结构参数对气液下喷式喷射器性能的影响研究
摘 要：喷射环流反应器是一种新型的气液或气液固接触反应装置,其中的喷射器结构会对反应器性能产生重要影响。文章采用计算流体力学方法,建立了文丘里型喷射器的数学模型,分析了吸气室、喉部和扩散段等结构对喷射器吸气量的影响规律。模拟结果表明：吸气室直径和气相入口方式对吸气量影响不大;喷嘴与喉部之间距离越小,喉部长度越短,吸气量越高;扩散段扩散角度在2～4°之间时吸气量存在最大值。
关键词：喷射环流反应器 计算流体力学 文丘里喷射器
相速度矢量,m/s;重力加速度,m/s2;相间作用力,N;应力,N/m2。的计算见式(7)～式(9)：在气液喷射器中起着非常重要的作用,因为射流状态的液相使周围的气相随之流动,或者说气相流动是由相界面的动量交换引起的。相间作用力主要有：虚拟质量力、曳力、升力和湍流扩散力等。考虑到喷射器的流体流动是由液相动量决定的,气体被引射进入液体射流并同轴流动,在这种情况下虚拟质量力、升力与曳力、湍流扩散力相比并不重要,因此在喷射器的数值模型中仅考虑了曳力和湍流扩散力。曳力,N;液相所受湍流扩散力,N;气相所受湍流扩散力,N;
多相反应一般包括气-液、液-液或气-液-固反应等。对多相反应进行过程强化研究涉及到提高传质效率、降低能耗和改善反应条件等多方面【1】。喷射环流反应器是一种新型反应器,其主要特点是利用流体的喷射动能产生内部循环,在相对较低的能耗下提供优异的混合性能,反应物系可获得较大的相界面面积,从而显著提高传质效率【2-3】。
早期研究中,喷射器内复杂的气液两相混合过程多是通过实验方法确定,计算流体力学(CFD)的出现促进了喷射器性能的深入研究。Bhutada等【4】采用实验方法研究了喷射器混合段长度对吸气量的影响,他们发现在混合段长度为0时可获得最高的吸气量。毕荣山等【5】以酸碱快速中和反应为例,采用模拟方法分析了液液喷射器结构尺寸对流动混合特性及反应行为的影响规律,结果表明：喷嘴/混合段直径比存在最优值;喷嘴出口与吸入管中心位于同一平面时反应效果最好;扩散角度为0°时转化率最高。姚云等【6】采用平面激光诱导荧光技术研究了上喷式喷射器内气液流型及流型转变特性。段振亚等【7】采用CFD模拟方法研究了混合段与喷嘴出口半径比对喷射器吸气性能的影响规律,研究结果显示,喷射器的吸气量随半径比的增加先增大后减小,且喷嘴出口流速越高,取得最大吸气量的半径比越大。Kandakure等【8】使用模拟方法计算了混合段长径比LMT/DT=0,4,8时混合管出口处的压力,结果表明,随着LMT/DT的增加,混合管出口处的压力逐渐增大,这必然会导致引射气体的驱动力下降。郭玉婷等【9】采用CFD模拟的方法分析了文丘里型液液喷射反应器的结构尺寸对流动混合性能的影响规律,结果表明,存在最优的进口直径比和混合室的长度使混合湍动区域最大、湍动效果最好。Henzler等【10】使用了具有可调节参数的喷射器单相CFD模型来预测吸气量,研究了气液喷射器关键几何参数的影响,发现吸气室结构对吸气量的影响也很小,喷嘴与混合段间距(与混合段直径比大于5时)对吸气量的影响也很小,扩散段扩散角为5°时吸气量最大。Sharma等【11】研究了湍流效应对喷射器内流体动力学和吸气量的影响。
上述研究中由于应用物系和模拟方法的不同,所得最优几何尺寸有较大差别。本文针对某反应过程,建立了喷射器的数值模型,对喷射器的关键结构进行了优化分析,以期能够为喷射环流反应器的研究及工业设计提供参考。
1 喷射器模型建立
