齒邊導(dǎo)向浮閥塔板流體力學(xué)性能的研究及其工業(yè)應(yīng)用

王世忠，齊　亮，姚克儉

（浙江工業(yè)大學(xué)　化學(xué)工程系，浙江　杭州　310032）

工業(yè)技術(shù)

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板流體力學(xué)性能的研究及其工業(yè)應(yīng)用

王世忠，齊亮，姚克儉

（浙江工業(yè)大學(xué)化學(xué)工程系，浙江杭州310032）

在直徑1 219 mm的有機(jī)玻璃塔內(nèi)，以空氣-水為實(shí)驗(yàn)物系，對(duì)齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的流體力學(xué)性能進(jìn)行研究。測(cè)定塔板壓降、漏液、霧沫夾帶等性能參數(shù)，并與F1型浮閥塔板進(jìn)行對(duì)比。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的關(guān)閉平衡點(diǎn)的閥孔動(dòng)能因子（F0）比F1型浮閥塔板大6.25％，開啟平衡點(diǎn)的F0比F1型浮閥塔板大2.9％； 浮閥處于全開階段時(shí)， 齒邊浮閥塔板的干板壓降比F1型浮閥塔板小22％～25％；齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液分率比F1型浮閥塔板約低10.97％～27.35％；齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶比F1浮閥塔板的大10.7％～18.8％。

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板；浮閥塔板；壓降；漏液；霧沫夾帶

浮閥塔是20世紀(jì)50年代初開發(fā)的一種高效的氣液傳質(zhì)設(shè)備，它改變了以往的塔板結(jié)構(gòu)，減小了浮閥塔板上的液相返混，使上升的氣體以水平方向吹向浮閥板面的液層［1-3］。目前我國(guó)運(yùn)用最為廣泛的是F1型浮閥塔板［4］，但F1型浮閥存在浮閥易磨損、易脫落等缺點(diǎn)［5］。針對(duì)F1型浮閥的缺點(diǎn)，人們開發(fā)了一系列新型浮閥，這些新型浮閥的主要特點(diǎn)包括：改變浮閥的結(jié)構(gòu)增加導(dǎo)向作用；改變閥面周邊的設(shè)計(jì)；改變浮閥的整體設(shè)計(jì)，盡量不采用圓盤形的浮閥［6-13］。

計(jì)算流體力學(xué)（CFD）技術(shù)已成為研究塔板上流場(chǎng)的可行性方法，塔板上的CFD模擬包括氣相模擬、液相模擬和氣液兩相流模擬［14-15］。塔板傳質(zhì)效率主要是由塔板流場(chǎng)決定。因此對(duì)塔板流場(chǎng)進(jìn)行研究，掌握其分布情況，對(duì)于塔板的設(shè)計(jì)有重要的意義。塔板上的氣液兩相流的狀態(tài)很大程度上取決于氣相流場(chǎng)的分布［16-17］，因此有必要采用CFD技術(shù)對(duì)氣相穿過(guò)齒邊導(dǎo)向浮閥的流場(chǎng)進(jìn)行研究。

本工作以水-空氣為實(shí)驗(yàn)物系，在實(shí)驗(yàn)塔中對(duì)齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的流體力學(xué)性能進(jìn)行研究，對(duì)塔板壓降、漏液、霧沫夾帶等性能進(jìn)行測(cè)定，并與F1型浮閥塔板的性能進(jìn)行比較。

1　實(shí)驗(yàn)部分

1.1齒邊導(dǎo)向浮閥的結(jié)構(gòu)與特點(diǎn)

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的結(jié)構(gòu)見圖1。齒邊導(dǎo)向浮閥在保留齒邊浮閥［5］主要結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上改進(jìn)了部分結(jié)構(gòu)：閥面上由原有的楔形凹槽改為箭形凹槽，增加閥面兩側(cè)齒的個(gè)數(shù)等。齒邊導(dǎo)向浮閥的結(jié)構(gòu)主要包括閥面兩側(cè)的齒、齒邊導(dǎo)向浮閥背液閥腿上的導(dǎo)向孔、齒邊導(dǎo)向浮閥閥面上的箭形凹槽等。對(duì)齒邊浮閥的兩項(xiàng)改進(jìn)措施，目的是使齒邊導(dǎo)向浮閥對(duì)塔板上的液體和氣體的流動(dòng)具有一定的導(dǎo)向作用，從而提高塔板效率。

圖1　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的結(jié)構(gòu)Fig.1　Structure of flow-guided serrated valve tray.

