芳纶脱泡器流场模拟及其双螺旋叶片结构分析与优化
三级旋流器的设计及其流场模拟
三级旋流器的设计及其流场模拟2010年10月沈阳航空工业学院第27卷第5期JournalofShenyangInstituteofAeronauticalEngineeringOct.20l0V o1.27No.5文章编号:1007—1385(2010)05—0038—04三级旋流器的设计及其流场模拟吴振字王成军王丹丹(沈阳航空航天大学动力与能源工程学院,辽宁沈阳110136)摘要:利用UG软件建立三级旋流器模型燃烧室的几何模型,采用四面体非结构网格划分方法,生成网格计算模型,应用Realizablek一8湍流模型对该模型燃烧室的冷态流场进行数值模拟.研究结果表明:与旋流器其它参数相比,各级旋流器之间的流量分配对三级旋流器的流场特性(如回流区范围和中心速度分布)有较大的影响.深化了对三级旋流器各种设计参数的认识,有助于实现三级旋流器的进一步优化设计.关键词:航空发动机;燃烧室;数值模拟;三级旋流器中图分类号:V231.2文献标识码:Adoi:10.3969/j.issn.1007—1385.2010.05.009旋流器是航空发动机燃烧室的基本构件之一,其最主要的作用是在火焰筒中心形成低压区,使热燃气回流,产生稳定点火源.根据级数的不同,旋流器可分为单级,双级及多级(三级)等几类.目前,先进的航空发动机如CFM56,GE90,F101等均采用了双级旋流器.近年来,国内外对三级旋流器开展了大量研究,结果表明:采用多级旋流器的燃烧室具有火焰稳定工作范围宽,燃油雾化效果好,燃烧效率高,污染排放低等优点¨I6J.本文在对三级旋流器进行初步设计的基础上,用数值模拟的方法研究旋流器的各种参数对旋流器出口流场的影响,以实现旋流器优化设计的目标.1三级旋流器的设计要点就设计步骤而言,多级旋流器的设计与单级旋流器的设计是相同的,都是通过流阻系数和旋流数.s计算出叶片安装角及旋流器的通道面积,进而确定旋流器的内外径,叶片数以及叶片宽度等参数【卜.但是,多级旋流器的设计应特别注意以下几点:第一,选定各级旋流器的形式.三级旋流器收稿日期:2010—07—12作者简介:吴振宇(1982一),男,山西原平人,在读研究生,主要研究方向:航空发动机燃烧设计与分析技术;E—mail:200805078@ 163.corn;王成军(1967一),男,辽宁沈阳人,副教授,主要研究方向:燃烧及两相流.的选形要充分注意各级旋流器之间以及旋流器与喷嘴及套筒的尺寸匹配问题.其选形应综合考虑燃烧室的空气流向,火焰筒与喷嘴的尺寸限制以及是否便于调节空气流量等因素.文中设计的三级旋流器采用了组合结构,即第一级旋流器采用径向式,第二,三级旋流器采用轴向式.这种组合形式的旋流器总体尺寸较小,既能保证燃烧室头部具有充足的空气量和足够强度的回流区,又可以在较大幅度内调整各级旋流器的空气比例.第二,确定各级旋流器的流量比例.在本文所设计的三级旋流器中,来自第一,二级旋流器的内外两股空气对燃油油膜产生剪切作用使其破碎雾化,而第三级旋流器的作用主要是控制火焰筒头部气流结构(回流区大小).为了研究三级旋流器空气流量分配对旋流器整体性能的影响,设计的三级旋流器采用了3种空气分配方案,流经第一,二,三级旋流器的空气分别选取0.16:0.36:0.48;0.23:0.33:0.44及0.28:0.32:0.40这3种比例.第三,确定旋流器的旋向组合方式.目前的双级旋流器多采用反旋向组合,流经旋流器的两路空气旋向相反,产生对油膜的剪切作用,促进燃油的破碎和雾化.本文设计的第一,二级旋流器也采用了反旋向组合,而第三级旋流器则采用了逆时针和顺时针两种旋向.下文将对两种旋向旋流器的流场进行数值模拟,研究旋向对旋流器回流的影响.第四,选定各级旋流器的设计参数.旋流器第4期吴振宇等:三级旋流器的设计及其流场模拟39 的几何参数主要包括内半径r,外半径R,叶片数n和叶片角等,它们共同决定了旋流器的主要气动性能如流量,旋转气流环量,出口总压及速度等.三级旋流器各个参数的选取要点如下:(1)各级旋流器内外半径r,R的选取.r小,R大则旋流器入口面积大,因而旋流器流量大,头部余气系数大,有利于加速燃烧反应,但是回流区直径会缩短,火焰稳定范围将减小.对于三级旋流器,各级旋流器的内外径要按其流量比来选定,同时要注意各级旋流器间的尺寸匹配问题. (2)角的选择.卢角大,则射流切向速度大,有利于增强回流强度,改善火焰稳定性但是口角过大容易造成油滴在火焰筒壁面附近燃烧,使火焰筒壁温偏高.本文设计的三级旋流器第一, 二级叶片角分别为42.和48.,第三级的叶片角分别选取了52.和56.两种角度.(3)叶片数的确定.旋流器的叶片应具有适当的安装重叠度,如果叶片数过少,将发生气流的直通现象,气流旋转强度被削弱,不利于燃烧过程的组织【9J.另外,适当稠度的叶片有助于旋流器性能的改善,但是气流的摩擦损失也会随着叶片数的增加而增大.本文设计的三级旋流器第一, 二级叶片数均为12片,第三级旋流器叶片数则有12片和15片两种,以便进行对比研究.参照单级旋流器的设计方法j,考虑到上述各点,将设计的三级旋流器与文氏管,套筒组合可得下图所示结构,下文中将以该结构为几何模型,对其流场进行数值研究.图1某三级旋流器结构图2三级旋流器冷态流场的数值模拟2.1创建几何模型研究对象为带有三级旋流器的模型燃烧室,利用UG软件建立多个三级旋流器的几何模型. 各个模型的区别在于其空气流量分配,旋向,叶片数,叶片角中的某一个参数与其他模型的相应参数不同.上文图1即为其中的一种三级旋流器结构图,其余各旋流器的结构与其类似.2.2网格划分利用Gambit软件对所建立的模型燃烧室的几何模型进行网格划分.采用区域法和四面体非结构化网格,将整个燃烧室分成两部分,对三级旋流器进行适当的网格加密,而燃烧室的其他区域则采用较粗的网格.经过上述处理,网格模型的网格总数在70万到75万之间.其中,三级旋流器的网格划分如图2所示.图2三级旋流器网格图2.3计算模型计算过程中应用CFD软件Fluent求解质量守恒方程与动量守恒方程,文中涉及到的计算模型为湍流模型.目前湍流模型中应用最为广泛的是k一8两方程模型,其中Realizablek—s模型为标准模k一￡型的改进方案.该模型在计算湍流粘度时引入了与旋转和曲率有关的内容,可以有效地模拟包含射流和混合流的自由流动以及有旋的均匀剪切流等流动.考虑到航空发动机燃烧室内的流动包括了射流和混合,流场中包含很多回流区,并且回流区的大小差别也很大,本文选用了Realizablek一￡双方程湍流模型.该模型的数学表达式如下:去(+毒(pku~)毒+~,/akl崛杀(Ps)+(p6).丝-l1axi1J+pCpc2忐其中,c一ax0.43,J'叼=(2s,S:1[au~+警)根据文献给出的经验值¨,上述方程中各常数项的取值分别为C=1.9,=1.0,=1.2.2.4边界条件及收敛标准的设置以某型航空发动机燃烧室的参数为参考,采沈阳航空工业学院第26卷用质量进口,压力出口边界条件,入口空气质量流量为0.08kg/s,出El静压为一个大气压;其余面均设为壁面.根据FLUENT软件里关于判断收敛的说明,本文把进出口流量相对误差小于5% 和全部残差小于1.0×10时的迭代结果作为数值模拟的收敛结果.3计算结果及分析3.1旋流器流量比例对流场和速度分布的影响选取三种空气比例进行研究,流经一,二,三级旋流器的空气量比值分别为q=0.16:0.36:0. 48;q,:0.23:0.33:0.44;q=0.28:0.32:0.40.三种空气比例对应的流场图和速度分布图如图3 一图6所示.图3旋流器各级流量比空气流量分配比为0.16:0.36:0.48时的流场图图4旋流器各级流量比空气流量分配比为为0.23:0.33:0.44时的流场图流器回流特性有较大的影响.具体来看,流经二,三级旋流器的空气越多,旋流器下游中心回流区的尺寸和直径就越大,而套筒下游流场中的两个角涡也越小.另一方面,在旋流器下游流场,燃烧室头部回流区中轴线附近的回流速度较低.3.2旋流器的旋向及叶片数,叶片角度对流场和速度分布的影晌.以第三级旋流器与第二级旋流器旋向相反,第三级旋流器叶片数/7,=12,叶片角度,=52.的三级旋流器为基准模型,取其流场为基准流场(图7).藿一图7基准旋流器流场图图8第二,三级旋流器同旋向流场图图9第三级旋流器叶片数n,=15流场图.,,..竺流器Nil:匕..,图10第三级旋流器叶片角岛:56.流场图空气流量分配比为为0. 28:O.32:O.40时的流场图一～一…～.一～…～…….E'-10lH.20图6回流区中心线(,0,0)速度分布图I可以发现,流经各级旋流器的空气份额对旋图11回流区中心线(,0.0)速度分布图Ⅱ由图7一图11可见,各种结构因素都会对旋一s『E～|f冀lI譬.H第4期吴振宇等:三级旋流器的设计及其流场模拟41流器下游的流场造成一定影响.模拟结果表明:第二,三级旋流器旋向相同时,回流区的直径较大,回流区的形状较为规则;不改变旋流器的内外径,增加第三级旋流器的叶片数目时,回流区尺寸减小,其形状趋向细长;将第三级旋流器叶片角度由52.增加到56.时,回流区在尺寸增大的同时长度变短.由图11可见,二,三级旋流器采用相同旋向时,回流区中轴线附近的速度较小,而叶片数和叶片角度对回流区的速度分布影响很小.4结论本文分析了三级旋流器设计工作中应注意的几个重要问题,包括旋流器形式与旋向的选择,叶片数与叶片角的确定等.