Kenics型靜態混合器性能優化的數值與應用分析

權登輝 楊曉軍 劉 龍 華紹廣 汪 洋

（1.中鋼集團馬鞍山礦山研究總院股份有限公司；2.金屬礦山安全與健康國家重點實驗室；3.華唯金屬礦產資源高效循環利用國家工程研究中心有限公司）

Kenics型靜態混合器由旋流元件和管道組成，與機械混合器相比具有空間需求小、生產及安裝成本低等特點，在化工流體混合設備中廣泛使用［1～3］。 旋流元件作為Kenics型靜態混合器的核心部件，通常認為可以使混合器內部空間流場更加穩定，氣流速度壓強分布更為均勻，從而獲得更佳的混料效果。Meng H B等對不同靜態混合器軸向截面的流場分布和混合性能進行定性評估時發現，Kenics型靜態混合器在各種測試的靜態混合器中性能最佳［4］；陳翼等使用Fluent軟件對Kenics型靜態混合器內部非牛頓流體的混合流動情況進行了模擬，并對于湍流流動的機理進行了深入拓展，模擬結果均顯示當混合器元件扭轉角為180°時混合效果達到最佳狀態［5，6］；Murasiewicz H和Zakrzewska B通過使用LES（大渦模擬）方法發現6組旋流元件的靜態混合器內部湍流流場更為穩定［7］。筆者在國內外學者的研究基礎上，深入研究旋流元件結構對Kenics型靜態混合器空間流場的影響，在混合器元件扭轉角為180°的前提下，采用LES方法對不同旋流元件數量下的靜態混合器內部流場進行模擬分析，最后通過氣相無反應組分混合輸運實驗加以驗證，旨在為靜態混合器的結構改進與設備應用提供理論依據。

1 設備結構模型

采用三維建模軟件Solidworks對Kenics型靜態混合器進行結構建模（圖1）。 入口處圓心為坐標原點， 模型結構由空心管路與旋流元件組成，靜態混合器進、出口均保留長度為50mm的空間，以保證氣相組分足量進入且充分混合后進行均勻度檢測。

圖1 Kenics型靜態混合器結構模型

Kenics型靜態混合器的結構參數為：

管路直徑D 60mm

管路長度lm1 300mm

旋流元件數N 4～10個

元件長度l 200mm

元件寬度W 60mm

元件厚度δ 2mm

元件偏轉角θ 180°

為了確保幾何模型的數值解決方案彼此獨立， 針對Kenics型靜態混合器研究了不同尺寸下的網格，生成旋流元件數為6 的粗網格（765 164個單元）、中細網格（1 893 723個單元）和精細網格（2 079 655個單元）3種非結構化網格。 求解過程從粗網格開始，并隨著網格單元數的增加而逐漸細化，直至流動系數的增加對壓頭系數只有微小 影 響 時 停 止［8］。 由 圖2 可 看 出，在 流 動 系 數0.035～0.045的區間內，中細網格和精細網格之間的壓頭系數的變化很小。 因此，本次模擬選用具有1 893 723個單元的中細網格。

圖2 網格數量驗證

2 數值計算方法

LES方法可以通過一系列過濾方程求解依靠時間尺度模擬的大邊界問題，將模擬流場中出現的小尺度渦進行封閉，大尺度渦直接進行模擬［9］。LES方法可以精確求解某個尺度以上所有湍流尺度的運動，是一種近似直接模擬的方法，因而被認為是最具潛力的湍流模型，目前被應用于氣相旋流流場的預測［10］，具體控制方程表達式為：

式中 σij——分析粘性產生的應力張量；

τij——亞格子應力；

μt——亞格子渦粘系數。

雷諾數Re是用來表征流體流動狀態的無量綱數，Re在3 000～8 000區間內流體表現為湍流運動狀態，靜態混合器內流體壓力損失表現為沿程壓力損失， 摩擦因數f可由達西公式推導而來［11］，具體表達式為：

式中 g——重力加速度；

ux——管路介質徑向流速；

μ——動力粘度系數；

ΔP——管路壓強損失。

數值模擬與實驗過程中設置入口邊界條件為velocity-inlet，設置水平方向入口流速1.5m/s，模擬選用氣相介質——空氣，空氣密度1.225kg/m3，空氣動力粘度系數18.07μPa·s， 氣體水平軸向進入入口管路環形截面， 設置出口邊界條件為pressure-outlet，出口壓強設置0Pa。

