2. 中国石化工程建设公司, 北京 100101
进料喷嘴的作用是向催化裂化(FCC)装置内提供原料油并使原料油雾化成细小的液滴，均匀地分散在催化剂表面上，进行气相裂解反应。设计优秀的进料喷嘴要消耗最少的能量达到最好的雾化效果[1]。喷嘴射流分布应均匀呈扁平扇形，以使油剂能够迅速、充分的接触[2]。旋流式进料喷嘴是一种将机械雾化和蒸汽雾化结合使用的雾化喷嘴，其结构特点是在喷嘴混合室后安装了一个气液两相旋流器[3]。以往针对旋流式喷嘴的研究多以实验为主，主要考察雾化粒径(SMD)和射流速度等参数，未能关注喷嘴的流场结构。随着计算机和数值计算技术的发展，实验与数值方法相结合成为了研究喷嘴雾化的有效手段。尤其是VOF方法的发展，能很好的揭示喷嘴内部的流动过程。Miller[4]设计的进料喷嘴采用多槽式喷头，有供油压降小、射流分布均匀的特点。于巧玲[5]通过试验研究了不同喷头结构和气液比对喷嘴雾化粒径的影响，得出球形过渡结构的喷嘴雾化效果最好，适当增加气液比可以改善雾化粒径的空间分布。Ibrahim等人[6]采用VOF方法模拟了离心式喷嘴的内部流动过程，并与实验相结合得到了喷嘴出口液膜锥角和流量系数。尹俊连等人[7]利用该方法模拟了旋流喷嘴的内部流场，分析了涡结构并通过实验测量了空气芯尺寸，从而得到了出口液膜厚度。
本文对旋流式进料喷嘴的雾化性能进行了实验研究并用VOF方法对流场结构进行了数值模拟，数值模拟结果与实验结果吻合较好，为此类喷嘴的理论研究、设计及工程应用提供有价值的参考。
1 实验研究 1.1 旋流式进料喷嘴结构旋流式进料喷嘴的结构如图1所示。
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| 图 1 旋流式进料喷嘴结构 |
主要由中心进液口、侧向进气口、组合式旋流器、喷头、混合室和稳定段等部分组成。侧向进气由外腔引入混合室，外腔出口环设置在旋流器出口附近及稳定段下游，开有一定数目的小孔形成二次进气。液体从中心进液口进入混合室，与进入喷嘴的气体在混合室内混合，气液两相流经旋流器展膜，在高速气流作用下发生破碎。而二次进气则在旋流器之后与气液混合物掺混，经过稳定段后通过喷头喷出，完成整个雾化过程。
旋流器是进料喷嘴的核心部件，组合式旋流器不同于以往的传统单个旋流器结构，将内旋流芯片与外旋流槽合并在一起成为一个旋流器整体。本文所采用的内外嵌套式旋流器见图2所示。传统旋流器会带来射流的中空现象，使喷嘴出口处的射流成“马鞍形”分布[3]。
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| 图 2 内外嵌套式旋流器 |
喷嘴冷态雾化试验系统如图3所示，模拟介质为水和压缩空气。采用泵压式供水系统提供模拟所需的水，用暂冲式气源经减压阀减压后提供模拟所需的空气。雾化粒径和粒子速度的测量使用三维激光相位多普勒粒子分析仪(PDPA)进行。利用喷嘴侧面的高清数码相机对雾化扇形面进行拍摄。喷嘴各部位的压力通过压力传感器进行实时数据采集。
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| 图 3 进料喷嘴冷态雾化实验系统图 |
实验所用的气流压力为0.3 MPa，水压为0.35~0.45 MPa，在4种工况下进行了实验,1#是设计工况，2#增加气液比，3#和4#为变流量工况，如表1所示。实验所用的运行参数和工业应用中的参数比较接近。激光测量点位于距喷头出口中心800 mm的轴线处，该位置在工业生产中处于催化剂与石油液流在管道中掺混的接触点[8]。
在变工况下，喷嘴雾化粒径和粒子速度如表2所示。从表中可以看到，喷嘴在设计工况下的雾化粒径在56.43μm，而2#工况水流量不变仅增加气流量后雾化粒径有所减小。这相当于增加了气液比，气液比主要影响气体为雾化提供的动量，其中气体的动能用来克服液体的黏滞力、表面张力及喷嘴的沿程阻力，随着气体流量的增大，其动量也越大，雾化效果也越好[9]。对比1#、3#与4#工况，随着喷嘴流量的增加，雾化粒径有所减小。虽然气液质量比不变，但气体体积流量增加明显，因此在高速气流的作用下加强了液体的破碎雾化。粒子速度随着流量的增大而增加。但速度不宜过快，根据以往的工程经验，当喷雾场的粒子速度大于60 m/s时，射流会造成催化剂的破碎[8]。