通过对不同设计参数的旋流器进行对比数值研究发现各个设计参数对旋流器的流场及速度分布有不同程度的影响.其中,各级旋流器之间的空气流量比例对旋流器性能的影响最为明显,旋向组合的影响要小一些,而旋流器的叶片数和叶片角主要是影响燃烧室头部回流区的范围,对回流中心的速度分布影响不大.由于旋流器在燃油雾化破碎的过程中亦发挥着重要作用,下一步的工作中拟对旋流器出口的喷雾场进行研究,从而可以更为全面地评价三级旋流器的工作性能.参考文献:[1]LiG,bustioncharacteristicsofamultiplespray swidcombustor[R].AIAA2003—0489.[2]LiG,AngierS,LambolezO,eta1.Experimentalstudyofvelocity flowfieldforamuhipleswirlspraycombustor[R].AIAA2002一O6l8.[3]LiG,GutmarkEJ.Flowfieldmeasurementsoftripleswirlerspraycombustor[R].AIAA2002—4010.[4]丁永顺,丁洋,王成军.双级旋流器燃烧室的数值模[J].沈阳航空工业学院,2008,25(5):l6—19.[5]蒲宁,徐让书,吴超,等.航空发动机燃烧室流动数值计算中湍流模型的比较[J].沈阳航空工业学院,2008,25(5):24—27.[6]彭云晖,林宇震,许全宏,等.双旋流空气雾化喷嘴喷雾,流动和燃烧性能[J].航空,2008,29(1):1—14.[7]航空发动机设计手册总编委会编.航空发动机设计手册第9册[M].北京:航空工业出版社,2000:223—229.[8]李长林.航空发动机主燃烧室设计[M].西安:西北工业大学印刷厂,1984.[9]焦树建.径向旋流器的设计方法及其燃烧特性[J].燃气轮机技术,1994,7(4):33—42.[1O]ANSYS.Inc.FLUENT6.3User'sGuide[s].USA:ANSYS.Inc,2006.TripleswirlerdesignandfluidnumericalsimulationWUZhen—yuW ANGCheng—janWANGDan—dan (SchoolofAeroDynamicsandEnergyEngineering,ShenyangAerospaceUniversity,Liaon ingShenyang110136)Abstract:UGsoftwareisusedtoestablishthegeometrymodelofthetripleswirlercombustor,t hedcalcula—tionmodelwasgeneratedusingtetrahedralunstructuregdmeshingmethod.ThroughRealiza blek一￡turbu-lentmodel,coldflowfieldofthismodelcombustorissimulated.Thesimulationresultsindicatethatair—flow ratioofthetripleswirlerhasagreateffectontheflowfieldcharactersuchastherangeofrecircul ationzoneandcenter—paredtootherkeyparameters.Theresearchworkishelpfulfora bet—terunderstandingoftripleswirlerparametersandisbenefitfortripleswirleroptimizationdesi gn.Keywords:aircraftengine;combustor;numericalsimulation;tripleswirler(责任编辑:吴萍)。
二流T型23t中间包控流装置的数值模拟和结构优化
Ｎｕ ｍｅ ｒ ｉ ｃ ａ ｌ Ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ Ｃｏ ｎ ｔ ｒ ｏ ｌ Ｄｅ ｖ ｉ ｃ ｅ ｓ ｏ ｆ Ｆ ｌ ｏ ｗ ｉ ｎ ａ Ｔｗｏ． Ｓ ｔ ｒ ａ ｎ ｄ
Ｔ－ Ｓ ｈ ａ ｐｅ ２ ３ ｔ Ｔｕｎ ｄ ｉ ｓ ｈ ａ ｎ ｄ Ｓｔ ｒ ｕ ｃ ｔ ｕｒ ｅ Ｏｐ ｔ ｉ ｍｉ ｚ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ
Ｌ ｉ ｕ Ｙａ ｎ ｈ ｅ 。Ｈｅ Ｚ ｈ ｕ，Ｌ ｉ ｕ Ｓ ｈ ｕ ａ ｎ ｇ ａ ｎ ｄ Ｌ ｉ Ｌ ｉ （ Ｋｅ ｙ Ｌ ａ ｂ ｏ ｒ ａ ｔ ｏ ｒ ｙ ｆ ｏ ｒ Ｆ ｅ ｒ ｒ ｏ ｕ ｓ Ｍｅ ｔ ａ ｌ ｌ ｕ ｒ ｇ ｙ ａ ｎ ｄ Ｒｅ ｓ ｏ ｕ ｒ ｃ ｅ ｓ Ｕｔ ｉ ｌ ｉ ｚ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ Ｍｉ ｎ ｉ ｓ ｔ ｒ ｙ ｏ ｆ Ｅ ｄ ｕ ｃ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ。 Ｗｕ ｈ ａ ｎ Ｕｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ ｏ ｆ Ｓ ｃ ｉ ｅ ｎ ｃ ｅ ｎｄ ａ Ｔ ｅ ｃ ｈ ｎ ｏ ｌ ｏ ｇ ｙ ．Ｗｕ ｈ ａ ｎ ４ ３ ０ ０ ８ １ ）
（ 武汉科技 大学钢铁冶金及资源利用 省部 共建教育部重点实验室 ， 武汉 ４ ３ ０ ０ ８ １ ） 摘 要 通过计算流体力学软件 Ｆ Ｌ Ｕ Ｅ Ｎ Ｔ建立的数学模型对钢厂 ２ ０ ０ ｍ ｍ×１ ６ Ｏ Ｏ ｍｍ铸坯二 流 Ｔ型 ２ ３ ｔ 中间
包现挡墙 和坝 、 湍流控制器 和坝 、 湍流控制器 和现挡墙 以及 新挡墙 ４种结构方案进 行三维数 值模拟 ， 研究原 中间包 及安装不 同控 流装置后的钢水流动特性 。结果表 明 ， 在所有 的设计方案 中安 装有湍流控制 器和坝 的中间包 能够达 到最佳优化效 果 ； 中间包 的死 区体 积分 率 由３ ０ ． １ ８ ％降 到 ｌ ６ ． ５ １ ％， 活塞流区与死 区的体 积分率 比 增大 到 １ ２ ９ ． ４ ４ ％； 中间包内流动稳定 ， 有利于夹杂物 的上浮 。 关键 词 Ｔ型 中间包 控流装置 挡墙 湍流控制器 坝 数值模拟 结 构优 化 由５ ５ ． ８ ０ ％
GFRP风机叶片结构设计的二级优化方法
基 金 项 目 ： 家 重 点 基 础 研 究 发 展 计 划 （九 七 三 ” 划 ） ２ ０Ｃ ７ ４ ０ ） 助 项 目； 苏 高 校 优 势 学 科 建 设 工 程 资 助 国 “ 计 （ ０７ Ｂ １６ ０ 资 江
项 目。 收稿 日期 ：０ １０ — ７ 修 订 日期 ：０ １０ — ３ ２ １－ ４２ ； ２ １ － ７ １
面结 构形 式 ， 出 了二 级 优化 方法 ， 计 叶 片腹 板 提 设
位 置 和铺 层 厚 度 。
方 成正 比［ 。 １ 因此 ， 片的优化 设计 是极 为重要 的 。 ］ 叶 为达到 最佳气 动 性能 ， 叶片设计 优 先考 虑气 动 外形， 近年来 国内外在 兆瓦级 大 型风机 上都研 发 有 翼型设计分析程序 ， 以气动性 能最佳为 目标 ， 综合 运 用 传统 的数 学优化 方法 和现代 优化 方法 ， 优化 叶片 各 翼 型参数 ， 并不 断通 过风洞 试验 验证 提高设 计 程
Ｎａ ｊｎ ｉｅ ｓｔ ｆＡｅｏ ａ ｔｃ ｎｉｇ Ｕｎｖ ｒ ｉ ｏ ｒ ｎ ｕ ｉｓ＆ Ａｓｒ ｎ ｕ ｉｓ １ ，Ｃｈｎ ） ｉａ
Ａｂｓｒ ｃ ： ｓ ｄ ｏ ｈ ｏ ｏｌ ｇ ｎ ｕ ｂ ｎ ａ ｅ ｓ ｒ ｃ ｕ ｅ ｔ ａ ｔ Ｂａ ｅ ｎ ｔ ｅ ｔ ｐ ｏ ｙ ｏｆｗｉ ｄ ｔ ｒ ｉ ｅ ｂｌ ｄ ｔ ｕ ｔ ｒ ｓ，ｔ ｂ ｐ ｉｉ ｆｔ ｅ ｂ ａ ｓｃ ｓ ｎ ｈｅ ｗｅ ｏｓｔｏｎ ｏ ｈ ｌ ｄｅｉ ｈｏ ｅ
三偏心蝶阀的结构优化及流场分析
Vol. 45 No. 12Dec. 2021第45卷第12期2021年12月液压与毛动Chinese Hydraulics & Pneumaticsdoi : 10.11832/j. issn. 1000-4858.2021.12.022三偏心蝶阀的结构优化及流场分析韦彦强，何世权(南京工业大学机械与动力工程学院，江苏南京211816)摘 要：针对传统三偏心蝶阀的缺点，提出一种桁架过流式三偏心蝶阀结构，利用SolidWorks 建立其三维模型并抽取不同开度下的流体域模型，然后根据设定的工况条件在Fluent 中进行流场模拟计算。
结果表 明：优化后的阀板在不同开度下，过流面处承受的压力变小，承压面所能承受的压力变大；同等开度下，优化 后的阀板表面的速度降低，阀板表面所受冲刷程度减轻;大开度下，优化后的阀板周围流动稳定性更好，改进后蝶阀的流量系数变大，流通能力变强。
对改进前后的蝶阀结构进行阻力特性试验，对比分析得出：大开度下流阻系数明显减小，且改进后结构的流阻系数在同等开度下都有所减小,再次证明改进后结构的性能优势。
