余 帅 厉彦忠 刘景武 洪 坤 张建松

（1.西安交通大学能源与动力工程学院；2.浙江智海化工设备工程有限公司）

随着大孔隙率、低压降、新型高效填料的开发和大直径、浅床层、低液气比填料塔的发展，特别是对于高真空精馏过程，填料塔内气流的初始分布、压降等因素对填料塔的分离效率有着重大影响［1～3］，许多研究学者对精馏塔内不同类型气体分布器的流动规律进行较为全面的研究。 杜明通过搭建试验台对精馏塔内双列叶片式气体分布器进行研究［4］；唐建峰等通过搭建试验台对FLNG填料塔内双切向环流式气体分布器进行研究［5～7］；金红杰等通过数值模拟方法对精馏塔内环流式气体分布器进行研究和优化［8～10］。 虽然目前研究得到气体分布器模型的性能有所提升，但结构复杂， 在实际加工和生产应用中存在一定的难度，同时针对不同空分规模下气体分布器的选型未形成相应的设计公式和规范，因此对设计和选型的指导极其有限。 在此，笔者通过数值模拟方法研究双切向环流憋压式气体分布器的流动特性，并拟合得到适用于不同空分规模的气体分布器尺寸参数及其与性能之间的函数影响关系，希望为气体分布器的设计和选型提供一定的理论指导。

1 数值模拟方法

1.1 物理模型

以实际生产中应用的直径4 000 mm的精馏塔用气体分布器为模型，其主要结构参数如下：

分布器高度h 1 400 mm

塔径D 4 000 mm

分布器内筒直径d 3 080 mm

上塔壁高度h1600 mm

下塔壁高度h2800 mm

开孔尺寸（宽度K×高度L） 88 mm×500 mm

开孔数量 12

开孔位置分布角度 α=24°，β=60°

分流板高度h31 000 mm

分流板开口角度θ 120°

送风管直径d11 000 mm

气体分布器物理模型如图1所示。

图1 气体分布器物理模型

1.2 数学模型

以气体分布器内流场分布状况为研究对象,该流场内流体行为为复杂的两相三维湍流流动。鉴于实际情况的限制对模型作如下简化：

a. 流体物性为实际运行时精馏塔下塔状态对应的空气物性参数；

b. 流体假定为单相流；

c. 模拟实际运行时精馏塔下塔的状态，温度取101 K，压力取0.52 MPa，稳定流动，不可压缩定常流动。

实际操作条件下，气体在分布器内的流动是复杂的三维湍流流动。 因其在整个过程中的压力变化不大， 因此把它当作不可压缩气体来处理。模拟中，流体流动情况近似为稳态流动。 整个过程可以用雷诺平均方程、湍动能和湍动耗散率输运方程来描述。 进料口区域流体流型为充分发展的湍流。

连续性方程：

其中，常数C1=1.9，ε的有效普朗特数σε=1.2，ν为流体运动粘度。

1.3 边界条件及其他设置

入口边界条件：采用速度入口，结合工厂运行数据，设定气体温度为101 K，压力为0.52 MPa，入口处中心速度4.99 m/s， 入口密度取该状态下实际的气体密度20.24 kg/m3，粘度7.4 μPa·s。

出口边界条件：采用压力出口条件，相对压力设为0，操作压力设为0.52 MPa。

壁面条件采用标准壁面函数进行计算。

计算采用FLUENT基于压力的求解器， 湍流模型为Realizable k-ε模型，动量方程、湍动能和湍动耗散率方程采用一阶迎风格式进行离散，对流项采用二阶迎风格式［11］。 其中，各项收敛残差均设为1×10-6。

1.4 气体分布器性能评价指标

不均匀度和压降是气体分布器性能重要的设计和评价指标。

不均匀度λ的计算式为：

式中 pin——气体入口截面压力，Pa；

pout——气体出口截面压力，Pa。

1.5 模型验证

在模型的划分过程中采用了对称面， 即对物理模型的半边进行了网格划分， 可有效减少计算量。 进行网格无关性验证， 对压降进行监控， 当压降随着网格数量的增加基本维持不变（不超过1%）时确定网格数量（图2），网格数选择750 000。

图2 网格无关性验证

为验证所建模型的准确性， 建立文献［5，6］中试验装置所用的气体分布器物理模型，利用该物理模型进行数值模拟计算。 以不同入口速度下气体分布器的压降和出口截面上的不均匀度为考察对象，由表1和图3可知：在出口截面上，气体分布器不均匀度的模拟值与文献试验值之间平均绝对偏差为8.96%；在不同入口速度下，气体分布器压降的模拟值与文献试验值的变化趋势相同，平均绝对偏差为14.40%。 综上所述，可以认为笔者建立的数学模型能够较好地预测气体分布器不均匀度和压降的变化趋势。

表1 不同入口速度下的不均匀度对比

图3 不同入口速度下的压降对比

2 结果分析

2.1 流场分布特征

气体分布器内气体流动迹线及分布器出口轴向速度分布如图4所示。 由图4可以看出，气体由入口进入气体分布器环形通道，环流沿着环形通道向入口对侧运动的过程中，经气体分布器内筒壁上的导流孔喷射出去，从不同孔中喷射出的流体在远离入口侧汇合，汇合过程中大部分气体向上运动，直至出口，另一部分气体向气体分布器底部流动，到达侧壁后转而向上流动至出口。