氣體從下層塔板通過(guò)齒邊導(dǎo)向浮閥時(shí)，氣體從浮閥兩側(cè)及導(dǎo)向孔吹向液層，與圓盤形浮閥（氣體從浮閥四周吹出，相鄰浮閥間的氣體會(huì)發(fā)生對(duì)沖）相比，液體在塔板上的返混現(xiàn)象減小。通過(guò)齒邊導(dǎo)向浮閥的氣體會(huì)被浮閥齒分割成若干流股，同時(shí)浮閥齒有利于克服液體的表面張力，使得塔板上的鼓泡均勻細(xì)化，氣液接觸表面積增大，泡沫層的穩(wěn)定性提高，有利于傳質(zhì)的進(jìn)行。

氣體從下層塔板通過(guò)齒邊導(dǎo)向浮閥時(shí)，閥面上的箭形凹槽（箭頭方向指向液流方向）引導(dǎo)氣體折轉(zhuǎn)進(jìn)入上層塔板的液層，減小氣體通過(guò)浮閥的阻力。由背液閥腿上的導(dǎo)向孔吹出的水平方向的氣體，推動(dòng)塔板面上的液體向前流動(dòng)，使得塔板上的液體返混程度及弓形區(qū)的滯留減小。

1.2裝置

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板流體力學(xué)性能測(cè)試的實(shí)驗(yàn)裝置見圖2。實(shí)驗(yàn)塔及塔板的結(jié)構(gòu)尺寸見表1。實(shí)驗(yàn)塔的材質(zhì)為透明的有機(jī)玻璃，塔內(nèi)安裝相同的3塊塔板，其中，中間層塔板為測(cè)試塔板，上層塔板為液體分布板，下層塔板為氣體分布板。在上層塔板之上安裝霧沫夾帶收集板，用于收集霧沫夾帶量，同時(shí)塔的頂部安裝一層絲網(wǎng)填料除霧器，以保證準(zhǔn)確測(cè)量霧沫夾帶。在下層塔板之下安裝一層漏液收集板兼作氣體初步分布板。

實(shí)驗(yàn)物系為空氣-水。由離心式鼓風(fēng)機(jī)輸送空氣，經(jīng)對(duì)夾式孔板流量計(jì)計(jì)量后從塔底進(jìn)入塔內(nèi)；水由離心泵輸送，經(jīng)法蘭式孔板流量計(jì)計(jì)量后至塔頂?shù)慕狄汗堋Ｋ鍓航挡捎肬型壓差計(jì)測(cè)量。

圖2　實(shí)驗(yàn)裝置Fig.2　Schematic diagram of experimenting column.

表1　實(shí)驗(yàn)塔及塔板的結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1　Structural parameters of the experimenting column and trays

2　結(jié)果與討論

2.1干板壓降

干板壓降（Δpd）是氣體通過(guò)塔板上的開孔所產(chǎn)生的阻力損失。Δpd主要與塔板的板型和浮閥的質(zhì)量有關(guān)［18］。隨著氣速的增大，浮閥經(jīng)歷3個(gè)不同的開啟階段：浮閥全關(guān)、浮閥開啟、浮閥全開。

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板和F1型浮閥塔板Δpd的比較見圖3。由圖3可見，隨閥孔動(dòng)能因子（F0）的增大，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板和F1型浮閥塔板的Δpd均增加，同時(shí)在A點(diǎn)處出現(xiàn)一個(gè)交點(diǎn)。這是由于在浮閥全關(guān)階段的塔板壓降主要由塔板上浮閥的總質(zhì)量和浮閥與塔板間的初始開縫面積決定。由于F1浮閥與塔板的初始開縫面積大于齒邊導(dǎo)向浮閥與塔板的初始開縫面積，所以在交點(diǎn)之前（F0較小時(shí)）F1浮閥塔板的Δpd較小；在交點(diǎn)之后（F0較大時(shí)），由于F1浮閥的總質(zhì)量較大，所以齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpd較小。