关键词：三偏心蝶阀；Fluenl ;结构优化；流场模拟；流量系数；阻力特性试验中图分类号:TH137 文献标志码:B 文章编号：10004858 (2021 )12-0162-06Structural Optimization and Flow Field Analysis of Triple-eccentricButterfly ValveWEI Yan-qiang, HE Shi-quan(School of Mechanical and Power Engineering , Nanjing Tech University , Nanjing , Jiangsu 211816)Abstract : Aiming at the traditional triple-eccentric butterfly valve 5s shortcomings , proposes a truss overflow typetriple-eccentric butterfly valve structure. Use SolidWorks to establish its three-dimensional model and extract thefluid domain model under different opening degrees , and then perform the flow field simulation calculation in Fluent according to the set working conditions. The result shows : With the optimized valve plate at different openingdegrees , the pressure on the flow surface becomes smaller , and the pressure on the pressure surface becomeslarger. When flowing through valve plate^urface under the same opening degree , optimized valve plate surface 5 flow speed and erosion become smaller. With a large opening , fluidity around optimized valve plate is more stable. Afterthe improvement , the flow coefficient of the butterfly valve becomes larger and the flow capacity becomes stronger.Finally , a comparativeanalysis of the resistance characteristics of the butterfly valve structure before and after the improvement is carried out. From the test results , the flow resistance coefficient is significantly reduced at a largeopening , and the flow resistance coefficient of the improved structure is reduced at different openings. Once againprove the performance advantage of the improved structure.Key words : triple-eccentric butterfly valve, Fluent , structure optimization , flow field simulation , flow coefficient ,resistance characteristic test引言三偏心蝶阀结构的出现，解决了中线蝶阀只能在低温低压工况下使用的问题，将双偏心蝶阀中的挤压变形密封转化成扭力密封，成功解决了金属密封面无 法实现零泄漏的问题，即使在高温高压等极端工况下，三偏心蝶阀仍能表现优良，因此被广泛地应用于各行各业［"。
基于CFD-DPM的旋风分离器结构设计优化
中国粉体技术CHINA POWDER SCIENCE AND TECHNOLOGY第27卷第2期2021年3月Vol. 27 No. 2Mar. 2021文章编号：1008-5548 (2021 )02-0063-11 doi ：10.13732/j.issn.l008-5548.2021.02.009基于CFD-DPM 的旋风分离器结构设计优化彭丽，柳冠青，董方，石战胜(华电电力科学研究院有限公司多相流分离技术研究及应用中心，浙江杭州310030)摘要：采用计算流体力学离散颗粒模型(CFD-DPM),结合响应曲面法，通过系列正交实验，对旋风分离器结构进 行优化设计；考察旋风分离器的7个结构参数以及参数间的交互作用对其性能的影响。
结果表明：对压降和分离效率影响最显著的结构参数为排气管直径，然后分别是入口高度、入口宽度、旋风分离器长度、排气管插入深度；入口尺寸与排气管直径对压降的影响存在很强的交互作用；旋风分离器长度与排气管插入深度、入口宽度与排气管直 径、入口宽度与旋风分离器长度及排气管直径与旋风分离器长度对分离效率的影响存在较强的交互作用，其余因素影响不显著；通过对各结构参数的响应面进行优化，获得该旋风分离器在最小压降和最大分离效率时对应的几何结构 参数。
关键词：旋风分离器；响应曲面法；计算流体力学；两相流；模型优化中图分类号:TH31 文献标志码:AStructure optimization and design of cyclone separatorbased on CFD-DPMPENG Li , LIU Guanqing , DONG Fang , SHI Zhansheng(Research and Application Center of Multiphase Flow Separation Technology , Huadian Electric Power Research Institute Co., Ltd., Hangzhou 310030, China)Abstract : A series of orthographic experiments were designed to optimize and design the cyclone separator geometry by adoptingthe CFD-DPM (computational fluid dynamics-discrete particle model ) and the response surface method. The effect of sevencyclone geometrical parameters and their interactions on the performance were investigated. The results show that the most signifi cant geometrical parameter is the vortex finder diameter. Other factors of the inlet width , inlet height , total cyclone height , and vortex finder length have significant effects on the cyclone performance. In addition , there are strong interactions between theeffect of the inlet dimensions and the vortex finder diameter on the pressure drop. There are strong interactions between the effectof the vortex finder length and total cyclone height , inlet width and vortex finder diameter , inlet width and total cyclone height ,vortex finder diameter and total cyclone height on the separation efficiency. Finally, a new set of geometrical ratios are obtained toachieve minimum pressure drop maximum separation efficiency by optimization of the response surface of each index.Keywords : cyclone separator ； response surface method ； computational fluid dynamics ； two-phase flow ； model optimization旋风分离器是一种极其重要的颗粒分离设备，在火力发电、石油、化工、水泥、钢铁、冶金等工业领域应用广泛。