如图4所示，α为喷嘴雾化角。影响雾化角的主要因素除喷嘴出口扩张角外，还有流量和气液比等。该喷嘴出口采用了矩形槽，扩张角为90°。各工况条件下雾化角如表2所示，雾化角随气液比和流量的增大而有所增加。雾化角反映了喷雾分布的范围，一般来说，雾化角越大，喷雾受到周围气体的剪切作用越强，相应的雾化粒径就会减小[10]。但FCC工艺要求雾化角不宜过大，因为射流边缘会射向提升管内壁上，这样油料只能粘附在壁上不利于反应。
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| 图 4 雾化角测量 |
图5为设计工况下雾化粒径沿射流轴向分布的实验结果。可以看到，雾化粒径随喷射距离的增大而呈现先减小后增大的趋势，在800 mm处最小。粒径增大的原因，可能是由于液滴发生了聚合。液雾愈稠密，液滴碰撞和聚合的几率就愈大[11]。总体来看，喷嘴粒径在600~1 000 mm距离内的变化不大，在56~63 μm之间。
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| 图 5 粒径沿轴向的分布 |
两相流在喷嘴中的压降是设计者关注的重要参数之一，压降数值决定了系统所需要的功率。在保证喷嘴雾化效果的前提下，总压降越小所消耗的能量就越少。而且喷头的压降太大会导致喷射速度增大，引起催化剂破裂。由(1)式可以看出，压降与喷射速度呈正比。
式中：Δp是喷嘴压降，ζ是局部损失因数，ρ是密度，V是流速。
表3是实验测得喷嘴各部分的压降，显示喷嘴压降随着流量的增加而增大，虽然在4#工况下雾化粒径依然满足要求，但是压降增大，提高了喷嘴能耗。
| 工况 | 进水口/MPa | 旋流器/MPa | 喷头/MPa | 总压降/MPa |
| 1# | 0.114 | 0.113 | 0.121 | 0.348 |
| 2# | 0.109 | 0.123 | 0.136 | 0.368 |
| 3# | 0.081 | 0.089 | 0.098 | 0.268 |
| 4# | 0.130 | 0.140 | 0.154 | 0.424 |
计算中采用简化的喷嘴模型，忽略二次进气外腔等结构，只考虑水汽从混合室流经旋流器通过喷口喷出的过程。
在旋流器、喷头和外场采用四面体非结构化网格，其余部分采用六面体结构化网格，网格数量约92万，如图6所示。
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| 图 6 计算网格 |
入口边界条件为质量流量入口，出口边界条件为压力出口，设置为环境大气压。壁面为无滑移绝热壁，初始化喷嘴内液体百分含量为0。
2.2 数学模型旋流式喷嘴中的流动属于典型的气液两相流流动。为表达两相流界面处的表面张力作用，需要对两相界面进行跟踪并描述。气、液两相界面采用VOF方法确定。
设流体为不可压，控制方程为：
式中，υ为速度矢量，ρ为密度，P为压力，v为运动黏性系数。
VOF方法中引入含液率C代表单元控制体内液体的体积百分比，含液率的取值为：
体积分数方程为：
2.3 结果与分析 2.3.1 喷嘴填充过程
喷嘴是实现液体雾化的单元，其结构对雾化初始参数影响很大，研究喷嘴内部流动特点对掌握雾化初始参数有很大意义[12]。喷嘴填充初期20 ms时两相流填充旋流器。35 ms时经过外旋流器流槽的两相流贴壁面流动，到达稳定段中部，而中部两相流刚出内旋流芯片。受旋流器构型影响，内旋流芯片较外旋流槽流阻更大，到50 ms时稳定段内形成环状流，有明显的空气涡。65 ms时流体开始从喷口呈扇形喷出，同时受半球形喷头影响，贴壁液流在喷出时朝中心聚合。与传统离心式喷嘴不同的是，该旋流式喷嘴并不会形成稳定的环状流和空气涡，而是以多种流态在稳定段内流动，150 ms时稳定段内空气涡逐渐消失，射流扇形面基本展开。230 ms时喷嘴出口流量达到稳定，两相流浓度比较均匀，射流扇形面完全展开，喷嘴达到稳定状态。两相流在旋流器内起旋，产生周向的旋转速度，由于内外旋流器的嵌套，使得喷嘴内的流动很复杂。