經(jīng)分析可知，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的關(guān)閉平衡點(diǎn)（即所有浮閥處于關(guān)閉狀態(tài)且當(dāng)氣速增大時(shí)，第一個(gè)浮閥開始開啟的點(diǎn)）的F0比F1浮閥塔板大6.25％；齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的開啟平衡點(diǎn)（即所有浮閥處于打開狀態(tài)且當(dāng)氣速降低時(shí)，第一個(gè)浮閥開始關(guān)閉的點(diǎn)）的F0比F1型浮閥塔板大2.9％。當(dāng)浮閥處于開啟階段時(shí)，浮閥的質(zhì)量是影響塔板壓降的主要因素，F(xiàn)1浮閥的總質(zhì)量較大，故Δpd也較大；浮閥處于全開階段時(shí)（F0大于開啟平衡點(diǎn)），在圖3中F0>10（m·s-1）（kg·m-3）0.5時(shí)可以認(rèn)為浮閥處于全開階段，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpd比F1浮閥塔板的小22％～25％。

圖3　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板和F1浮閥塔板Δpd的比較Fig.3　Comparison between the dry plate pressure drops（Δpd）of flow-guided serrated valve trays and F1 valve trays.

2.2濕板壓降

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的濕板壓降（Δpw）與F0的關(guān)系見圖4。由圖4可見，在同一F0下，Δpw隨液流強(qiáng)度的增加而增大。這是因?yàn)楫?dāng)液流強(qiáng)度增加時(shí)，塔板上的液層高度也會(huì)增高，此時(shí)氣體通過(guò)塔板上的液層阻力也會(huì)增加。

由圖4還可看到，與Δpd變化趨勢(shì)不同的是，隨F0的增加，Δpw變化只有兩個(gè)階段，即開啟階段和全開階段，而沒有全關(guān)階段，這是塔板上的液面落差和液封造成的。

結(jié)合實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象可知，在液流強(qiáng)度一定的條件下，浮閥開啟過(guò)程中隨F0的增加，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw先緩慢增加后逐漸減小或者直接減?。o(wú)增加段），這是實(shí)驗(yàn)過(guò)程中始終存在的現(xiàn)象（見圖4中F0<9（m·s-1）（kg·m-3）0.5的壓降曲線）。這種現(xiàn)象是由于齒邊導(dǎo)向浮閥的背液閥腿上的導(dǎo)向孔的作用使得塔板上液層降低，此時(shí)氣體通過(guò)液層的阻力降也會(huì)變小。當(dāng)液流強(qiáng)度小時(shí)，浮閥開啟相對(duì)于較大的液流強(qiáng)度容易，所以Δpw直接出現(xiàn)減小階段。浮閥全開后，隨F0的增大，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw逐漸增大（見圖4中的壓降曲線逐漸升高段）。隨液流強(qiáng)度的增加，浮閥的氣量操作范圍逐漸減小。

圖4　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw與F0的關(guān)系Fig.4　Relationship between wet plate pressure drop（Δpw）of the flow-guided serrated valve tray and F0.

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板和F1浮閥塔板Δpw的比較見圖5。由圖5可見，當(dāng)F0＜7（m·s-1）（kg·m-3）0.5時(shí)，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw比F1浮閥塔板小3％左右，這是因?yàn)榇藭r(shí)浮閥處于開啟階段，塔板上液層厚度相近，Δpw的不同主要是由Δpd不同造成的；當(dāng)F0＞7.5（m·s-1）（kg·m-3）0.5時(shí)，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw比F1浮閥塔板小，這是由塔板上液層厚度、浮閥的質(zhì)量等原因造成的；在實(shí)驗(yàn)的F0范圍內(nèi)，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw均小于F1浮閥塔板；當(dāng)F0較大時(shí)，隨F0的增大，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板和F1浮閥塔板的Δpw急劇增加。

圖5　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板與F1浮閥塔板Δpw的比較Fig.5　Comparison between Δpwof flow-guided serrated valve tray and F1 valve tray.

