組合導向浮閥塔板的CFD模擬及反向流分析

劉江琳，張杰旭，紀利俊，陳　葵，武　斌，吳艷陽，朱家文

（華東理工大學化工學院，上海 200237）

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組合導向浮閥塔板的CFD模擬及反向流分析

劉江琳，張杰旭，紀利俊，陳葵，武斌，吳艷陽，朱家文

（華東理工大學化工學院，上海 200237）

精餾塔板上的氣液兩相流動對傳質效率有重要影響。根據實驗數據擬合得到平均氣含率關聯式，將其加入動量源項，采用Fluent軟件對1.2 m直徑的組合導向浮閥塔板上的氣液兩相流動進行CFD模擬，考察了塔板上的氣液兩相流動狀況。清液層高度的模擬結果與實驗數據關聯式相吻合，驗證了模擬的正確性。對塔板上液相的非理想流動進行了分析，通過對反向流進行量化和統(tǒng)計計算出反向流體積分數（即反向流體積占塔板總體積的百分比）。3塊不同浮閥排布塔板的反向流體積分數時均值的計算結果表明，梯形浮閥和矩形浮閥的排布方式對反向流影響很大，通過合理排布能夠使工業(yè)塔板的反向流體積分數時均值從22.0%下降到19.4%，降幅達到11.8%。本研究結果可望對塔板的設計和優(yōu)化提供指導。

氣液兩相流；計算流體力學；組合導向浮閥；反向流；優(yōu)化

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151376

引　言

精餾塔是重要的分離液體混合物的設備，廣泛應用于煉油、化工、制藥、環(huán)保等行業(yè)。為提高板式精餾塔的處理量和板效率，研究人員幾十年來一直致力于開發(fā)大通量和高傳質效率的新型塔板。在正常的操作負荷下，增大處理量往往需要更大的塔徑。然而，隨著塔徑的增大，塔板兩側弓形區(qū)及降液管附近的滯留區(qū)和回流區(qū)增大，板上的非理想流動增多，使傳質效率下降［1-2］。塔徑的增大還會增加塔板液相的流程長度，導致塔板上液面落差增大，使得塔板上氣液接觸和流動的非均勻程度增加，對傳質效率產生不利影響。為降低液面落差，減緩常規(guī)大直徑塔板上由于滯流和回流等引起的返混問題，新型塔板如林德篩板［3］、ADV微分浮閥塔板［4］、導向浮閥塔板［5］等具有優(yōu)良流體力學性能的塔板相繼被開發(fā)并投入實際應用。

導向浮閥塔板由Lu等［5］開發(fā)，其特點是在矩形浮閥上設有適當大小的導向孔，開口方向與液流方向一致，可降低甚至消除液面梯度，并減少液體的返混程度。組合導向浮閥塔板［6-7］是在矩形導向浮閥塔板基礎上的改進，相比矩形導向浮閥，梯形導向浮閥具有更強的導向作用，通過梯形浮閥和矩形浮閥的適當排列，組合導向浮閥的流體力學性能比單一矩形導向浮閥更優(yōu)，對減少塔板上液體滯留區(qū)和回流區(qū)而降低板上液位差更為有效。兩種浮閥結構如圖1所示。

圖1　矩形浮閥和梯形浮閥結構Fig.1　Structure diagram of rectangular directed valve and trapezoidal directed valve

正常操作條件下，板上液相的反向流和滯流等非理想流動是造成液相返混的主要原因?，F有研究表明塔板上的液相返混對板效率影響很大。雖然回流區(qū)的反向流使該位置點效率上升，但由于回流區(qū)流量小、所占面積大，回流液相沿著傳質推動力的“逆方向”流動，總體上使板效率明顯下降［8］。塔板上氣液接觸產生相界面的過程也是造成液相返混的重要因素，氣液湍動程度增大，一方面加快了傳質速率，另一方面使塔板上的返混程度增加。氣液湍動程度與塔內氣液負荷大小、氣液接觸方式、塔板結構和體系性質等密切相關［9-10］，其對板效率的影響還未有一致的結論。板上液相的非理想流動可以通過實驗進行考察，如采用示蹤劑測定停留時間分布（RTD）和速度分布［2，11］以及熱膜流速儀測定流場［10］等。

