进行耦合。

压力采用二阶格式进行离散，其他项均采用一阶迎风格式离散。

戊烷闪蒸相变过程传质传热剧烈，导致控制方程组中的能量和质量源项较大，计算过程收敛困难，因此使用非稳态求解器进行求解，并且计算过程应该采用较低的松弛因子。

2 计算结果及分析
2.1 戊烷闪蒸相变过程的整体流场分布
通过计算获得了戊烷闪蒸相变过程的整体流场的分布。

在高压作用下流体经过喷嘴形成了明显的射流区，图2（a）为中心轴截面上的速度分布，图2（b）为中心轴截面上的温度分布，由于计算域空间较大，图2只给出了部分流场区域，以便更加清晰地给出射流区域的温度变化情况。

由图2可见，流场的最高速度达到了125.36m／s，并且由于剧烈的气化反应，喷嘴处的速度场出现了明显的非均匀特性；流场内的最低温度为310K，出现在出口附近，由于戊烷汽化过程中会吸收大量热量，流体经喷嘴喷出后温度迅速降低。

图2 戊烷闪蒸相变过程流场中心轴截面上的速度和温度分布Fig.2 Velocity and temperature distributions in axial cross section of flow during flash evaporation and phase change of pentane
图3为中心轴线上的压力和气态戊烷体积分数的分布，图中的蓝虚线为喷嘴的出口位置。

从图3可以看出，高压液态戊烷在喷嘴内流动过程中压力迅速降低，在喷嘴出口处降至1个大气压左右，进入圆柱形空间后压力基本趋于稳定。

与之相
对应，随着压力的降低，液态戊烷在喷嘴内部气化，经喷嘴喷出后气态戊烷的体积分数由20%突升至90%以上，在出口处达到峰值99.87%。

这说明戊烷在喷嘴出
口附近发生了剧烈的相变。

图3 戊烷闪蒸相变过程中心轴线上的压力和气态戊烷体积分数的分布Fig.3 Pressure and void distributions along center axis distance of flow during flash evaporation and phase change of pentane
2.2 戊烷闪蒸相变装置喷嘴内的流场分布
闪蒸相变装置喷嘴内的流场信息对沥青喷雾造粒中喷嘴结构的设计具有重要意义。

喷嘴结构应该能将喷嘴内的气化率控制在合理范围内，喷嘴内的流场分布示于图4。

从图4可以看出，随着压力的降低，速度与气体体积分数逐渐增加。

需要注意的
是在喷嘴的入口区与流区交界处存在压力的突变现象，这一点可以从图5喷嘴中
心轴线上的压力曲线清晰地观察到。

图4 闪蒸相变装置喷嘴内的流场分布Fig.4 Flow distribution in nozzle of the device for flash evaporation and phase change
图5为戊烷闪蒸相变装置喷嘴中压力与温度的分布。

从图5可以看出，流体温度
在喷嘴内已经出现小幅下降，下降的位置与压力开始下降的位置基本上一致，均出现在入口区与流道区的交界处。

这是由于戊烷在喷嘴内部分气化吸热使流体温度降低。

图5 闪蒸相变装置喷嘴内的压力与温度分布Fig.5 Pressure and temperature distributions in nozzle of the device for flash evaporation and phase change
2.3 数值模拟和实验计算结果
实验中，戊烷由5MPa下的饱和温度453.5K降至常压下的饱和温度109.5K，放
出的热量由式（8）计算得到，液态戊烷完全气化需要吸收的热量由式（9）计算
得到，所以由式（10）计算得到的汽化质量分数为87.69%。

出口处气－液混合物的温度为309K，数值模拟的结果显示出口处的温度为310.5K，根据数值模拟得到的出口质量流率算得出口处气化质量分数为85.98%。

数值模拟结果与理论计算结果基本相符，证明了该模型的可靠性。

3 喷嘴结构对实验结果的影响
从图5喷嘴中的压力分布状况可以看出，使用该喷嘴结构，液态戊烷在喷嘴内存在压力突变。

压力突变会使液态戊烷在减压作用下在喷嘴内部产生大量相变，过于剧烈的相变会导致沥清颗粒在喷嘴内大量析出堵塞喷嘴，因此必须改变喷嘴结构，在入口处增加1个渐缩的锥段，新喷嘴的结构如图6所示。