1.1 结构尺寸及物性
本文对某反应过程喷射器进行CFD模拟分析,喷射器主要部件包括喷嘴、吸气室、喉部和扩散段,其结构示意及相应尺寸如图1所示。气液相物性参数如表1所示。
表1 气液相物性参数
图1 喷射器结构示意
1.2 数学模型
1.2.1控制方程
喷射环流反应器的流体流动涉及到连续性和动量控制方程,不考虑各相之间的能量传递。采用多相流欧拉模型,相关守恒控制方程如下：
连续性方程
式中：ρk——k相的密度,kg/m3;
αk——k相的体积分数;
t——时间,s。
动量方程
式中：P——压力,Pa;
其中
μeff,k=μk+μt,k
式中：δij——克罗内克尔张量;
μk——k相粘度,Pa·s;
μt,k——k相湍流粘度,Pa·s;
μeff,k——k相有效粘度,Pa·s;
T——转秩符。
1.2.2 湍流模型
喷射环流反应器中,各相间相互作用力作用于流体主体中,而不是作用在壁面边界处,且涡流现象较少,因此选择了相对简单的两方程标准k-ε湍流模型对湍流粘度进行了数值模拟。标k-ε湍流模型的主要缺点是低雷诺数条件下过度预测湍流粘度,而喷射环流反应器中的雷诺数非常高,因此选择标准k-ε湍流模型是合理的【11】。
标准k-ε湍流模型方程见式(5)和式(6)。模型使用体积平均的方法计算气液相混合物的密度和速度,对混合物的湍动能k和湍流耗散率ε进行求解,进而求解湍流粘度。以下的公式符号解释详见文献【11】。
(5)
(6)
式中混合相密度ρm、粘度μm和速度
(7)
(8)
(9)
混合物湍流粘度μt,m的计算式见式(10)。
(10)
混合物湍流动能产生项表达式见式(11)。
(11)
各相湍流粘度μt,k的计算见式(12)。
(12)
湍流模型中,各参数的取值为C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09,σk=1.0,σε=1.3。
1.2.3 相间作用力模型
相间作用力
1) 曳力模型
采用的曳力模型为schiller-naumann模型,该模型的定义式如式(13)所示。
(13)
式中：
dg——气泡直径,m;
αg——气相体积分数;
ρl——液相密度,kg/m3;
ug——气相速度,m/s;
ul——液相速度,m/s;
CD——曳力系数。
计算公式如式(14)所示。
(14)
式中：Re——雷诺数。
2) 湍流扩散力模型
对于采用欧拉模型的多相湍流流动,湍流扩散力是决定相间湍流动量传递的主要因素,其量化了液相湍流在气泡传输过程中的作用,对气相分布起着关键作用。
Burns等人给出了多相湍流流体流动的湍流扩散力模型,其表达式如式(15)所示【12】。
(15)
式中：CTD——模型系数;
μt,l——液相湍流扩散粘度,Pa·s;
Kgl——相间交换系数;
σgl——湍流施密特数;
αg——气相体积分数;
αl——液相体积分数。
1.2.4 模型验证
Sharma【11】搭建的喷射环流反应器实验装置示意如图2所示。该装置中循环泵和液相储罐相连,用于将工作流体水通过喷嘴泵入喷射器;引射流体空气从吸气室侧方入口进入喷射器,气液两相在喷射器中相互混合后喷出,进入反应器。
图2 喷射环流反应器实验装置示意
文献【11】研究了不同液相流量条件下流入喷射器的气相体积流量。图3为喷射器CFD模型的模拟值与文献实验值的对比。在该文献研究的液相流量范围内(0.7～1.25 kg/s),气相体积流量的模型预测值与实验值非常接近,平均绝对偏差1.49×10-4m3/s,平均相对偏差6.8%,表明其对喷射器模拟所采用的CFD模型是可靠的。