靜態混合器內部空間流場分布采用相對均方根速度σ作為氣流均勻性的評價指標， 管路內部縱、 橫截面各點的氣流速度不會完全相同，筆者選用RSM標準的判定方法［12］，RSM標準對于空間流場的不均勻性靈敏度較高，均方根值越大表示不均勻性越高。 相對均方根速度σ表示各測點氣流速度與平均速度的偏離程度，σ值越大，靜態混合器管路截面的氣流分布均勻性越差， 而當σ≤0.25時，氣流均勻性較好［13，14］，σ的計算公式為：

式中 vn——監測點的流速，m/s；

v——監測點的平均速度，m/s；

n——監測面上的監測點數。

在靜態混合器入口切向中心截面設置15個測點，軸向中心與末端截面設置9個測點，具體分布位置如圖3所示， 最終經過測量提取相應節點的氣流速度。

圖3 取樣測點位置平面圖

3 模擬結果分析

3.1 旋流元件對摩擦因數的影響

Kenics型靜態混合器中的旋流元件數量與能耗呈正相關［15］，旋流元件數量太少會降低靜態混合器的性能， 因而根據實際管路選擇適當的旋流元件數量尤為重要。 圖4顯示了Re在3 000～8 000內，摩擦因數隨旋流元件數量增加的變化曲線。由圖4可知：當旋流元件數N為1～4時有較大的下降梯度，摩擦因數下降率區間為2.00%～4.00%；當N從4增至6時，曲線下降趨勢變得非常微弱，下降率僅為0.05%；當N＞6時，摩擦因數基本上沒有變化。

圖4 不同雷諾數下旋流元件數量對摩擦因數的影響

基于以上分析，旋流元件數量對靜態混合器的性能有較大的影響，在確保減少能量損失并提高靜態混合器性能的條件下，需對N為4～7時靜態混合器的內部空間流場分布進行模擬與比較。

3.2 旋流元件對空間流場分布的影響

在相同的元件結構與邊界參數下， 在x方向與y方向選取不同截面， 分別對模擬壓強和速度云圖進行對比分析，發現各個截面內部流場分布規律基本相同， 故僅選取xz中心、yz中心與末端3個截面加以說明。

不同旋流元件數量的靜態混合器在xz中心截面上壓強分布如圖5所示， 壓強分布范圍為-8～11kPa。 N=5的前4個分段中的壓強分布與N=4的壓強分布基本相同， 并且N=4末端處的壓強分布是均勻的，壓強梯度出現在N=5末端的中部區域，小區域的壓強出現負值， 這歸因于末端的回流，因此末端的湍流增強了。 類似地，靜態混合器旋流元件數N=7的前4個分段中的壓強分布基本上與N=6時的靜態混合器中的壓強分布相同，且N=6末端處的壓強分布是均勻的，而在N=7時的末端出現回流狀態。 綜上，靜態混合器N為4、6時旋流效應可使末端流體分布均勻。

圖5 不同旋流元件數量下xz中心截面壓強分布云圖

靜態混合器在x方向上N為4～7的yz中心和末端的速度分布如圖6所示， 速度分布間隔通常保持在-0.2～2.4m/s。 由圖6可看出，N為4、5時靜態混合器中心的速度分布梯度比N為6、7時的大，并且有更大的高流速區域。 與N=7時的靜態混合器相比，在N=6時，其中心部分的相對速度分布較小，高速區域的面積較小， 從而保持了更均勻的分布。 類似地，對于末端區域中的速度分布，可以看到N為5、7時靜態混合器末端的中心區域存在少量渦流，并且在混合器中會產生湍流。N=4時的靜態混合器末端存在少量的高速區域， 而在N=6的管路末端，整體速度分布更加均勻，并且速度分布間隔較小，保持在0.8～2.0m/s。

3.3 靜態混合器流場速度對比

圖7為監測面氣流切向與軸向速度分布曲線。 由圖7可知，切向速度分布區間為1.5～1.8m/s，軸向氣流分布梯度為1.8～2.3m/s， 且相同方向上氣流速度分布趨勢不同：軸向氣流速度呈先下降后上升的趨勢，這是由于氣流在管路中心區域出現了渦流匯集的現象； 切向氣流邊緣處梯度較大，這是由于管路邊緣處氣體匯集，再加上部分流體有回流的現象。

3.4 溫度對空間流場分布的影響

靜態混合器元件數達到最佳后，內部流場未達到理想狀態，故建議對管道的外壁采取加熱措施。 圖8為x方向（徑向）管路的中部和末端溫度分布云圖， 管外壁加熱溫度為353K， 管內溫度從298K升高到308K， 中間區域的溫度分布為298～328K，末端區域的溫度為304～312K。