传统SK_型与新型静态混合器的结构优化
第31卷㊀第3期2023年5月现代纺织技术Advanced Textile TechnologyVol.31,No.3May.2023DOI :10.19398∕j.att.202208008传统SK 型与新型静态混合器的结构优化陈西锋,陈㊀晔(南京工业大学机械与动力工程学院,南京㊀211816)㊀㊀摘㊀要:为了提高聚丙烯腈纤维的合成质量,从提高合成聚丙烯腈的三股物料混合均匀度出发,利用CFD 技术进行多相流流场的数值计算方法,探讨SK 型静态混合器的元件结构参数及元件数量对混合器管内三股物料预混均匀度的影响,并分析相应的压力降变化等㊂结果表明:当混合元件的宽度D =110mm㊁长宽比L ∕D =1㊁元件扭转角α=270ʎ时混合效率最高㊂为达到理想混合均匀度的目的,以优化后的混合元件参数为基础设计一种新型静态混合器并对其进行数值模拟,满足要求时的新型混合器的总长度约为传统SK 型静态混合器长度的1∕2㊂新型静态混合器的混合效率比传统SK 型静态混合器约提高了50%,但压力降损失也较大㊂关键词:静态混合器;聚丙烯腈纤维;混合均匀度;CFD 技术;多相流中图分类号:TH122;TQ021.1㊀㊀㊀文献标志码:A㊀㊀㊀文章编号:1009-265X(2023)03-0001-11收稿日期:20220804㊀网络出版日期:20220928基金项目:中石化安庆分公司技术开发(委托)项目(32000000-21-ZC0607-0006)作者简介:陈西锋(1995 ),男,安徽阜阳人,硕士研究生,主要从事流体仿真方面的研究㊂通信作者:陈晔,E-mail:chenye@㊀㊀随着现代有机合成工业技术的发展,中国的腈纶合成技术也在逐步提高[1]㊂聚丙烯腈纤维可以用来代替羊毛,或与羊毛混纺制成毛织物等,是重要的纺织原材料㊂其用途十分广泛,它不仅用于日常生活中也用于军事中[2-3]㊂随着人们生活水平的提高,提高聚丙烯腈的合成质量也迫在眉睫㊂目前,聚丙烯腈的合成主要在聚合釜内完成,其合成的原材料通过不同进料管输入釜内,为了提高釜内聚丙烯腈的合成质量就必须引入一个新型进料系统(一种静态混合器),使3种单体在进入聚合釜前已达到充分混合㊂目前用于液-液混合的静态混合器主要有5种[4-5],分别是SV 型㊁SX 型㊁SL 型㊁SH 型㊁SK 型㊂不同的静态混合器有着不同的特点,其中SK 型静态混合器混合效率较低于其他静态混合器,但其结构简单㊁易于制造㊁经济实用㊁便于维修㊁压力降损失较小等优点,在工业生产中被广泛使用[6]㊂目前许多学者对SK 型静态混合器进行了大量的研究,龚斌等[7]研究了混合元件长径比对混合器湍流流场的影响,研究表明长径比的减小将引起各方向流速波动加剧,流体的湍动程度增加,长径比由2降为1时湍动能幅值约增加了4倍㊂Jiang 等[8]研究了元件厚度对SK 型静态混合器压降的影响,通过在牛顿流体及管内流动状态为湍流的条件下得到了摩擦系数与雷诺数㊁元件长宽比㊁自由截面积比的关系式,而自由截面积比与元件厚度有关,根据表达式从而得到元件厚度对静态混合器压降有较大的影响㊂Nyande 等[9]对层流条件下低压降SK 型静态混合器进行CFD 分析,研究结果表明当SK 型静态混合器的相邻混合元件的旋向不同且无间隙时,达到混合均匀度时的管道长度最短,然而当混合元件有间隙时其压力降大大减小,但管道长度也相应地增加㊂Towoju 等[10]用开槽的混合元件对不同流体进行混合,研究结果表明当槽宽为0.2mm 且个数为2时混合效果达到最佳㊂Obed 等[11]对SK 型静态混合器管道内湍流强化传热进行研究,研究表明SK 型静态混合器显著提高了管内的传热速率,摩擦系数也相应增加㊂龚斌等[12]对混合元件个数对SK 型静态混合器流场特性的影响进行了研究,结果表明在前3个混合元件中湍动强化呈递减趋势,即湍动逐渐增加,但增加速度逐渐减弱㊂考虑到SK 型结构简单及压力降损失小等特点,本文将在SK 型静态混合器的基础上研究出一种新型的静态混合器,并确定其相关的参数,以提高三股物料的预混效率㊂SK 型静态混合器是由一个管道及若干混合元件组合而成,其中混合元件有一定的扭转角,相邻元件间的偏转角为90ʎ[13],其混合原理是流体经过混合器时被内部混合单元不断切割,又由于混合元件具有一定的扭转角度迫使流体方向不断进行改变,产生对流和涡旋的运动,被分割的流体又会在两个单元间相交汇,如此重复运动使得流体混合均匀,这就是SK 型静态混合器的工作原理㊂如图1为SK 型静态混合器模型图㊂图1㊀SK 型静态混合器模型Fig.1㊀The model diagram of the SK type static mixer物料的运输是在室温下(18ħ)进行的,由于室温的温度较低并且与各相流体的温度相差不大,因此室温对各相流体的温度影响较小,通常可以忽略,又由于各相物料温度在30ħ以下时发生聚合反应较少,综合以上可以忽略室温对物料本身温度㊁密度及黏度的影响,因此可以把各相流体看成各不相同的均质流体,为其流场数值模拟提供了可行性㊂随着计算流体力学技术(CFD)不断成熟,为新型静态混合器的结构优化提供了技术基础[14-15]㊂1㊀SK 型静态混合器相关结构参数优化1.1㊀三股物料的组成及其相关性质表1为各相物料的组成及其相关性质㊂第一相流体为丙烯腈单体,第二相流体较为特殊,它是由丙烯腈单体㊁醋酸乙烯酯单体及水组合而成的,第三相流体为醋酸乙烯酯单体㊂由于各相流体的温度较为特殊,所以不同流体对应的黏度及密度数值无法直接获取,而是通过密度计及流变仪进行现场实验而获得的㊂1.2㊀混合器管径的确定及进料管的相关尺寸和位置㊀㊀通过三根进料管分别输送三相流体至静态混合器,由于进料流量不大,相应地第一㊁二㊁三相流体的进料管直径d 1㊁d 2㊁d 3的值也不大,其值可以合理地确定,各进料管圆心到静态混合器的圆心距离分别为l 1㊁l 2㊁l 3,进料管长度为l 0,各进料管圆心与混合器圆心间的夹角为120ʎ,其相关的数据如表2所示㊂表1㊀各相物料的组成及相关性质Tab.1㊀Composition and related properties of each phase material相位组成温度∕ħ流量∕(kg ㊃h -1)黏度∕(mPa ㊃s)密度∕(kg ㊃m -3)第一相丙烯腈生料7.22105 1.180806第二相78%丙烯腈单体㊁18%醋酸乙烯酯㊁4%水12.84950.686835第三相醋酸乙烯酯7.22151.200924表2㊀进料管的相关尺寸及位置Tab.2㊀Relevant dimensions and positions of feed tubes相位进料管直径∕mm圆心距离∕mm长度∕mm第一相562050第二相323550第三相2030501.3㊀计算域构建及网格划分由于该计算模型较为简单,所以流体域可以直接在Design Modeler 模块上建立,先建立总的圆柱体流体域,然后通过Sweep 操作建立混合元件,利用Boolen 功能将圆柱体流体域作为目标体而混合元件作为刀具进行布尔操作,最终得到流体域,此流体域不需要简化因此更能反应真实性,考虑到流体域的不规性,不能用六面体网格对流体域进行划分,于是选用四面体网格㊂网格划分完成需要检查网格质量,主要包括网格质量㊁歪斜率㊁正交质量[16],其中网格质量和正交质量均要大于0.95而歪斜率则要小于0.25,避免因网格质量问题而造成的模拟误差㊂㊃2㊃现代纺织技术第31卷以下是对单混合元件静态混合器进行网格无关性验证,如图2所示㊂从图2中可以看出,当计算区域的网格总数N 由74842增大到134213时,进料管1的入口压力基本保持不变,这说明当网格数为74842时,网格精度已经达到了计算所需要的要求㊂因此,将具有74842个网格数的模型用于单单元静态混合器的数值模拟㊂由于本文所研究的模型较多,后续不同模型的网格数均由此方法确定㊂图2㊀网格无关性检验Fig.2㊀Grid independent checking1.4㊀多相流模型的选取及边界条件的设置当前研究多相流的方法有欧拉-拉格朗日方法和欧拉-欧拉方法[17],在Fluent 中一共有以下3个欧拉-欧拉多相流模型,他们是VOF 模型,混合模型,欧拉模型;其中VOF 模型可以得到一种或多种互不相融流体间的交界面,而Mixture 模型则是相对简化了的模型,相较于其他模型具有计算量较小的特点,欧拉模型是流体中最复杂的多相流模型,其计算结果较为准确,但其计算的稳定性较差㊂本文则选取Mixture 模型进行数值模拟计算㊂边界条件选择速度入口,根据1.1中各进料管的大小及各相流体的流量,通过计算可得第一㊁二㊁三相流体的进料流速v 1㊁v 2㊁v 3分别为0.3㊁0.2㊁0.2m∕s,出口边界条件设置成压力出口,壁面定义为固定壁面,且满足无滑移的条件㊂1.5㊀SK 型静态混合器单单元结构相关参数对混合均匀度的影响1.5.1㊀静态混合器管径大小对物料混合均匀度的影响㊀㊀SK 型静态混合器混合单元的主要结构参数有3种,即元件的宽度(混合元件的宽度与混合器内径相等)㊁元件的长宽比及元件的扭转角,本文所采用混合元件的厚度均为2mm㊂由于各相流体的黏度都较低,为了能获得较高的混合效率所以本文选择流体流动状态为湍流,而管内流体流动状态是否为湍流则取决于管径大小d 及混合器管入口表观流速v 所决定的,湍流的判别方法用雷诺数Re 判断,当Re >4000时为湍流状态,其表达式如式(1)[18]:Re =ρdv η(1)式中:ρ代表流体的密度;d 代表混合器圆管的直径;v 