與傳統(tǒng)的通過實驗測定壓降、RTD、流場等方法相比，計算流體力學（CFD）的應用使分析塔內兩相流動的能力大幅提升，已經成功地用于篩板塔［12-13］、浮閥塔［14-15］等塔板的氣液兩相流動特性的研究。然而現有文獻中的CFD模擬多通過氣液相分數圖和速度矢量圖等從表觀上解釋和說明兩相的流動行為，對于塔板結構變化、操作條件變化對板上非理想流動影響的研究較少，特別是缺乏對模擬結果的數據進行統(tǒng)計和分析。本文將擬合得到的平均氣含率關聯式加入動量源項MG，L中，通過自定義函數（UDF）加載到Fluent 6.3中，模擬并分析1.2 m塔徑的工業(yè)組合導向浮閥塔板上的氣液兩相流動特性，根據模擬結果對反向流進行了量化和統(tǒng)計，分析了矩形浮閥和梯形浮閥的排布方式對反向流體積分數的影響，研究結果可望對今后的工業(yè)塔板設計和優(yōu)化提供指導。

1　數學模型與參數設定

1.1數學模型

塔板為氣液兩相進行傳質的場所，板上的液體受到氣體攪動，形成極其復雜的兩相流動。大直徑塔板上還存在滯留區(qū)和回流區(qū)，增加了研究板上流體力學的難度。雙歐拉模型假設兩種湍流流體在時間上共存，可視為互相穿透的連續(xù)介質，其運動規(guī)律遵從各自的控制微分方程，并且兩種流體間存在動量、能量以及質量的相互作用，亦即相間耦合。相比擬單相模型和混合模型，雙歐拉模型對兩相間作用的描述更為全面具體，更加符合精餾塔板上氣液兩相的實際流動狀況［12，15］。本研究的模擬基于雙歐拉模型，湍流模型采用標準k-ε模型。文獻［13，15-16］已對標準k-ε模型應用于精餾塔板的CFD模擬進行了詳細描述，此處不再敘述。模擬所用的主要方程組見表1。

1.2網格劃分及參數設定

本文模擬的組合導向浮閥塔板的結構和尺寸取自實際的工業(yè)塔板，塔徑1.2 m，板間距0.45 m，堰高0.054 m，升氣孔面積與塔總截面之比為10.3%，降液管底隙高度為0.015 m，浮閥最大開度為0.015 m，導向孔高度為0.005 m。根據塔板的對稱性，只取一半塔板進行模擬，以節(jié)省計算量。網格的劃分對計算結果的正確性和計算成本的大小有重要影響，在靠近塔板壁面處，考慮到浮閥結構較為復雜，進行了加密處理。以清液層高度［16-17］為判別標準驗證了網格獨立性。隨著網格數目的增多，模擬值與實驗值越接近，當劃分網格數目超過639383時計算值與實驗值相當接近，此時再增加網格數變化趨勢平緩。考慮到網格數越多計算成本越高，最終塔板底部采用8 mm非結構四面體網格劃分，在上方區(qū)域采用12 mm結構六面體網格，共計網格639383個。塔板邊界條件及網格劃分如圖2所示。

表1　R模型方程Table 1　Model equations

采用空氣-水系統(tǒng)模擬了浮閥全開條件下板上氣液兩相流場，模擬工況參數：液流強度Lw=10～40 m3·m-1·h-1，閥孔動能因子F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5，堰高hw=0.044～0.074 m。時間項采用隱格式，對流項采用一階迎風格式，壓力-速度耦合方程選用相間耦合的Simple方法，計算精度為10-3。液相體積分數初值設為0.5，時間步長為0.002 s。

圖2　模擬的邊界條件及網格劃分Fig.2　Boundary conditions and grid map of simulation

2　結果與討論

2.1清液層高度

將式（3）代入表1中動量源相MG，L公式中，通過UDF加載到Fluent中進行模擬。計算過程中監(jiān)測清液層高度的變化，當清液層高度在6 s時間內保持不變即認為計算收斂。

圖3　清液層高度隨液流強度的變化Fig.3　Clear liquid height as a function of liquid loadF0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，hw=0.054 m

圖4　清液層高度隨堰高的變化Fig.4　Clear liquid height as a function of weir height［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，Lw=20 m3·m-1·h-1］