2.3塔板漏液

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液分率與F0的關(guān)系見圖6。由圖6可見，在同一液流強(qiáng)度下，隨F0的增加，漏液分率減?。辉谙嗤腇0下，隨液流強(qiáng)度增加，漏液分率增大，這一規(guī)律與其他浮閥類塔板的漏液規(guī)律相同；當(dāng)F0＜5（m·s-1）（kg·m-3）0.5時(shí)，液流強(qiáng)度對(duì)漏液分率的影響較大；當(dāng)F0＞6（m·s-1）·（kg·m-3）0.5時(shí)，液流強(qiáng)度對(duì)漏液分率的影響趨向一致，這是因?yàn)楫?dāng)F0增大時(shí)，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液量逐漸減小，所以不同的液流強(qiáng)度下的漏液分率非常接近。

圖6　齒邊導(dǎo)向浮閥漏液分率與F0的關(guān)系Fig.6　Relationship between the weeping fraction and F0for flow-guided serrated valve.

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板與F1型浮閥塔板漏液分率的比較見圖7。由圖7可見，在同一液流強(qiáng)度下，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液分率均小于F1浮閥塔板，這也表明齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液量也小于F1型浮閥塔板。齒邊導(dǎo)向浮閥塔板部分的氣體是從背液閥腿的導(dǎo)向孔吹出，因此降低了塔板上的液面梯度，推動(dòng)了液體流向降液管的方向，減小了塔板上的漏液量。同一噴淋密度下，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液分率比F1型浮閥塔板的低10.97％～27.35％。

圖7　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板與F1浮閥塔板漏液分率的比較Fig.7　Comparison between the weeping fractions of flow-guided serrated valve tray and F1 valve tray.

2.4霧沫夾帶

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶與F0的關(guān)系見圖8。由圖8可見，當(dāng)F0相同時(shí)，隨液流強(qiáng)度的增加，霧沫夾帶增大；在同一液流強(qiáng)度下，當(dāng)F0較小時(shí)霧沫夾帶趨向于零，當(dāng)F0較大時(shí)霧沫夾帶隨F0的增加而急劇增大；當(dāng)液流強(qiáng)度較大時(shí)，霧沫夾帶隨F0的增加而越快增加。

圖8　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶和與F0的關(guān)系Fig.8　Relationship between the entrainment（ev）and F0of flowguided serrated valve tray.

齒邊導(dǎo)向浮閥塔板和F1型浮閥塔板霧沫夾帶的比較見圖9。由圖9可見，在相同的液流強(qiáng)度下齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶均高于F1 型浮閥塔板。這是由于齒邊導(dǎo)向浮閥的齒形邊對(duì)氣體有分割作用，使得氣體被分割成很多細(xì)小的流股，從齒形縫中吹出的氣體對(duì)液體具有較大的沖力，因而當(dāng)氣液兩相分離時(shí)，氣體中會(huì)帶有大量的液相。F1型浮閥的周邊是帶有折邊的，當(dāng)氣體從閥孔吹出時(shí)浮閥的折邊對(duì)氣體具有導(dǎo)向作用，使得氣體折轉(zhuǎn)進(jìn)入液相，氣體對(duì)液相的沖擊力相對(duì)齒邊導(dǎo)向浮閥塔板較小。因此，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶比F1型浮閥塔板的大10.7％～18.8％。

圖9　齒邊導(dǎo)向浮閥塔板與F1型浮閥塔板霧沫夾帶的比較Fig.9　Comparison betweenevof flow-guided serrated valve tray and F1 valve tray.