代表流体的表观流速;η则代表流体的黏度㊂根据式(1),在满足混合器内混合状态为湍流的条件下,分别选取4种不同的混合器管内径D 1=110mm,D 2=126mm,D 3=142mm,D 4=150mm,采用控制变量的方法,控制混合器长径比L ∕D =1,混合元件单元扭转角度α=180ʎ,分别建立对应的流体域后进行数值模拟计算㊂由于是对单单元静态混合器进行数值模拟,其混合均匀度较差,很难用一种评价指标来判断混合效率,所以本文将会从多个方面综合评价其混合均匀度㊂第一种评价指标为出口截面处各相体积分数数值与理论混合均匀度的各相体积分数数值之间的偏差,第二种评价指标为出口处截面平均密度值的变化,第三种评价指标为观察静态混合器出口截面处各相体积分数分布云图㊂如不能通过其中一种指标判断,则需要通过多种指标综合比较,可以更为准确地判断流体的混合效率㊂如图3为不同管径下的SK 型静态混合器出口截面处各相体积分数平均值及各相混合均匀时的理论值线图,图4为不同管径下的SK 型静态混合器出口截面处第一相体积分数分布云图㊂从图3可以明显地看出当管径大小为150mm 时,其各相体积分数平均值与其理论值偏差最大,表明了其混合效率最差,而其他3个不同管径大小对混合效率的影响从图3很难判断㊂结合图4比较第一相流体体积分数大于0.9的面积大小,其面积越大表明混合效率越差,从图4中可以明显地观察到第一相流体体积分数大于0.9的面积随着管径的增大而增大,表明其混合效率逐渐变差,又由于第一相流体的密度明显低于其他两相,则混合器出口横截面平均流体密度将逐渐减小,这也符合图5中混合器出口截面平均密度随着混合器管径的增加而逐渐减小的规律㊂综合比较两图可得到当混合器的管径增大时,对应的混合效率下降㊂㊃3㊃第3期陈西锋等:传统SK 型与新型静态混合器的结构优化图3㊀静态混合器出口截面处各相体积分数平均值及各相混合均匀时的理论平均值线Fig.3㊀The average value of the volume fraction of each phase at the outlet section of the static mixerand the theoretical mean line plot when thephases are mixedevenly图4㊀不同管径下的SK 型静态混合器出口截面处第一相体积分数分布云Fig.4㊀Cloud of first phase volume fraction distributionat the outlet section of SK static mixer withdifferent pipediameters图5㊀出口处的平均密度值与理论密度值的点线Fig.5㊀Dotted line plot of the average density valueat the outlet and the theoretical density value1.5.2㊀静态混合器元件长宽比对物料混合均匀度的影响㊀㊀分别选取常用的SK 型静态混合器混合元件长宽比L ∕D (即混合单元元件的长度与其宽度之比)为1.0㊁1.3㊁1.5㊂其中混合器的内径d 选取110mm,单元扭转角度α取180ʎ,建立相对应的流体域后分别进行数值模拟计算㊂同理从图6中明显看出各相体积分数平均值与理论平均值偏差最大,表明当L ∕D =1.5时其混合效率最差,从图7中也只能明显地判断出当L ∕D =1.5时其混合效率最差且不能判断出其他两个长宽比对混合效率的影响,因此需要增加元件的数量,当元件的数量为3个时,比较出口处第一相体积分数分布云图,由图8可以明显地看图6㊀静态混合器出口截面处各相体积分数平均值及理论平均值线Fig.6㊀Average value of the volume fraction of eachphase and line plot of theoretical mean at theoutlet section of the staticmixer图7㊀不同长宽比下的SK 型静态混合器出口截面处第一相体积分数分布云Fig.7㊀Cloud diagram of the first phase volume fractiondistribution at the outlet section of the SK staticmixer with different aspect ratios㊃4㊃现代纺织技术第31卷出当混合元件长宽比为1时要大于长宽比为1.3时的混合效率㊂由于元件长宽比的减小将引起各方向流速波动加剧,当流体的湍动程度增加[8],有利于流体的混合㊂所以混合器元件长宽比的减小将提高流体的混合效率㊂综合以上,当混合元件长宽比增加时,其混合效率随之降低㊂图8㊀静态混合器出口截面处第一相体积分数分布云(长宽比分别为1.0㊁1.3且混合元件个数为3)Fig.8㊀Cloud map of the first phase volume fraction distribution at the outlet section of the static mixer (aspect ratios of 1.0and 1.3,respectively,and thenumber of mixed elements is 3)1.5.3㊀静态混合器元件扭转角α对物料混合均匀度的影响㊀㊀元件的扭转角即为一平板件的底边相对于顶边所扭转过的角度,根据旋向的不同可以分为左旋和右旋,如图9所示为不同扭转角的混合元件㊂为了探究混合元件扭转角α对混合效率的影响,分别选取常用的扭转角α=90ʎ㊁α=180ʎ㊁α=270ʎ,通过分别进行数值模拟试验,探讨不同单元扭转角度对混合器的混合效率的影响㊂根据图10可以看出当扭转角增大时,第一相体积分数值大于0.9的面积逐渐减少,表明混合效率逐渐提高㊂综合以上,当混合元件扭转角α增大时,其混合效率也在变大㊂图9㊀不同扭转角度的混合元件示意Fig.9㊀Schematic diagram of a hybrid elementwith different torsionalangles图10㊀不同混合单元扭转角下的SK 型静态混合器出口截面处第一相体积分数分布云Fig.10㊀Cloud diagram of the first phase volume fraction distribution at the outlet section of the SK type static mixer under the torsional angleof different mixing elements1.6㊀混合元件相关参数的优化根据上述的单因素试验的研究及结论,采用正交实验的方法对混合元件相关尺寸进行优化,正交试验探讨的影响因素为混合器管径㊁混合元件长宽比㊁混合元件扭转角㊂因素水平编码如表3所示㊂表3㊀仿真试验因素与水平Tab.3㊀Simulation test factors and levels水平混合器管径D ∕mm 混合元件长宽比L ∕D 元件扭转角α∕(ʎ)-1110 1.00900126 1.2518011421.50270利用Design-Expert 软件设计正交试验表并进行仿真模拟试验,以各影响因素取值为自变量,以混合器出口处截面各相体积分数平均值为评价指标㊂正交试验结果如表4所示,以单单元静态混合器出口截面处第一相平均体积分数值0.76760000㊁第二相平均体积分数值0.16710000㊁第三相平均体积分数值0.06527000为目标(数值分别为第一㊁二㊁三相体积分数理论值)利用软件Design-Expert 中Optimization-Numerical-Solutions 得到相对应的最佳单元尺寸,其中混合器直径为110mm,混合元件长宽比为1,元件扭转角为270ʎ㊂与单因素试验中得到的最优尺寸值一致㊂㊃5㊃第3期陈西锋等:传统SK 型与新型静态混合器的结构优化表4㊀正交试验结果Tab.4㊀Orthogonal test results试验组D∕mm L∕Dα∕(ʎ)第一相体积分数平均值第二相体积分数平均值第三相体积分数平均值1110 1.001800.801449060.137968340.06058260 2142 1.001800.798855550.167642660.03350179 3110 1.501800.839560240.103504100.05693566 4142 1.501800.880696210.084745330.03456206 5110 1.25900.874982550.077675810.04734164 6142 1.25900.920431320.058990570.02057811 7110 1.252700.797128970.145045130.05782590 8142 1.252700.821732050.145066220.03320173 9126 1.00900.911682820.059999660.02831752 10126 1.50900.884773040.070073280.04515369 11126 1.002700.819933090.140517260.03954965 12126 1.502700.820124500.142107020.03776848 13126 1.251800.846323690.125706150.02797016 14126 