图6 新喷嘴结构简图Fig.6 The structure schematic of new nozzle
新喷嘴的长度和原有喷嘴长度相同均为50mm，锥段的长度为50mm。

新、旧喷嘴除锥段外网格完全相同，并且锥段网格和相连的网格间过度平滑，从而消除了网格影响，保证模拟结果具有可比性。

对不同结构的新、旧喷嘴内的戊烷闪蒸相变过程进行数值模拟，研究不同喷嘴结构对流场内压力和温度的影响。

图7为旧喷嘴与新喷嘴中心轴线上的压力分布。

可以明显看出，喷嘴在增加了锥段后消除了喷嘴内部的压力突变，经过两级降压从入口压力逐渐降到大气压力。

图8为新、旧喷嘴内速度的分布。

与压力变化相对应，喷嘴内的戊烷速度在锥段内迅速增大，在直段内增长开始趋缓。

图7 新、旧喷嘴中心轴线上的压力分布Fig.7 Pressure distribution along centre line of old and new nozzles
图8 新旧喷嘴中心轴线上的速度分布Fig.8 Velocity distribution along centre line of old and new nozzles
图9为新、旧喷嘴内戊烷气相体积分数分布。

从图9可以看出，增加渐缩段后，
喷嘴内的戊烷气相体积分数降低，说明在新喷嘴内减压引起的相变受到了抑制。

旧喷嘴入口段内存在压力突变，压力下降较快，使得较多的戊烷液体在喷嘴内发生气化，而新喷嘴为两级降压喷嘴，压力下降的趋势相对平缓，喷嘴内戊烷液体的气化量减少。

戊烷闪蒸相变过程属于吸热过程，由于新喷嘴内液态戊烷的相变量比旧喷嘴内少，因此喷嘴内的温度变化也较为缓慢。

这一点从图10喷嘴内的温度分布可以清楚地看到。

图9 新、旧喷嘴内轴向戊烷气相体积分数分布Fig.9 Void distribution of pentane along centre line of old and new nozzles
图10 新、旧喷嘴内轴向温度的分布Fig.10 Temperature distribution along centre line of old and new nozzles
4 结论
（1）计算结果表明，在戊烷闪蒸相变过程中，压力从入口到出口逐渐降低，在喷嘴内存在较大梯度；随着压力的降低，速度和气态戊烷的体积分数逐渐增大。

由于闪蒸属于吸热反应，温度会随着压力的减小逐渐降低。

数值模拟结果和理论计算值较为吻合，证明利用模型进行的数值模拟可以作为沥青喷雾造粒设备设计的重要参考。

（2）简单的直流型喷嘴内部存在压力突变现象，在原有喷嘴结构中加入1个渐缩锥段后，可以使压力下降变得平缓，防止戊烷过多相变，从而避免了因为沥青在喷嘴内过多析出导致的设备效率降低。

具有渐缩结构的喷嘴更适合沥青喷雾造粒中的设备要求。

符号说明：
cp——比热容，J／（k g·K）；
d——直径，mm；
Ek——比总能量，J／kg；
F——动量方程源项，N；
g——重力加速度，m／s；
h——比焓，J／kg；
——流体蒸发潜热，J／kg；
keff——传热系数W／（m2·K）；
——副相体积分数方程源项，kg；
——液相向气相的源项传递，kg；
T——流体温度，K；
T1——闪蒸装置入口处戊烷温度，K；
T2——闪蒸装置出口处戊烷温度，K；
——流体沸点温度，K；
p——压力，MPa；
SE——能量方程源项，J；
v——流体绝对速度，m／s；
vm——质量平均速度，
vdr，k——漂移速度，m／s，vdr，k＝vk－vm；
vdr，l——副相漂移速度，m／s，vdr，l＝vl－vm；
w——单位质量，kg；
α——流体体积分数，%；
γ——时间迭代松弛因子，无量纲数；
μm——混合黏性系数；
ρ——流体密度，kg／m3；
ρm——流体混合密度，kg／m3，ρm＝αlρl＋αgρg；下标l、g、k分别指液相、气相、气相或液相。

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