在其他噴淋密度下，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶較F1型浮閥塔板也較大，這是由齒邊導(dǎo)向浮閥周邊齒形狀的結(jié)構(gòu)導(dǎo)致的。目前，對(duì)于測(cè)試氣液兩相的檢測(cè)手段并不完善，對(duì)于實(shí)驗(yàn)中出現(xiàn)齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶較大的情況，采用CFD模擬進(jìn)行分析。

3　齒邊導(dǎo)向?qū)Ω￠y塔板流體力學(xué)的影響

采用Fluent軟件（6.3版）對(duì)齒邊導(dǎo)向浮閥的流體力學(xué)進(jìn)行數(shù)值模擬，進(jìn)一步探究齒邊的導(dǎo)向作用對(duì)浮閥性能的影響。假設(shè)氣體流過(guò)浮閥空隙的流動(dòng)是湍流，參照Wang等［6］的模擬結(jié)果選用RNGκ-ε模型。關(guān)于網(wǎng)格劃分，靠近浮閥及塔板處采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，其他區(qū)域采用六面體網(wǎng)格?？紤]到計(jì)算區(qū)域?yàn)閹缀涡螤顚?duì)稱，以半個(gè)塔盤為模擬對(duì)象。

選用分離式求解器，并采用有限體積法離散控制方程，采用二階精度的離散格式處理對(duì)流項(xiàng)，采用SIMPLEC算法處理壓力-速度耦合，亞松馳因子使用Flunet軟件中的默認(rèn)值。

對(duì)于邊界條件在入口處采用速度進(jìn)口條件，且假設(shè)速度均勻分布，與入口平面垂直。入口處的湍流參數(shù)用湍流強(qiáng)度和水力學(xué)直徑描述，湍流強(qiáng)度為0.16（Re）-1/8。在出口處采用壓力出口條件，且認(rèn)為流動(dòng)為充分發(fā)展。對(duì)于塔側(cè)壁、塔板、浮閥壁面采用無(wú)滑移邊壁條件。

干板壓降實(shí)驗(yàn)值與模擬值的比較見圖10。從圖10可看出，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合。所建立的模型可用于描述塔內(nèi)氣相流動(dòng)。

圖10　干板壓降實(shí)驗(yàn)值與模擬值的比較Fig.10　Comparison between simulated Δpdand measured Δpd.

氣體在塔板上不同位置處的速率分布見圖11。

圖11　氣體在塔板上不同位置處的速度分布Fig.11　Gas velocity distributions on the column tray.Condition：superficial velocity 2 m/s.

由圖11可見，從齒邊處噴出的氣體折轉(zhuǎn)進(jìn)入塔板上部的空間，而從齒邊與齒邊之間噴出的氣體則直接流向塔板上部的空間。在實(shí)際工況下，氣體垂直向上流入塔板的上部會(huì)對(duì)液相產(chǎn)生較大向上的沖力，從而造成霧沫夾帶增大。而F1型浮閥的周邊都有折邊，所以齒形的結(jié)構(gòu)可以認(rèn)為是齒邊導(dǎo)向浮閥塔板霧沫夾帶較大的原因之一。

4　工業(yè)應(yīng)用

對(duì)中國(guó)石油某分公司催化裂化裝置的吸收穩(wěn)定系統(tǒng)進(jìn)行擴(kuò)能增效改造，根據(jù)用戶提供的吸收穩(wěn)定系統(tǒng)的現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，對(duì)吸收穩(wěn)定系統(tǒng)的分餾塔、吸收塔、解析塔、再吸收塔及穩(wěn)定塔進(jìn)行模擬計(jì)算并對(duì)其結(jié)果進(jìn)行標(biāo)定，并對(duì)其中的分餾塔、吸收塔、解析塔及穩(wěn)定塔采用DJ-6型塔板（齒邊導(dǎo)向浮閥塔板）進(jìn)行了改造。

催化裂化裝置的吸收穩(wěn)定系統(tǒng)改造后的產(chǎn)品指標(biāo)見表2。由表2可見，主要產(chǎn)品的生產(chǎn)數(shù)據(jù)均低于或好于設(shè)計(jì)指標(biāo)。改造取得了預(yù)期的目的。

表2　催化裂化裝置的吸收穩(wěn)定系統(tǒng)改造后的主要產(chǎn)品指標(biāo)Table 2　Major indexes of the products after a catalytic cracking unit was revamped

5　結(jié)論

1）齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的開啟平衡點(diǎn)的F0比F1型浮閥塔板約大2.9％，關(guān)閉平衡點(diǎn)的F0比F1型浮閥塔板大6.25％。浮閥處于全開階段時(shí)，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpd比F1浮閥小22％～25％。齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的Δpw均小于F1型浮閥塔板。