1.251800.846213210.125604560.02789063 15126 1.251800.846325410.126035410.02789043 16126 1.251800.847324320.125806820.02796024 17126 1.251800.846624250.126406630.02799023目标值0.767600000.167100000.06527000优化方案11012700.782000000.167000000.065000001.7㊀混合元件个数的确定由于SK型静态混合器第一个混合元件对整个混合器的混合效率影响甚大,而第一个混合元件的相关参数已经确定,所以静态混合器的其他混合元件的参数选择与第一个混合元件的参数保持一致㊂为了提高元件的混合效率,使相邻元件的扭转角度相同但旋向不同,并且相邻元件间的偏转角为90ʎ㊂分别取混合元件个数n=4㊁5㊁6进行数值模拟,提取混合器截面出口处各相体积分数云图,如图11所示(从左至右分别为一㊁二㊁三相积分数云图)㊂从图11中可以明显地发现流体的混合均匀度随着元件个数的增加而提高,当混合元件个数为6时,流体混合已较为均匀,当n=6时,分别随机选取10个点,提取每个点的第1㊁2㊁3相体积分数,如图12为不同随机点的各相体积分数数值对应的点线图㊂从图12中可以看出不同随机点对应同一相的体积分数数值变化不大,都在理论值附近,证明混合效果较好,通过计算得到第一㊁二㊁三相体积分数值与理论值最大偏差仅为0.18%㊁1.80%㊁3.70%,最大偏差值都小于5%,表明混合均匀度已经达到期望,此时混合器的长度为660mm㊂图13为不同混合元件个数的进出口压力降线图,从图13中可以看出随着混合元件个数的增加,其进出口压力降也增大,这表明增加混合元件的个数也增加了能量的消耗㊂2㊀新型静态混合器结构参数的确定2.1㊀新型静态混合器模型简介秉承着结构简单的设计原则,新型静态混合器由SK型静态混合器改进而成的,其模型图如图14所示,其中第一部分是传统SK型静态混合器单单元结构部分,与1.6节所确定的单单元静态混合器相关尺寸一致㊂第二部分为直径为110mm高为10mm且底部设有倒直角的形体(两边的倒角距离都为10mm),这一部分主要是自由混合区域,流体在离开第一个混合元件时利用动能进行自由混合,开有倒角是为了增加横向混合动能,使得混合更加充分㊂第三部分是连接自由混合区域的混合器,根据上文可知混合器管径较小时有利于混合,所以此部分的混合元件的宽度选取为44mm,使其明显小㊃6㊃现代纺织技术第31卷图11㊀不同混合元件个数下的各相体积分数云Fig.11㊀Cloud diagram of the volume fractions of each phase under the number of different mixedelements图12㊀不同随机点的各相体积分数数值对应的点线Fig.12㊀Dotted line plot corresponding to the volume fractionvalues of each phase of different random points㊀㊀图13㊀不同混合元件个数对应的压力降线Fig.13㊀Pressure drop line diagram correspondingto the number of different mixed elements㊃7㊃第3期陈西锋等:传统SK 型与新型静态混合器的结构优化于第一个混合元件的宽度㊂为保证混合效率,长宽比和元件扭转角与上文优化结果一致,相邻元件的偏转角为90ʎ并且元件的旋向各不相同㊂图14㊀新型静态混合器模型Fig.14㊀Model diagram of a new static mixer2.2㊀数值模拟结果及分析2.2.1㊀混合元件个数的确定混合元件个数的确定方法与上文一致,分别取混合元件个数为4㊁5时,提取不同混合元件个数下的各相体积分数分布云图,如图15所示㊂从图15中可以看出当混合元件个数为5时流体已达到混合均匀,同样分别在各相体积分数云图中随机选取10个点,提取不同点对应的各相体积分数数值,通过计算后得到各相体积分数与理论体积分数的偏差均小于5%,其混合均匀度已达到要求㊂如图16为新型静态混合器的轴截面湍动能云图,从图16中可以明显地发现在混合器管径较小的那一部分其湍动能较大,流体在此部分产生强烈的混合㊂如图17为不同混合元件个数对应的进出口压力降,结果表明新型静态混合器的压力降也随着混合元件的个数增加而增大,与传统SK 型静态混合器相比其压力降较大,表明能耗损失较大,但其混合效率大大提高㊂新型静态混合器的总长度为340mm,其长度约为SK 型静态混合器的一半,大大地减少了混合器材料用量㊂无论是传统静态混合器还是新型静态混合器,伴随着混合效率提高的同时压力降的损失也在增大,但相比于其他类型的静态混合器其压力降损失是相对较小的㊂图15㊀不同混合元件个数下的各相体积分数云Fig.15㊀Cloud diagram of the volume fraction of each phase under the number of different mixed elements㊃8㊃现代纺织技术第31卷图16㊀静态混合器轴截面湍动能云Fig.16㊀Static mixer shaft cross-section turbulencekinetic energy cloud diagram2.2.2㊀具有较高混合效率的位置判断为了进一步探究流体的高混合效率主要存在于哪部分,分别在自由混区底部及第二㊁三㊁四个混合元件底部设置横截面,依次提取各横截面处的流体速度矢量图,如图18所示㊂从流形可以看出,当流体经过自由混合区时,其混合效率并不高,但当流体经过第二个混合元件之后,流体的混合效率大大提高,从图18中第2部分可以看出大量的流体速度方向趋向于垂直混合器管壁,当流体碰到管壁时,其速度方向将会改变,因而能产生更强的混合反应㊂而当流体经过第三个混合元件底部时,流体的混合效率明显地降低,从图18中可以看出虽然存在两个有利于混合的小涡流,但从整体上流体接近于做周向旋转运动,减弱了混合效果㊂同理,当流体经过第四个混合元件底部时,其混合效率更低㊂根据以上可以知道流体在经过第二㊁三个混合元件时,流体具有较高的混合效率,但此时并未达到要求的混合均匀度,要想达到混合均匀度就需要再增加混合元件来达到目的㊂图17㊀不同混合元件个数对应的压力降线Fig.17㊀Pressure drop line diagram correspondingto the number of different mixedelements图18㊀不同截面处流体速度矢量Fig.18㊀Vector diagram of fluid velocities at different sections3㊀结㊀论本文首先对SK 型静态混合器单单元结构进行优化,确定了最优单元宽度D (等于混合器管径)㊁元件长宽比L ∕D ㊁元件扭转角α,并确定了混合元件的数量,在此基础上确定了新型静态混合器的相关参数,得到的主要结论如下:a)SK 型静态混合器单单元最优尺寸中单元宽度D =110mm㊁元件长宽比L ∕D =1㊁元件扭转角α=270ʎ,随着混合元件的个数增加,其混合均匀度也在增加但压力降也在增加,流体达到理想混合均匀度时的元件个数n =6㊂b)新型静态混合器相比于传统SK 型静态混合器有较高的混合效率,达到理想混合均匀度时的混合器总长度约为SK 型静态混合器的1∕2,大大节省了材料的利用㊂新型静态混合器内管内直径较小的部分其湍动能较大,有利于流体的混合但压力降损失较大,增加了能量的消耗㊂㊃9㊃第3期陈西锋等:传统SK 型与新型静态混合器的结构优化参考文献:[1]李青山,沈新元.腈纶生产工学[M].北京:中国纺织出版社,2000.LI Qingshan,SHEN Xinyuan.Acrylic Production Enginee-ring[M].Beijing:China Textile Publishing House,2000.[2]康鲁浩,王成国,井敏,等.碳纤维用聚丙烯腈合成工艺研究进展[J].能源化工,2015,36(1):67-72. 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基于Aspen Plus的二甲苯分离塔模拟优化及应用
工作。 通 讯 联 系 人 ：李 佳 峻 ，Ｅｍａｉｌ：ｊｈ＿ｌｉｊｊｕｎ＠ｐｅｔｒｏｃｈｉｎａ．ｃｏｍ．ｃｎ。
第７期
李佳峻，等．基于 ＡｓｐｅｎＰｌｕｓ的二甲苯分离塔模拟优化及应用
９７
２ 模 型 验 证
利 用 ２０２０ 年 ６ 月 ３ 日 至 ６ 月 ９ 日 生 产 数 据 的 平均值作为生产运行的实际值对二甲苯分离塔进 行建模。虽 然 二 甲 苯 分 离 塔 分 为 两 个 塔 操 作，但 其实质为单塔拆分，与 单 塔 并 无 二 致，故 为 了 简 化 模型，使用 ＡｓｐｅｎＰｌｕｓ软件模拟时采用单塔模 型。 由于非芳烃含量较 低，具 体 组 分 未 知，且 非 芳 烃 各 组分沸点 与 塔 内 其 他 组 分 相 近，故 模 拟 过 程 中 忽 略该组分。由于模型中组分属于非极性或极性较 弱的混合物体系，是 较 理 想 的 物 系，物 性 方 法 一 般 选择 ＰｅｎｇＲｏｂ 或 ＳＲＫ。 而 ＰｅｎｇＲｏｂ 方 法 改 善 了 ＳＲＫ 方程预测 液 相 体 积 不 够 准 确 的 缺 点［５］，故 在此选择 ＰｅｎｇＲｏｂ方法 。 ［６］