圖6 不同旋流元件數量時的yz中心與末端截面速度分布云圖

圖7 監測面氣流切向與軸向速度分布曲線

圖8 管路的中部和末端溫度分布云圖（徑向）

由圖8可看出， 流體溫度在內部空間中呈波動梯度分布，最大值出現在壁面附近，沿管路徑向逐漸減小，這是由于溫度升高，雷諾數增加，湍流度增加，壁面處溫度較管內大，未加熱靜態混合器壁面處存在少量渦流區域，加熱后可以使壁面處氣體分布明顯改善。

圖9為N=6時管壁加熱和未加熱的靜態混合器壓力分布云圖。

圖9 y=0截面處管壁加熱和未加熱時的壓力分布對比

由圖9可看出，從入口到末端，管壁加熱時的壓力分布小于未加熱時的，這有利于流體的完全排出。 壓力明顯增加并均勻分布，變化范圍為2～4kPa。 與管壁未加熱端部的壓力范圍相比，梯度在0～6kPa范圍內較小，顯然溫度的存在對改善壓力分布有很好的作用。

在N為4、6時的靜態混合器條件下，管壁加熱和未加熱的靜態混合器在x方向上的中心和端部區域的速度分布如圖10所示。 由圖10可以看出，在管內空間中，流體的速度是波動的，最大值在混合器的管壁表面附近， 并沿管壁徑向逐漸減小。 受熱管道的中心部分出現了少量的高速區域，但整體速度梯度很小。 當流體流到末端時，與管壁未加熱的端部相比，高速區域在管壁加熱的端部消失，速度基本上保持在1.5m/s。

圖10 管壁加熱和未加熱在x方向中心和端部的軸向速度分布

在對空心管路的測量計算發現其相對均方根值高達0.88，而旋流元件數量為6時總體氣流速度相對均方根較小，達到了0.24，均勻程度提高了72.7%，對N=6管路壁面進行加熱，速度均方根達到了0.13，均勻程度提高了85.2%（表1）。由此可以看出，旋流元件的加入和管壁溫度的提高能夠有效改善空氣射流對于管路壁面的沖擊，流場均勻性顯著提高。

表1 不同旋流元件數量的速度相對均方根值

4 混合性能實驗結果分析

氣相組分在Kenics型靜態混合器內空間流場中受力不同，形成了不同的運動軌跡，而內部流場直接決定了靜態混合器的性能［16，17］。 筆者通過氣相組分混合輸運實驗對數值模擬進行驗證。 低濃度苯蒸氣與臭氧在常溫下無化學反應，苯系物作為較難處理的一類有機廢氣，由空氣攜帶臭氧和苯蒸氣通過入口管路進入反應室進行紫外光催化協同臭氧氧化苯蒸氣反應，目前市場上普遍使用的光催化氧化廢氣處理設備模型結構［18］如圖11所示， 有機廢氣和氧化物由管路進入反應室，在反應室內進行紫外光催化氧化反應，所以苯蒸氣與臭氧組分在入口管路內能否充分混合并保持均勻分布狀態，很大程度上決定了設備的降解效率。

圖11 某光催化氧化有機廢氣處理設備幾何模型

圖12分別為空心管路（N=0）與N=6時靜態混合器管壁加熱管路輸運氣相組分的質量濃度分布曲線。 由圖12可看出，空心管路臭氧與苯分子質量濃度變化最大區間為7mg/Nm3， 而靜態混合器內氣相組分質量濃度區域基本為恒值，最大變化值小于1mg/Nm3， 這是由于靜態混合器管壁加熱可將苯蒸氣與臭氧分子混合均勻，利于廢氣的進一步凈化，同時也對靜態混合器內部流場直接決定了其混合性能這一結論進行了實驗驗證。

圖12 臭氧與苯蒸氣質量濃度分布曲線

5 結論

5.1 ANSYS Fluent軟件可有效應用于Kenics型靜態混合器內空間流場的模擬。

5.2 增加旋流元件數量會略增大靜態混合器內部摩擦因數，從而增大了運行阻力。

5.3 空心管路內部流場分布極不均勻，相對均方根值達到了0.88， 旋流元件的加入可有效提高其內部流場均勻度， 其中以旋流元件數量為6時效果最為明顯。

5.4 對旋流元件數量為6的靜態混合器壁面進行353K加熱后， 內部速度流場的均勻性顯著提升，相對提高85.2%。

5.5 氣相組分混合實驗表明，靜態混合器內部流場直接決定了其混合性能，旋流元件極大程度改善了氣相組分的混合均勻度，可為光催化氧化工藝設備提供實驗基礎。