图3 模拟结果与实验结果对比
2 气液下喷式喷射器模拟结果与分析
2.1 网格划分
使用ICEMCFD软件对喷射器几何模型进行结构化网格划分,网格模型如图4所示。
图4 喷射器网格模型
对模型进行网格无关性验证,并对喷嘴出口处的网格进行加密处理,划分的网格数量分别为51 326、123 780、265 217、499 048和1184 460。网格数量逐渐加密后,气相质量流量计算结果趋于稳定,相对偏差逐渐减小。网格数量分别为265 217与499 048的模型的气相质量流量计算结果相差0.82%,计算结果基本相同,因此最终选择了265 217网格密度模型。
2.2 模拟结果
图5(a)～图5(c)为喷射器轴向截面液相体积分率云图、压力云图和液相速度云图。由图5(a)～图5(c)可见：在吸气室收缩段,液相主要以射流形式存在,中心处为高速液相流体,四周为低速气相流体,未发生明显混合;由于喉部负压区的存在,喉部位置流体速度变大,气液相混合加剧,吸气室收缩段到喉部的截面积逐渐缩小,导致喉部四周的液相速度大于中心液相速度;在扩压段气液两相逐渐混合均匀,速度降低、压力上升。
图5 喷射器轴向截面液相体积分率云图、压力云图和液相速度云图
2.3 喷射器结构对吸气量的影响规律
2.3.1 吸气室直径的影响
在喷射器中,气相从喷射器吸气室的侧方入口水平进入,在吸气室中,气相流动方向由水平转为垂直下行,流动方向的改变会导致部分压力损失。本文模拟对比了气相侧向进入与上方垂直进入两种进气方式以及几种不同的吸气室直径对气相质量流量的影响,不同吸气室直径及进气方式的模拟方案如表2所示,对应表2的不同结构如图6(a)～图6(e)所示。
表2 不同吸气室结构模拟方案
图6 不同吸气室结构
不同吸气室结构对应的吸气量如图7所示。由图7可以看出,结构(c)与结构(e)喷射器对应的气相入口质量流量仅相差0.08%,且结构(e)为非对称几何结构,使用结构网格对其进行网格划分较为复杂,因此本文之后进行的模拟均采用类似结构(c),即气相从上方进入的结构。当吸气室直径DS增大时,气相入口质量流量先增后减,在DS为291 mm时达到最大值,但不同吸气室直径的喷射器对应的气相入口质量流量与均值的差值在2%以内,表明吸气室直径在138～414 mm内(吸气室与喷嘴直径比DS/DN=3～9)时,吸气室直径对吸气量影响较小。
图7 不同吸气室结构对应的吸气量
2.3.2 喉嘴距离的影响
喉嘴距离,即喷嘴出口与喉部间距LNT。一般使用喉嘴距离与喉部直径的比值LNT/DT来考察喉嘴距离对喷射器的影响。保持喷射器其他结构及操作参数不变,对喉嘴距离分别为92 mm、184 mm、322 mm、468 mm和598 mm(对应的LNT/DT分别为1.0、2.0、3.5、5.0、6.5)的喷射器进行CFD模拟。
图8和图9分别为不同喉嘴距离喷射器中心轴线处的压力和速度分布,其中喷射器内最低压力位于喉部位置,喉嘴距离越大,喉部处压力越低、液相速度越高,使得负压效果增强,气相吸入的压力驱动增强,理论上会增加气相入口质量流量。喷射器气相质量流量随喉嘴距离与喉部直径比值的变化,如图10所示。由图10可以看出,喉嘴距离越大,气相入口质量流量越小。喷射器的吸气量受3个因素控制,即可供气相流动的截面积、气相在吸气室中径向流动产生的压力损失及喷嘴与喉部之间的压力驱动力。产生上述现象可能的原因是,喉嘴距离增大,喉部位置液相射流直径增大,造成可供气相流动的截面积减小,抵消了压力驱动力增强带来的增益效果,使得喉嘴距离越大气相入口质量流量越低。