由圖3和圖4可以看出，在閥孔動能因子和堰高不變的條件下，清液層高度隨液流強度增大而增加，本研究關聯式［式（1）］、朱艷等［21］的關聯式以及關聯式式（5）［22］與CFD模擬值的平均相對誤差分別為6.9%、18.6%、2.2%；在閥孔動能因子和液流強度不變的條件下，清液層高度隨堰高增高而增加，關聯式式（1）、朱艷等［21］的關聯式以及關聯式式（5）［22］與CFD模擬值的平均相對誤差分別為10.2%、 10.1%，9.1%。對比其他文獻中清液層高度模擬值與實驗值的誤差，文獻［14］的平均相對誤差為4.4%，文獻［13］的平均相對誤差為10.0%，文獻［15］的平均相對誤差為23.8%，文獻［12］的平均相對誤差為43.6%。本研究的清液層高度的模擬結果隨液流強度及堰高的變化趨勢與實驗結果一致，模擬結果的誤差范圍適中，因此本研究的模擬結果是可信的。

2.2流場分析

圖5給出了清液層高度在x方向（即液相主體流動方向）的模擬結果，可以看出液層高度沿主體流動方向總體為下降趨勢并呈現一定波動，液位差的存在加之氣相傳遞的動量使液體克服阻力向前流動。同一位置不同時刻的清液層高度有微小的變化，但總體上的變化趨勢一致。Getye等［16］在塔徑1.22 m篩板塔的CFD模擬中發(fā)現，板上氣相速度和液相速度沿x方向發(fā)生周期性變化，造成清液層高度呈現周期性波動，波谷出現在開孔處。在圖5中可以看出類似的現象，出現波谷之處是浮閥導向孔所在的位置，此時大量氣體從導向孔噴出，具有很大的動量，推動液相向x方向流動，從而導致導向孔處液層急劇下降，液相在板上流動過程中途經多個導向浮閥，使得清液層高度呈現周期性波動。

圖5　清液層高度沿x方向的變化Fig.5　Clear liquid height profiles along x direction［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m，Lw=20 m3·m-1·h-1］

不同時刻氣相分數前視圖和不同液層高度俯視圖的模擬結果分別見圖6和圖7。由圖可知塔板上氣液兩相流動是從非穩(wěn)態(tài)到穩(wěn)態(tài)的瞬態(tài)變化過程，在t =6 s后塔板上氣含率基本不變，計算達到了動態(tài)平衡。塔板上的兩相空間可以分為液相連續(xù)區(qū)、中間過渡區(qū)、氣相連續(xù)區(qū)。在近塔板處，液相是連續(xù)相，氣相是分散相，隨著塔板高度的增加液相體積分數逐漸減小。在中間過渡區(qū)，氣液兩相之間沒有明顯的分界面。在氣相連續(xù)區(qū)，液相迅速減少，氣相占據了主導地位。

圖6　不同時刻y =0 mm截面的瞬態(tài)模擬結果Fig. 6　Snapshots of front view at y =0 mm ［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖7　不同高度相含率分布Fig.7　Gas hold-up profile at different elevations［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖8為z =0.01 m液相速度矢量圖及梯形浮閥和矩形浮閥的局部流場放大圖?？梢园l(fā)現在塔板的弓形區(qū)和溢流堰附近存在明顯的反向流，在浮閥四周也存在少量的反向流。從圖8的局部流場對比中可以發(fā)現，矩形浮閥兩側噴出氣體的方向較混亂，大部分氣體的流動方向與液相主體流動方向（x方向）近似垂直，少量氣體逆液流或順液流方向噴射，總體上對液相在主體流動方向上的推動作用是微弱的，因此矩形浮閥的導向作用主要依靠導向孔。而梯形浮閥氣體多從沿浮閥兩側梯形形狀的斜邊法向方向噴出，噴出氣體的速度與x方向存在8°～62°的夾角，氣體速度在x方向上的分量對液體有推動作用。模擬結果驗證了梯形浮閥具有比矩形浮閥更強的導向作用。

2.3浮閥排布對液相反向流的影響

前文已述塔板結構對板上氣液兩相流動影響很大。相比氣相，板上液相的非理想流動對板效率的影響更為顯著［23］。目前，在組合導向浮閥塔的設計上，矩形和梯形兩種浮閥的數量及排布位置多憑經驗。為了優(yōu)化浮閥的排布，本研究通過反向流的體積分數表征液相返混程度。根據工業(yè)塔板的結構設計了3塊不同浮閥排布方式的塔板：a、b、c。其中a塔板是前文模擬所用的工業(yè)塔板。這3塊塔板上的浮閥數量和浮閥中心在塔板上的位置相同，區(qū)別在于其第3排兩個梯形浮閥的排布位置不同。各塔板上兩種浮閥的具體排布如圖9所示。

