新型多降液管塔板的流体力学性能及其流场CFD模拟

2022-03-09尹洪贺沈绍传齐亮姚克俭

化工进展 2022年2期

尹洪贺，沈绍传，齐亮，姚克俭

（浙江工业大学化学工程学院，浙江杭州 310032）

20 世纪60 年代，美国联合碳化公司开发了带有悬挂式矩形降液管的多降液管（MD）塔板。20世纪70 年代，浙江工业大学在MD 塔板的基础上，成功开发了具有自主知识产权的DJ 系列塔板。这些多降液管塔板具有高液相处理能力的特点，很快在工业上被广泛应用。在对多降液管塔板的进一步研究中发现，由于多降液管塔板上相邻塔板的降液管垂直布置，液体在塔板上会呈90°旋转流动，进而形成一个扩散流动梯形区，造成液体向两边扩散流动，导致塔板上液体分布不均匀，从而影响塔板效率。国内外已经提出了许多特殊结构以改善多降液管塔板上的液流分布，如UOP 公司开发的ECMD 塔板，通过在鼓泡区的中间加设导向孔，让部分气体从孔中吹出，将液体推向降液管；浙江工业大学开发的DJ 系列塔板通过在受液区安装导流板，改善液体的流场分布，进而提高了塔板效率。这些结构在一定程度上改善了多降液管塔板上的液体流场分布，而塔板上导流装置的设置增加了塔板结构的复杂性，流场均匀性仍有待提高。究其原因，多降液管塔板上液体流动的均匀性主要受降液管的结构和排布方式影响。为了改善多降液管塔板流场均匀性，本文在MD 塔板的基础上改进了降液管的结构和排布方式，开发了一种流场均匀且液相通量大的新型多降液管塔板。

本文从实验和模拟两个角度对新型多降液管塔板进行了研究，考察了新型多降液管塔板的流体力学性能，即清液层高度（）、干板压降（Δ）、湿板压降（Δ）、雾沫夹带和漏液；通过CFD模拟了塔板上液相流场特征，为该塔板的进一步实验研究提供了参考。

1 实验部分

1.1 新型多降液管塔板的结构

新型多降液管塔板的结构如图1所示，直径为1219mm，184 个圆形固定阀在板上均匀排布。相邻两块塔板开孔率相同，结构不同，分为A、B板。塔板上降液管与MD 塔板相比较短，能够减少横向的液体速度梯度，降液管呈平行排列，使得板上液体以更接近平推流的方式流动。相邻塔板的降液管交替布置，液体在塔板上的流量分配是由单根降液管的溢流堰长决定的。塔板的设计遵循等流道长度原则，可以保证每块鼓泡区域的气液比接近相等，有利于获得更好的塔板操作性能。整块塔板液体相互连通，使得塔板上液层均匀。鼓泡元件采用折边圆形固定阀。

图1 新型多降液管塔板结构示意图

1.2 实验装置

在内径为1219mm的有机玻璃塔内，以空气和水为介质在常温常压下对新型多降液管A、B塔板进行流体力学性能研究，实验装置如图2所示。三块新型多降液管塔板安装在塔内，测试A板时，三块塔板安装方式由上至下为BAB；测试B板时，安装方式为ABA。实验过程中，根据雾沫夹带收集板流出的液量确定雾沫夹带特性，根据从漏液收集板流出的液量确定漏液状况。塔内气量通过孔板流量计确定，液体流量由转子流量计读出，板压降通过U形压差计得到。通过调节阀门开度得到不同气液负荷下新型多降液管塔板的流体力学性能数据。

图2 实验装置

1.3 实验条件

实验在空塔动能因子（）0～3.2(m/s)·(kg/m)、全塔喷淋密度（）40～80m/(m·h)的条件下进行。新型多降液管塔板结构参数和弓形降液管塔板计算所用参数见表1。