图7为喷嘴流动稳定后流场流线图。从X轴正向看去，两相流在喷嘴内部顺时针转动非常明显。流经内旋流芯片的流体在经过稳定段后，旋转有较大衰减，而流经外旋流槽的流体则依旧有较强的旋转。
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| 图 7 喷嘴流场流线 |
在喷嘴内流场中，旋流器内压强分布最为复杂。图8为设计工况下旋流器及附近区域压强分布云图。由图可见内旋流芯片带来0.1 MPa的压降，外旋流槽约有0.05 MPa的压降。由于旋流芯片的流阻较大带来较大压力梯度，旋流器外的流场压强呈现中心低两边高的情况，形成了一个低压区，中心与两边约有0.04 MPa的压差。
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| 图 8 旋流器内压强分布 |
其余3个工况的模拟结果与设计工况压强分布趋势相一致。实验中对旋流器入口处混合室的压强进行了测量。由表4可知，4个工况下喷嘴混合室压强实验测量值与数值模拟结果差别较小。模拟结果稍大于实验值，由于实验样机受加工精度影响，表面粗糙度与模拟中假设条件有所差别。在喷嘴结构不变的情况下，流量越大压强也越大，其中4#工况最大而3#最小。气液比较大的2#也比1#设计工况的压强要大。
下图为设计工况下喷嘴旋流器出口和稳定段YZ截面中心线速度分布图。图9a)给出了X=0.25 m截面处三维速度分布，可见，旋流器出口的径向速度最小，变化不明显；切向速度最大，峰值速度为17.5 m/s；轴向速度呈现“马鞍形”分布，受内旋流器流阻较大的影响，中心速度低，外旋流器出口处速度最大，但受壁面摩擦影响靠近壁面速度有所降低。在收敛段中部X=0.31 m处，3个方向速度均有小幅增加，总体分布的趋势不变。在稳定段X=0.5 m处，径向速度几乎为0；切向速度也有所减小，且速度分布趋向于线性；轴向速度继续增大，近壁面速度增幅最大，约为6 m/s。截面X=0.8 m已处于稳定段末端靠近喷头，径向速度依然很小；切向速度继续减小，峰值速度降低到14 m/s，说明在稳定段内，旋转在持续减弱；随着轴向中心速度增加，两边速度的减小，轴向速度分布已经较为平均，约为10 m/s。
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| 图 9 喷嘴内速度分布 |
图9e)为喷头内X=0.85 m截面处三维速度分布。可以看出，受半球型喷头的影响，流体三个方向的速度均有所增加。由于喷口的矩形槽有扇形的扩张角，贴壁流体的径向速度增加较为明显，且方向与喷头收敛方向相反。
2.3.4 射流分析图10给出了设计工况下喷射扇形面的液相分布。计算得出喷嘴雾化角为91°，实验测量结果为93°。模拟结果与实验数据差别不大。从图10b)的射流截面可以看出，扇形射流厚度中间及两端差距不大，说明采用内外嵌套式旋流器可以避免以往射流中间薄两端厚的中空现象。由于旋流器的作用，对喷嘴中的液流附加了切向力，导致在射流喷出喷嘴后出现了偏转，模拟结果显示射流偏转为10°。这对原料油的催化裂化可能产生不利的影响，使液流不能准确喷射到催化剂床的轴线上。应在保证雾化性能的基础上，加以克服。
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| 图 10 喷射扇面液相分布图 |
针对旋流式进料喷嘴进行了实验研究和数值模拟，并对结果进行分析得结论如下：
1)旋流式进料喷嘴雾化粒径细，各工况的雾化粒径在53~60 μm，粒子速度均符合要求；雾化粒径随喷射距离的增大而呈现先减小后增大的趋势；雾化角随气液比和流量的增大而有所增加；
2)喷嘴从开始到230 ms出口流量即达稳定，射流扇形面完全展开；内旋流芯片流阻及压降比外旋流槽大；
3)受喷嘴构型影响，稳定段与喷头内的两相流各向速度有很大差异，轴向与切向速度变化较大；
4)采用内外嵌套式旋流器可以避免射流中间薄两端厚的中空现象，使液层厚度较为均匀。
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