Liu等［10］通過計算篩板塔的回流區(qū)面積分數量化液相返混的程度，結果表明氣液相負荷及堰高對反向流面積分數有顯著影響。文獻［10］給出的只是二維平面上反向流的統(tǒng)計結果，不能全面反映液相在三維空間流動的總體返混情況。此外，該文獻模擬的是穩(wěn)態(tài)下的流場，無法描述氣液兩相劇烈動量交換引起的波動對反向流的影響。本研究根據CFD的模擬結果統(tǒng)計了液相回流體積分數T，以考察液相在三維流動空間上的總體返混情況。

T的計算公式如下

式中，Vxn為x方向液相速度為負的網格體積，αL為液相體積分數，Vtotal為網格總體積。

圖8　z =0.01 m截面的液相速度矢量圖及梯形浮閥和矩形浮閥的局部放大圖Fig.8　Liquid phase velocity vector at plane of z =0.01 m and partial enlarge view of trapezoidal directed valve and rectangular directed valve ［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖9　3塊不同浮閥排布的塔板結構（實心為梯形浮閥，其余為矩形浮閥）Fig.9　Structure diagram of 3 tray patterns with different valve arrangement （solid patterns represent trapezoidal directed valves， and rest are rectangular directed valves）

本文模擬的是浮閥全開狀態(tài)下的動態(tài)流場，速度矢量隨時間變化。對清液層中約22萬個網格的液相速度進行統(tǒng)計，根據式（6）計算得到T。為考察動態(tài)流場下的反向流體積分數隨時間的變化，取模擬達到動態(tài)平衡后6 s時間內時間間隔為0.2 s的30個數據點的T，取它們的算術平均值Tav表征液相返混程度。

弓形區(qū)、矩形區(qū)和整塊塔板的T隨時間變化的一個計算結果如圖10所示。由圖可知，板上各區(qū)和整塊板的T圍繞時均值Tav（圖中實線）上下波動，符合湍流的隨機波動特征。與矩形區(qū)相比，弓形區(qū)的波動更劇烈，波動范圍在時均值的±75.5%，而矩形區(qū)的波動范圍為時均值的±21.0%。

圖10　a塔板的T隨時間的變化Fig.10　T of tray a at various time ［F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖11　a、b、c塔板的TavFig.11　Tavof trays of a，b and c ［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

a、b、c塔板的反向流體積分數的時均值Tav的計算結果如圖11所示?？梢园l(fā)現第3列浮閥中兩個梯形浮閥的排布位置對矩形區(qū)和弓形區(qū)的Tav都有較大影響，對弓形區(qū)的Tav影響更為顯著，但弓形區(qū)面積只占板上總面積的約1/6，從而使得這3種排布的總體反向流分數差別不如弓形區(qū)大。a塔板的排布中兩個梯形浮閥都靠近弓形區(qū)，使得弓形區(qū)的Tav在3種排布中最小，由此可見在弓形區(qū)排布梯形浮閥對減少弓形區(qū)反向流是非常有效的。a與c的總體的Tav相當。b塔板上總體的Tav值為19.4%，是3種排布中最小的，比實際工業(yè)塔板a的22.0%的Tav值低11.8%。這是因為b塔板的浮閥排列方式能夠較明顯地降低矩形區(qū)的Tav，而矩形區(qū)面積遠大于弓形區(qū)面積，使得b塔板上總體的Tav最小。從總體液相返混程度上看，b塔板在這3種排布中最優(yōu)。

圖12　z = 0.02 m截面上典型的x方向液相速度等值線圖Fig.12　Liquid velocity contour map in x direction in plane of z = 0.02 m ［F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5， Lw=20 m3·m-1·h-1，hw=0.054 m］

圖13　z = 0.02 m截面上典型的液相速度矢量圖Fig.13　Liquid phase velocity vector at plane of z = 0.02 m ［F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5， Lw=20 m3·m-1·h-1， hw=0.054 m］