连续重整装置工艺模拟与优化改造
连续重整装置工艺模拟与优化改造发表时间：2019-05-06T10:21:17.660Z 来源：《电力设备》2018年第31期作者：侯鉴桐[导读] 摘要：催化装置作为石油加工过程当中极为关键的一个装置。
（中国石油辽阳石化芳烃厂重整车间 111003）摘要：催化装置作为石油加工过程当中极为关键的一个装置。
此装置的耗能量占全厂耗能量的比重十分大，尤其是连续重整装置。
现阶段由于对连续重整装置投量的不断加大，使得重整装置在加工和耗能量方面存在了一些问题，如果使用适宜的工艺不仅可以减少成本，还能降低耗能量，因此对重整装置的工艺进行优化改造是非常重要的。
关键词：连续重整装置；工艺模拟；优化改造一、重整装置的工艺模拟（一）工艺原理初馏点为－175℃的石脑油是重整装置的关键原料，主要用于生产具有芳烃的重整生成油，其辛烷值RONC=102，芳烃为78%，是芳烃与汽油的调和物，并且还可以产出微量的氢气与液化气。
将催化剂再生主要是为了把重整当中的催化剂经过烧焦去除积炭后，再对它展开氯化和焙烧处理，来提高活性，最后把催化再生剂送到反应装置中，用来循环应用，并严格执行。
（二）工艺特点连续重整装置的工艺环节有预处理、重整反应及催化剂连续再生这三个环节。
以往所应用的传统工艺为法国的IFP第一代连续重整工艺，主要是为了生产高辛烷值汽油，该工艺的生产量为70万吨/年，催化剂再生量是292kg/h。
在2001年，因为化纤工程的出现，使工艺从汽油类转为芳烃类，生产量减少至50万吨/年。
在2004年的十月我国开始对连续重整工艺进行改造，催化剂再生环节使用的工艺是某石油化公司所研制出的LPEC连续重整成套工艺，此工艺将重整反应环节又增添了一个反应器，使生产量从50万吨/年又变为至 70吨/年、催化剂再生量从200kg/h增长到500kg/h。
从2006年到2007年，分别研制出了低碳烧焦工艺和固相脱氯技术，使再生环节运行稳定，并增强了其质量。
新型旋流分离器的数值模拟研究
为了减少网格对模拟计算结果的影响，对网格无关性 进行检验，划分了 4 种数量不同的单元网格：62 万、85 万、101 万、120 万，并对不同网格数量的初始模型进行 数值模拟，所得阻力特性曲线如图 2。
1 新型旋流分离器
1.1 结构及分离原理 新型轴向旋流分离器主要由进气管、集尘室、排
气管、中心轴、螺旋叶片（4 片）组成，具体几何结构和 固定尺寸见图 1 及表 1。其分离原理同样利用固体颗 粒物在圆管内受螺旋叶片的导向作用做离心力运动， 从而达到气固分离，但与旋风分离器不同的是洁净后 的气体与分离出来的固体颗粒物速度方向垂直，即互 不影响，极大程度上能改善旋风分离器中固体颗粒物 “二次返流”现象。且集尘室端倾斜、光滑的内壁能加 快分离后固体颗粒物的汇集。因此新型轴向旋流分离 器无论是从结构上还是分离理论上均作了创新，以期 其能达到低能耗及高分离效率要求。
湍流模型的选择参考文献 [17] 采用标准 K-着 模 型，SIMPLE 算法，结合二阶格式进行压力插值，离散 相二阶迎风格式，提高计算精度。
图 1 新型分离器结构示意图
表 1 新型分离器结构参数
结构
字母
初步设计数值
进风管直径
D
中心轴轴径
H
螺旋叶片长度
L
螺旋叶片螺距
S
集尘室倾斜高度
T
螺旋叶片厚度
δ
集尘室下端长度
（b）t、s 对欧拉数 Eu 的影响
图 3 不同因数对欧拉数 Eu 的响应曲面
表 3 响应曲面优化设计回归方程方差分析
平方和
模型 73.38
A 64.52
B
1.3
C
0.78
AB 0.42
AC 0.11
BC 0.13
风电叶片疲劳加载系统的运动分析及优化
Ｌ ｕ －ｅ ．ＷＡ ｉ —ｈ ｎ． Ｈ Ｇ Ｌ ｉ Ｅ Ｙ ｎｆｉ ＮＧ Ｌ ｎ ｃ ｕ Ｚ ＡＮ ｅ一
（ ｏｌｇ ｆ ｃ ａ ｉ ｌ ｎ ｉｅ ｒ ｇ ｏ ｇｉ ｉｅ ｓ ｙ Ｓ ａ ｇ ａ ２ １ ０ Ｃ ｉａ Ｃ ｌ ｅｏ ｈ ｎｃ ｇｎ ｅ ｉ ，Ｔ ｎ ｊ Ｕｎｖ ｒｉ ， ｈ ｎ ｈ ｉ ０ ８ ４， ｈｎ ） ｅ Ｍｅ ａＥ ｎ ｔ
第 ８卷第 ４期
２１ ０ ０年 １ ２月
中
国
工
程
机
械
学
报
Ｖｏ ． ． １ ８ Ｎｏ ４ Ｄｅ ．２０ ０ ｃ １
Ｃ ＮＥ Ｅ Ｊ ＵＲＮＡＬ Ｏ ＯＮＳ ＵＣ ＯＮ ＡＣＨＩ ＲＹ ＨＩ Ｓ Ｏ ＦＣ ＴＲ ＴＩ Ｍ ＮＥ
风 电 叶 片 疲 劳 加 载 系 统 的 运 动 分 析 及 优 化
ｒ、 １
式 中 ： 为偏 心距 ； 为 偏心 轮角 速度 ； 为偏 心 轮初 相位 ． Ｌ
铰 点 Ｎ 的位 置 方程 为
／２ Ｌｃ （１ １＋ ２ ｓ ｌ ∞ １ １ ｓ ＋ ） Ｌｃ （ 一 ２ ０ ０ ＋
Ｉ ２＝ Ｌｌｉ （ ｌ １ ｓ ｎ ｔ＋ ）＋ Ｌ２ｉ（ １ ｓｎ 叫 （ １ ｔ一 － ｔ＋ ） ０ ２
关 键 词 ： 电叶 片 ； 劳 寿 命 ； 轴 共 振 ； 化 风 疲 两 优 中图 分 类 号 ： Ｈ １３ ２＋２ Ｔ １ ． 文献标识码 ： Ａ 文章 编 号 ：１７ —５ ８ （０ ０ ０ —０ ８ ６ ２ ５ １２ １ ）４ ４０—０ ５
Ｋｉ ｍ ａ ｉ ａ ｎａｌ ｉ ｎｄ ｏ ｉ ｉ ａ ｉ ｎ ｆ ｔ ｇ ｏ ｎｅ ｔｃ ｌａ ｙｓ ｓ ａ ｐｔｍ ｚ ｔｏｎ ｏ ａ ｉ ｕｅ ｌ ａｄｉ ｎｇ
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隶。ｔｏ－大，·些硕士学位论文
芳纶脱泡器流场模拟及其双螺旋叶片结构分析与优化
专业名称：研究生姓名：垒盔导师姓名：挝
本论文获江苏省科技成果转化专项项目资助（ＢＡ２００８０７４）。㈨ｆ『ｆ『『㈣㈣ＪＪＪＪ『㈣Ｙ２０２２
Ｊ『『『『『｜Ｊ『旆飞
４７５
ＴＨＥＳＩＭＵＬＡＴＩＯＮＯＦＴＨＥＤＥＡＥＲＡＴＩＯＮ
ＳＴＩＲＲＥＲＡ＿ＮＤＴＨＥＳＴＲＵｎ爪ＡＩ，ＡＮＡＬＹＳＩＳ
ＡＮＤＯＰＴＩＭＩＺＡＴＩＯＮＯＦＴＨＥＤＯＵＢＬＥＨＥＬＩＣＡＬ．ＲＩＢＢＯＮＢＬＡＤＥＳ
ＡＤｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎＳｕｂｍｉｔｔｅｄｔｏ
ＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ
ＦｏｒｔｈｅＡｃａｄｅｍｉｃＤｅｇｒｅｅｏｆＭａｓｔｅｒｏｆＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ
ＢＹＪＩＮＸｉＩｌ
Ｓｕｐｅｒｖｉｓｅｄｂｙ
Ｐｒｏｆ．ＬＩＰｕ
ＳｏｕｔｈｅａｓｔＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ
Ｍａｒ２０１ｌ东南大学学位论文独创性声明本人声明所呈交的学位论文是我个人在导师指导下进行的研究工作及取得的研究成果．尽我所知，除了文中特别加以标注和致谢的地方外，论文中不包含其他人已经发表或撰写过的研究成果，也不包含为获得东南大学或其它教育机构的学位或证书而使用过的材料．与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确的说明并表示了谢意．
研究生签名：日期：塑！！：墨二！
东南大学学位论文使用授权声明东南大学、中国科学技术信息研究所、国家图书馆有权保留本人所送交学位论文的复印件和电子文档，可以采用影印、缩印或其他复制手段保存论文．本人电子文档的内容和纸质论文的内容相一致。除在保密期内的保密论文外，允许论文被查阅和借阅，可以公布（包括以电子信息形式刊登）论文的全部内容或中、英文摘要等部分内容．论文的公布（包括以电子信息形式刊登）授权东南大学研究生院办理．
研～名：罐导…磷眺伽ｌ『．３．ｆ争摘要捅要芳纶纤维是一种新型高科技合成纤维，广泛应用于国防军工、航空航天、机电、建筑、汽车、体育用品等各个领域。脱泡搅拌器是芳纶生产中的重要设备。搅拌器的双螺带叶片工作在高粘度胶液中，叶片与胶液相互作用，是典型的流一固耦合问题。一般情况下，叶片的流一固耦合计算是一个比较复杂的问题，但是，考虑到胶液粘度高且叶片匀速旋转，胶液基本上是层流，流一固耦合可以简化。本文在对流一固耦合基本理论以及研究流一固耦合的各种方法进行分析的基础上，利用工程软件对胶液与搅拌叶片的流一固耦合现象进行了仿真分析。其分析结果可以为双螺旋叶片结构改进、优化设计和实验研究提供理论依据。本论文主要完成了以下工作：１．深入分析了流一固耦合的基本理论以及研究流一固耦合的方法，建立了流体一弹性体结构系统流一固耦合模型。最后给出了搅拌叶片与内部流体流一固耦合关系及其耦合模型。分别单独推导了流体一弹性体结构系统中流体的基本方程，结构体的基本方程，以及耦合后的动力学方程。２．利用ＦＬＵＥＮＴ软件对搅拌器内部三维流场进行了ＣＦＤ数值计算。得到了脱泡器内部三维流场的详细情况，包括流线，速度分布，压力分布等，并对不同搅拌速度下内部流场变化作了对比，得到了压力随搅拌速度变化的关系曲线图。３．根据ＦＬＵＥＮＴ中得到的叶片固一液耦合面的流体压力数据。在ＡＮＳＹＳ中对六种不同厚度叶片的ＨＵ／强度进行仿真计算，得出叶片厚度与压力、变形的关系。使搅拌叶片在满足材料强度刚度要求的同时，又能满足耗材，加工要求。４．对搅拌叶片动力特性进行了仿真计算，得到了搅拌叶片前十阶频率及其振型。其中在胶液中进行动力特性分析时运用了附加质量法，通过表面效应单元传递了流体对叶片的反作用力。结果表明，叶片在胶液中的固有频率比空气中有所降低，并且对不同阶次频率，附加质量的影响有所不同。