图4 气体分布器内气体流动迹线及分布器出口轴向速度分布云图

2.2 单参数影响规律

在保证气体分布器上塔壁高度h1、 下塔壁高度h2、开孔数量、开孔位置分布角度α和β、分流板高度h3、分流板开口角度θ及送风管直径d1等不变的基础上，通过控制变量法分别计算得到气体分布器高度h、开孔对比率ϕ、径比φ及塔径D等对分布器性能的影响规律。

气体分布器高度对其性能的影响规律如图5所示。 由图5可以看出：随着气体分布器高度的增加，压降呈先减小后增大的趋势，存在一个最佳高度使得压降最小；不均匀度呈先增大后减小的趋势，存在一个高度值使得不均匀度最大。

图5 气体分布器高度对其性能的影响规律

在研究气体分布器性能随开孔大小变化规律时，通过改变开孔宽度K来控制开口大小，但为了方便比较不同塔径和分布器内筒直径的情况，再定义一个结构参数——开孔对比率ϕ， 其计算式为：

ϕ=100%时为基本模型对应的尺寸。

在径比φ=0.77的情况下， 不同塔径气体分布器性能随开孔对比率的变化规律如图6所示。 由图6可以看出：随着开孔对比率的增大，气体分布器不均匀度大致呈线性减小的趋势；压降随着开孔对比率的增大而减小， 且减小速度逐渐放缓；在径比和塔径相同的情况下， 开孔对比率从60%增至100%的过程中压降减小幅度远大于开孔对比率从100%增至200%的过程， 且二者之间近似呈非线性的二次函数规律变化。

图6 不同塔径气体分布器性能随开孔对比率的变化规律

在研究气体分布器性能随气体分布器内筒直径变化规律时，为了方便比较不同塔径和分布器内筒直径的情况，定义一个结构参数——径比φ，其计算式为：

φ=0.77时为基本模型对应的尺寸。

在ϕ=100%的情况下， 不同塔径气体分布器性能随径比的变化规律如图7所示。 由图7可以看出：随着径比的增大，气体分布器不均匀度大致呈线性减小的趋势， 且开孔对比率较小 （60%～100%）时，其减小速度较缓慢；随着径比的增加，气体分布器压降有所减小， 且降低速度逐渐变缓。

图7 不同塔径气体分布器性能随径比的变化规律

保持开孔对比率不变，不同径比气体分布器性能随塔径的变化规律如图8所示。 由图8可以看出，随着塔径的增大，气体分布器不均匀度大致呈线性增加的趋势，压降逐渐减小，近似呈非线性的二次函数规律变化，塔径变化对气体分布器压降的影响大于对不均匀度的影响。

图8 不同径比气体分布器性能随塔径的变化规律

由上述分析结果可知， 改变空分规模时，精馏塔塔径、气体分布器内筒直径和开孔对比率这3个结构参数对气体分布器性能起到决定性作用。

2.3 关联式拟合

目前，在实际生产过程中，根据空分规模的不同，采用的精馏塔塔径有所差异，气体分布器规格也随之变化。 笔者基于上述数值模拟结果，参考文献［12］中的方法，采用CCD实验点设计和响应面技术， 利用Design Expert软件拟合得到气体分布器压降、不均匀度与主要结构参数的关联式。 笔者选择X1、X2、X3作为相应的变量，则有：

式（10）中的4 000表示基本模型的塔径。对生成的响应面上得到的数据点进行气体分布器性能关联式拟合，可以得到：

不均匀度的拟合关联式的拟合优度R2=0.988， 压降的拟合关联式的拟合优度R2=0.992。通过气体分布器不均匀度和Eu的模拟计算值与拟合关联式预测值的比较发现 （图9），偏差都在±15%以内；不均匀度预测关联式的最大偏差为7.48%；Eu预测关联式的最大偏差为13.41%，表明笔者拟合得到的关联式预测性能良好。

图9 分布器性能拟合关联式误差

3 结论

3.1 采用CFD方法对双切向环流憋压式气体分布器内气体的流动进行了模拟计算，得到了分布器主要结构参数对分布器性能的影响规律，并拟合得到了分布器性能的拟合关联式。

3.2 根据单参数影响计算，气体分布器不均匀度与塔径呈正相关，与分布器内筒直径和开孔对比率呈负相关，随着分布器高度的变化存在一个最大值；气体分布器压降与塔径、分布器内筒直径和开孔对比率呈负相关，随着分布器高度的变化存在一个最小值。

3.3 通过Design Expert软件利用响应面法得到了分布器的性能指标拟合关联式，拟合得到的不均匀度和压降预测关联式的拟合优度分别为0.988和0.992， 拟合关联式在结构参数变化范围内是可靠的，能够为不同空分规模用精馏塔气体分布器的设计和选型提供参考。

【致谢】感谢盈德气体集团有限公司及浙江智海化工设备工程有限公司在本文完成过程中提供的帮助与支持。