圖12和圖13對比了a和b塔板的x方向液相速度等值線和速度矢量圖。由圖可知，b塔板在矩形區(qū)的反向流少于a塔板，圖中圈出的區(qū)域中b塔板的反向流很少，而a塔板在該區(qū)域的反向流較多。在弓形區(qū)中，b塔板的反向流比a塔板多，這與統(tǒng)計結果一致。

以上分析結果表明，不同的浮閥排布方式會產生不同的流場，對反向流影響較大，通過兩種浮閥的合理排布可以減少板上液相的返混。本研究結果可望對今后的塔板設計和優(yōu)化提供指導。

3　結　論

（1）根據實驗數據擬合得到平均氣含率關聯式并加入動量源項MG，L中，模擬了1.2 m工業(yè)組合導向浮閥塔板上的氣液兩相流場，通過清液層高度驗證模擬的正確性，結果表明本研究的模擬結果是可信的。

（2）根據模擬結果分析了塔板上氣液兩相流動特性，并對液相反向流的體積進行了量化統(tǒng)計，以考察液相返混程度。3塊不同浮閥排布的塔板的計算結果表明，梯形浮閥和矩形浮閥的不同排布方式對流場及反向流體積有重要影響。通過合理排布，可使工業(yè)塔板的反向流體積分數時均值從22.0%下降到19.4%，下降幅度達到11.8%。

符號說明

Ahole——孔面積，m2

C——堰常數

CD——曳力系數

dG——氣泡直徑，m

E ——液流收縮系數

F0——閥孔動能因子，（m·s-1）·（kg·m-3）0.5

g ——重力加速度，9.81 m·s-2

hap——降液管底隙高度，m

hcl——清液層高度，m

hw——溢流堰高，m

hσ——氣泡克服表面張力的壓降，m

k ——湍動能，m2·s-2

Lw——液流強度，m3·m-1·h-1

lw——溢流堰長，m

MG，L——動量源相，N·m-3

Nh——孔個數

p ——壓力，Pa

Q ——流量，m3·s-1

T ——回流體積分數，%

Tav——回流體積分數的時均值，%

t ——時間，s

Us——空塔氣速，m·s-1

u， u ——分別為速度矢量、速度標量，m·s-1

Vslip——氣液兩相間滑移速度，m·s-1

Vtotal——網格總體積，m3

Vxn——x方向液相速度為負的網格體積，m3

x，y，z ——x、y、z坐標軸，m

α ——相體積分數

αaverage——相平均體積分數

ε ——湍流耗散率，m2·s-3

μeff——有效動力黏度，Pa·s

ρ ——相密度，kg·m-3

σ ——表面張力，N·m-1

下角標

G ——氣相

i ——第i個量

L ——液相

q ——氣相或液相

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CFD simulation and backflow analysis of combined directed valve tray

LIU Jianglin， ZHANG Jiexu， JI Lijun， CHEN Kui， WU Bin， WU Yanyang， ZHU Jiawen
（College of Chemical Engineering， East China University of Science and Technology， Shanghai 200237， China）

The flow patterns and hydraulics of gas-liquid flow on a commercial scale distillation tray is of great importance in determining the tray efficiency. Based on experimental data， a new correlation of average gas hold-up was fitted and built in the inter-phase momentum transfer source for CFD simulations. The simulations of combined directed valve trays of 1.2 m air-water system were carried out by Fluent， a commercial CFD software，and the flow pattern characteristics was investigated. The clear liquid height determined from CFD simulations was in good agreement with the predicted results calculated from the correlation in this work， which proved the validity of simulations. Non-ideal flow of liquid phase on the trays was quantified by the backflow volume ratio T，the ratio of backflow volume to total grid volume. The time-averaged values of the backflow volume ratio （Tav） of 3 tray patterns with different arrangements of trapezoidal and rectangular directed valves were calculated respectively. The results showed that the different arrangements of two kinds of valves had remarkable influence on volume fraction of backflow. By reasonable arrangement， Tavcould reduce from 22.0% to 19.4% with the decreased backflow volume by 11.8% compared to the industrial tray. This study was expected to provide a guidance for the tray design and optimization.

gas-liquid flow； CFD； combined directed valve tray； backflow； optimization

date： 2015-10-13.

JI Lijun， jilijun@ecust.edu.cn

TQ 021.1

A

0438—1157（2016）05—1701—09

2015-08-31收到初稿，2015-10-13收到修改稿。

聯系人：紀利俊。第一作者：劉江琳（1991—），女，碩士研究生。