关键词：双螺带叶片；ＣＦＤ数值模拟；有限元分析；流．固耦合；动力特性；模态分析；东南大学硕士学位论文ＡｂｓｔｒａｃｔＡｍｍｉｄｆｉｂｅｒｉＳａｎｅｗｈｉｇｈ－ｔｅｃｈｓｙｎｔｈｅｔｉｃ
ｆｉｂｅｒ，Ｗｈｉｃｈ
ｉｓｗｉｄｅｌｙｕｓｅｄｔｏｎａｔｉｏｎａｌｄｅｆｅｎｓｅ
ｉｎｄｕｓｌ珂，ａｖｉａｔｉｏｎ，ｍａｃｈｉｎｅｒｙａｎｄｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃ
ｐｒｏｄｕｃｔｓ，ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ，ｓｐｏｒｔｉｎｇｇｏｏｄｓ，ｅｔｃ．Ｄｅａｅｒａｔｉｏｎ
ｓｔｉｒｒｅｒｉｓｔｈｅｉｍｐｏｒｔａｎｔｅｑｕｉｐｍｅｍｉｎｔｈｅｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｅｓｏｆａｒａｍｉｄｆｉｂｅｒ．Ｔｈｅｄｏｕｂｌｅ
ｈｅｌｉｃａｌ－ｒｉｂｂｏｎｂｌａｄｅｓｏｆｔｈｅｓｔｉｒｒｅｒａｒｅｏｐｅｒａｔｅｄｉｎｈｉｇｌｌ—ｖｉｓｃｏｓｉｔｙｇｌｕｅ．ｉｔｉｓａｔｙｐｉｃａｌｏｆｔｈｅｆｌｕｉｄ－
ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｐｒｏｂｌｅｍｓ．Ｕｓｕａｌｌｙ，ｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｆｏｒｔｈｅｆｌｕｉｄ－ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｐｒｏｂｌｅｍｉｓ
ａ
ｃｏｍｐｌｅｘｐｒｏｂｌｅｍ．Ｈｏｗｅｖｅｒ，ｕｎｄｅｒｔｈｅｃｏｎｄｉｔｉｏｎｏｆｔｈｅｈｉｇｈｖｉｓｃｏｓｉｔｙ
ｏｆｔｈｅｇｌｕｅａｎｄｕｎｉｆｏｒｍ
ｒｏｔａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｂｌａｄｅｓ，ｇｌｕｅｃａｎｂｅｔｒｅａｔｅｄａｓａｌａｍｉｎａｒ
ｆｌｏｗａｎｄｔｈｅｆｌｕｉｄ－ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ
ｐｒｏｂｌｅｍｃａｎｂｅ
ｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄ．
Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，Ａｆｔｅｒｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｔｈｅｏｒｙａｎｄｓｏｌｕｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｓｏｆｔｈｅｆｌｕｉｄ—
ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ，ｔｈｅ
ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎａｌｙｓｉｓｗａｓｍａｄｅ
ｔｈｒｏｕｇｈａｖａｒｉｅｔｙ
ｏｆｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｓｏｆｔｗａｒｅ。
１１１ｅｒｅｓｕｌｔｃａｎｂｅａｐｐｌｉｅｄｆｏｒｔｈｅｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌｂａｓｅｍｅｎｔｉｎｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｉｍｐｒｏｖｅｍｅｎｔ，ｏｐｔｉｍａｌｄｅｓｉｇｎ
ａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙ．Ｍａｉｎｗｏｒｋｃａｎｂｅｃｏｎｃｌｕｄｅｄａｓｆｏｌｌｏｗｓ：
１．Ｆｌｕｉｄ—ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅＦｌｕｉｄ－ｅｌａｓｔｏｍｅｒｓｙｓｔｅｍｓｗａｓｍａｄｅｂａｓｅｄｏｎｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｔｈｅｏｒｙａｎｄｓｏｌｕｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄｓｏｆｔｈｅｆｌｕｉｄ—ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ．Ｔｈｅｎｔｈｅ
Ｆｌｕｉｄ·ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎｍｏｄｅｌｏｆｔｂｅｍｉｘｉｎｇｂｌａｄｅｓａｎｄｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｆｌｕｉｄｓｙｓｔｅｍｓｗａｓｍａｄｅ．Ａｎｄｔｈｅｂａｓｉｃｅｑｕａｔｉｏｎｓｏｆｆｌｕｉｄ，ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，ｔｈｅｄｙｎａｍｉｃｅｑｕａｔｉｏｎａｆｔｅｒｃｏｕｐｌｉｎｇ
ｗｅｒｅｄｅｒｉｖｅｄｉｎｔｈｅ
ｐａｐｅｒ．
２．ＴｈｉｓｐａｐｅｒｆｉｒｓｔｃｏｍｐｕｔｅｓｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｏｆｂｌｅｎｄｅｒｂｙｓｏｌｖｉｎｇｔｈｅＮａｖｉｅｒ－ｓｔｏｋｅｓｅｑｕａｔｉｏｎｉｎＦＬＵＥＮＴａｎｄｆｉｎｄｔｈｅＦｌｏｗｌｉｎｅｓ，ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ，ｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｆｌｏｗｉｎｔｈｅＤｅａｅｒａｔｉｏｎ．ＡｎｄｔｈｅｎｇｅｔｔｈｅＲｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｃｕｒｖｅ
ｏｆｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｔｈｅ
ｓｔｉｒｒｉｎｇｓｐｅｅｄ
ｉｎｔｈｅｄｉｆｆｅｒｅｎｔ
ａｇｉｔａｔｉｏｎｓｐｅｅｄｓ．
３．Ｆｏｒｔｈｅｓｉｘｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｈｉｃｋｎｅｓｓｅｓｏｆｂｌａｄｅｓ，ｔｈｅｐａｐｅｒｃｏｍｐｕｔｅｓｔｈｅｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔａｎｄｔｈｅｓｔｒｅｓｓｏｆｔｈｅｂｌａｄｅｓｕｎｄｅｒｔｈｅｐｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｎｔｈｅｃｏｍｍｏｎｆａｃｅｏｆｓｏｌｉｄ－ｌｉｑｕｉｄｇｅｔ
ｆｒｏｍＦＬＵＥＮＴｂｙｕｓｉｎｇＡＮＳＹＳ
ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．
４．ＴｈｅｎｔｈｅｍｏｄａｌａｎａｌｙｓｉｓｉｓｍａｄｅｂｙｕｓｉｎｇＡＮＳＹＳ．Ｆｉｎａｌｌｙ，ｗｅｇｅｔｔｈｅｆｏｒｍｅｒｔｅｎｔｈ－ｏｒｄｅｒｎａｔｕｒａｌｆｒｅｑｕｅｎｃｉｅｓａｎｄｖｉｂｒａｔｉｏｎ．Ｔｈｅａｄｄｅｄｍａｓｓｍｅｔｈｏｄｗａｓｕｓｅｄｉｎｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅ
ｄｙｎａｍｉｃｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｉｎｔｈｅｇｌｕｅａｎｄｔｈｅｆｌｕｉｄｒｅａｃｔｉｏｎｆｏｒｃｅｔｏｔｈｅｂｌａｄｅＷａｓ
ｐａｓｓｔｈｒｏｕｇｈ
ｂｙｔｈｅｓｕｒｆａｃｅｅｆｆｅｃｔｅｌｅｍｅｎｔ１１托ｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｆｚｅｑｕｅｎｃｙｉｎｔｈｅｇｌｕｅｉｓｓｍａｌｌｅｒｔｈａｎｔｈｅｏｎｅｗｉｔｈｓａｍｅｏｒｄｅｒｉｎｔｈｅａｉｒ，ｗｉｔｈｄｉｆｆｅｒｅｎｔｒｅｄｕｃｔｉｏｎｔｏｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｒｄｅｒ．
Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ＤｏｕｂｌｅＨｅｌｉｃａｌ－ＲｉｂｂｏｎＢｌｅｎｄｅｒ；ＣＦＤｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔ
ａｎａｌｙｓｉｓ；Ｆｌｕｉｄ－ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ：Ｄｙｎａｍｉｃｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ；Ｍｏｄａｌａｎａｌｙｓｉｓ；
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