表1 新型多降液管塔板结构参数

2 实验结果与分析

2.1 清液层高度

即塔板持液量，其变化直接影响塔板的压降、雾沫夹带和漏液，可以通过其变化趋势判断板上气液接触状态，是最为重要的塔板水力学性能之一。图3 给出新型多降液管塔板A、B 板的在不同下，随阀孔动能因子（）的变化关系。在一定的下，=3(m/s)·(kg/m)左右时，塔板漏液快速减少，呈直线式增长，结合实验中观察到板上出现液层均匀鼓泡的现象，说明此时气液接触状态为自由鼓泡态。随着继续增大，鼓泡程度加剧，泡沫层中的小气泡不断碰撞融合成大气泡，大气泡在浮力的作用下上升，最终破碎成液滴，在塔板上方的气相空间内形成气相连续而液相分散的喷溅区，使得缓慢下降。在相同的下，随着的增加，液相负荷增大，增加。在=80m/(m·h)时，随着气速的增大，大量的液体鼓起后被抛入降液管，受降液管液相负荷的限制，大量的液体在降液管内堆积，进而引发降液管液泛，导致板上持液量快速增高。由图3可知，在=60m/(m·h)时，随着气速的增大，弓形降液管塔板的降液管到达液相负荷上限，导致板上持液量快速增高。而新型多降液管塔板的溢流周边是弓形降液管塔板的4.5 倍左右，其液相处理能力远大于弓形降液管塔板。当=80m/(m·h)且>11(m/s)·(kg/m)时才接近降液管液相负荷上限，板上持液量增加。

图3 新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的hcl

2.2 干板压降

Δ是单一气相条件下气体通过塔板遇到阻力造成的能量损失，与塔板的开孔率有关。新型多降液管塔板A、B 板和弓形降液管塔板的Δ随的变化见图4。由图4可知，随着的增大，Δ逐渐升高。在塔板开孔率相同的情况下，A、B 板和弓形降液管塔板的Δ十分接近。

图4 新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的Δpd

根据Prince关联式(1)如下。

式中，为气相密度，kg/m；为液相密度，kg/m；为阀孔气速，m/s；为孔流系数。

采用关联式(1)对A、B 板的Δ实验数据进行拟合，得到A、B 板的孔流系数（）与相关系数（R）：A 板，=0.4854、=0.9948；B 板，=0.4900、=0.9903。

图5为新型多降液管塔板A、B板Δ的实验值与计算值的对比。由图5可知，新型多降液管塔板A、B 板Δ的实验值与计算值的最大相对误差为5.64%。

图5 新型多降液管塔板A、B板Δpd的实验值与计算值

2.3 湿板压降

影响Δ的因素有气速、溢流强度、堰高与液体性质等。实验测定了A、B板在不同下的Δ随的变化情况，结果见图6。在不同的下，A、B板在<3(m/s)·(kg/m)时，随着的逐渐增加，阀孔漏液大量减少，板上液层增高，气体穿过液层的动能损失迅速增大，Δ快速升高。当>3(m/s)·(kg/m)时，继续增大气量，板上鼓泡程度加剧，观察实验塔板出现明显的界面，界面之上是喷溅区，喷溅区随着增大逐渐向上方气相空间扩散，喷溅区内气液碰撞剧烈，气体的动能损失增加，Δ缓慢增加，此时的气液充分接触有利于加强传质。在相同的下，随着的增加，Δ增大，这是由于液相负荷增高使得板上持液量增大，气体穿过液层的动能损失增大。在=80m/(m·h)且>11(m/s)·(kg/m)时，Δ陡然增高。结合实验现场流体流动状况、湿板压降变化特性和板上持液量迅速升高的情况，判断此时出现了降液管扼流现象。由图6可知，在相同的气液负荷下，由于板上液层高度低，新型多降液管塔板的Δ要小于弓形降液管塔板。

图6 新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的Δpw

对于空气-水体系，计算Δ的关联式，见式(2)。

式中，,,,为参数；为阀孔动能因子，(m/s)·(kg/m)；为溢流堰高度，m。

在实验过程中固定不变，因此式(2)又可以简化为式(3)。

采用关联式(3)对A、B 板的Δ实验数据进行拟合，得到方程式(4)。

在实验条件下，=3～16(m/s)·(kg/m)内，=0.9178。图7 为新型多降液管塔板A、B 板Δ的实验值与计算值的对比。由图可知，新型多降液管塔板A、B 板Δ的实验值与计算值最大相对误差为9.93%。