图8 不同喉嘴距离的喷射器中心轴线压力分布
图9 不同喉嘴距离的喷射器中心轴线速度分布
图10 喷射器气相质量流量随喉嘴距离与喉部直径比值的变化
2.3.3 喉部长度的影响
保持喷射器其他结构及喉部直径92 mm不变,对喉部长度LT(即喉部的直管段长度)分别为0 mm、184 mm、368 mm和552 mm(对应的喉部长径比LT/DT分别为0,2,4,6)的喷射器进行CFD模拟,分析喉部长度对喷射器性能的影响。
图11和图12分别为不同喉部长度喷射器中心轴线处的压力和速度分布,图13所示为喷射器气相质量流量随喉部长度的变化情况。由图11和图12可以看出：喉部长度为0 mm时,最低压力与最高速度点均出现在喉部;增加喉部长度,最低压力与最高速度点后移至喉部出口处。随着喉部长度的增加,喷射器内部最低压力值不断降低,当喉部长度增加到368 mm(LT/DT=4)时,最低压力值达到最小值,继续增加喉部长度后最低压力值不降反增。由图13可以看出,随着喷射器喉部长度不断增加,气相质量流量逐渐减小,导致这一现象的可能原因是：喷射器喉部长度增加,液相动能主要用于克服摩擦阻力,使得用于引射气相的能量逐渐减小,导致了气相质量流量的减小。
图11 不同喉部长度喷射器中心轴线压力分布
图12 不同喉部长度喷射器中心轴线速度分布
图13 喷射器气相质量流量随喉部长度与喉部直径比值的变化
2.3.4 扩散角度的影响
保持喷射器其他结构及操作参数不变,改变喷射器扩散段扩散角度,分别取0°、1°、2°、3°、4°和5°,对不同的扩散角度进行CFD模拟分析,其中扩散角为0°时对应的喷射器扩散段为直管,没有文丘里结构。
不同扩散角度喷射器中心轴线压力分布和速度分布如图14和图15所示,由图14和图15可见：扩散角度为0°时喷射器的压力与速度分布与其他扩散角存在较大差别,其最低压力点和最高速度点存在于吸气室部分,而不是在喉部,最低压力值远高于其他扩散角度,最高速度值远低于其他扩散角度;当扩散角度由1°增加到5°时,喷射器最低压力点和最高速度点基本都处在喉部位置,最低压力值先减小后增大,在扩散角度为2°时达到最低值,最高速度值先增大后减小,在扩散角度为2°时达到最高值。喷射器气相质量流量随扩散角度的变化如图16 所示。由图16可以看出,扩散角度不同,喷射器的气相质量流量也不同,随着扩散角度的增加,气相质量流量先增大后减小,在扩散角度为2°～4°之间时存在最大值。
图14 不同扩散角度喷射器中心轴线压力分布
图15 不同扩散角度喷射器中心轴线速度分布
图16 喷射器气相质量流量随扩散角度的变化
3 结论
采用CFD模拟方法对比了不同吸气室、喉部及扩散段结构参数对喷射器吸气量的影响,得到如下结论：
1) 气相从上方进入与从侧方进入模拟所得的喷射器吸气量基本一致,可以使用气相从上方进入的方式简化喷射器CFD模型。当喷射器吸气室与喷嘴直径比DS/DN在3～9范围内变化时,吸气量变化很小。
2) 当喉嘴距离与喉部直径比LNT/DT在1.0～6.5之间时,随着喉嘴距离增大,喷射器吸气量减小。
3) 当喉部长径比LT/DT在0～6范围内时,随着喉部长度的增大,喷射器吸气量逐渐减小。
4) 当扩散段扩散角度在0°～5°范围内时,随着扩散角度的增大,喷射器吸气量先增大后减小,在扩散角度为2°～4°之间时存在最大值。