图7 新型多降液管塔板A、B板Δpw的实验值与计算值

2.4 雾沫夹带

过量的雾沫夹带会导致塔板效率明显降低。雾沫夹带量的大小决定了塔板的操作上限。图8为不同下，A、B 板的与雾沫夹带量的变化关系。由图可知，相同下，A、B 板的雾沫夹带量均随着增大而增大。在相同的下，随着的增大板上持液量增加，两板间距一定，此时塔板气相空间被压缩，喷溅的液滴更容易被上升的气体带入上层塔板。在=80m/(m·h)且>2.2(m/s)·(kg/m)时，发现液体完全封住了降液管口，塔板压降剧增，板上持液量飞快攀升，液层上部剧烈湍动，喷射而起的液滴直接进入上层塔板，从而雾沫夹带量快速上升；在=2.4(m/s)·(kg/m)时，雾沫夹带量达到上限。对比图中A、B板和弓形降液管塔板的雾沫夹带量，可知A、B板的气液负荷上限要远高于弓形多降液管塔板。

图8 新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的雾沫夹带量

2.5 漏液率

漏液率反映的是塔板气相负荷下限。少量漏液对塔板效率影响不大，但漏液过多则不然，其原因主要有开孔率太大、气速太低和板上液层分布不均。新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的漏液率见图9。由图可知，相同下，新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的漏液率均随着的增大略微增大。气速较低时，弓形降液管塔板的板上持液量更大，所以漏液率大一些，随着气速的进一步增大，塔板开孔率相同，新型多降液管塔板A、B 板和弓形降液管塔板的漏液率接近。不变时，新型多降液管塔板A、B 板上液体连通，板上液层均匀且持液量小，其漏液率要低于弓形降液管塔板。

图9 新型多降液管塔板A、B板和弓形降液管塔板的漏液率

3 新型多降液管塔板液相流场的CFD模拟

塔板液相流场的均匀程度很大程度上决定其塔板效率的高低。本文通过CFD对新型多降液管塔板和MD塔板液相流场进行模拟，比较两类塔板的板上液相流场分布状况。

3.1 网格划分及参数设置

利用ICEM 建模软件按照实验塔板的实际尺寸和结构建立物理模型，新型多降液管塔板A、B板和MD塔板的网格划分见图10，计算域内采用8mm非结构性四面体网格。在=60m/(m·h)、堰高=0.05m的条件下进行网格无关性检验，结果见表2。本文所模拟新型多降液管塔板A 板网格数为676438，B 板网格数为683180，MD 塔板网格数为556609。

表2 网格无关性检验

图10 新型多降液管塔板A、B板和MD塔板的网格划分

在传质模型内部，液流会发生剧烈湍动，故采用Realizable-湍流模型。液相采用水为介质，液相入口处边界条件设置为速度入口，出口处的边界条件设置为压力出口，操作压力为常压。塔壁设为无滑脱壁面边界条件，采用二阶迎风格式处理对流项，使用SIMPLE 算法对模型进行计算求解，计算残差值为0.001，松弛因子为默认值，时间步长设为0.002s。模拟中对清液层高度进行瞬态监测。以清液层高度较平稳时作为判定计算收敛的依据。

3.2 模拟结果与流场均匀性分析

图11 给出了新型多降液管塔板A、B 板和MD塔板在=60m/(m·h)的条件下-剖面=51mm时液相流场的速度矢量分布对比。由图可知，新型多降液管塔板A、B板的单个降液管长度短，这消除了横向的速度梯度，降液管在塔板上平行排布，使得液体在塔板上接近平推流动，这大大提高了塔板上流场的均匀性，可以看到板上液体相互连通，板上液层均匀。不过在模拟中也发现来自相邻鼓泡区域的两股流体在交汇时由于流速差形成了小漩涡。而MD塔板上流体从受液区往两边扩散流动，中间流速较为缓慢，板上流场并不均匀。综合来说，新型多降液管塔板的流场均匀性更好。