2）在同一F0下和同一液流強(qiáng)度下，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的漏液分率均小于F1型浮閥塔板，即齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的操作下限更低。

3）同一液流強(qiáng)度下，當(dāng)F0相同時(shí)，齒邊導(dǎo)向浮閥塔板的霧沫夾帶大于F1型浮閥塔板，這是由于齒邊導(dǎo)向浮閥的本身結(jié)構(gòu)特點(diǎn)所決定的。

4）齒邊導(dǎo)向浮閥塔板工業(yè)應(yīng)用取得良好效果，證明齒邊導(dǎo)向浮閥塔板是一種高效大通量高彈性的新型塔板，值得進(jìn)一步推廣應(yīng)用。

［1］潘忠濱，姚克儉，李育敏，等.新型浮閥塔板研究進(jìn)展［J］.化工進(jìn)展，2005，24（9）：956-963.

［2］王少鋒，項(xiàng)曙光，等.浮閥塔板最新應(yīng)用研究進(jìn)展［J］.化工進(jìn)展，2014，33（7）：1677-1683.

［3］李玉安，路秀林，趙培，等.導(dǎo)向浮閥塔板和F1型浮閥塔板的比較［J］.石油化工，1996，25（8）：563-568.

［4］梁治國(guó).BTV4浮閥塔板的開發(fā)研制［D］.東營(yíng)：中國(guó)石油大學(xué)（華東），2006.

［5］任敏山，姚克儉，李育敏，等.齒邊浮閥塔板流體力學(xué)性能的研究［J］.石油化工，2005，34（4）：356-359.

［6］Wang Lianghua，Cui Juejian，Yao Kejian，et al.Numerical Simulation and Analysis of Gas Flow Field in Serrated Valve Column［J］.Chin J Chem Eng，2008，16（4）：541-546.

［7］中國(guó)石油化工股份有限公司，浙江工業(yè)大學(xué).齒邊浮閥：中國(guó)，200520100562.X［P］.2006-04-12.

［8］趙培，祁建偉，熊丹柳，等.波紋導(dǎo)向浮閥塔板的傳質(zhì)性能［J］.化工進(jìn)展，2010，29（增刊）：106-110.

［9］靳永青.齒形導(dǎo)向浮閥塔板的流體力學(xué)和傳質(zhì)性能研究［D］.上海：華東理工大學(xué)，2008.

［10］樊勝利.齒形導(dǎo)向浮閥塔板的流體力學(xué)性能研究及工程應(yīng)用［D］.上海：華東理工大學(xué)，2012.

［11］周三平，樊玉光，陳兵，等.鋸齒邊窄條閥塔板流體力學(xué)和傳質(zhì)性能實(shí)驗(yàn)研究［J］.化學(xué)工程，2006，34（2）：4-7.

［12］楊宏喜.一種新型浮閥塔板傳質(zhì)性能的研究［D］.上海：華東理工大學(xué)，2012.

［13］蘭州石油機(jī)械研究所.現(xiàn)代塔器技術(shù)［M］.北京：中國(guó)石化出版社，2005：336-364.

［14］姜碩.新型固定閥塔板流體力學(xué)實(shí)驗(yàn)研究及數(shù)值模擬［D］.天津：天津大學(xué)，2012

［15］姚偉.組合導(dǎo)向浮閥塔板兩相流場(chǎng)的CFD模擬［D］.上海：華東理工大學(xué)，2012

［16］崔覺劍，王良華，姚克儉，等.折邊固定閥塔板氣相流場(chǎng)的測(cè)定和數(shù)值模擬［J］.石油化工，2007，36（4）：354-357.

［17］趙培，李健，熊丹柳，等.組合導(dǎo)向浮閥塔板氣相流體力學(xué)性能的CFD模擬［J］.化工進(jìn)展，2009，28（增刊）：331-335.

［18］劉艷升，趙景芳，張連生，等.V-4型浮閥塔板流體力學(xué)性能研究［J］.化學(xué)工程，1994，22（ 6）：7-15.

（編輯李治泉）

Hydrodynamic Properties and Industrial Application of Flow-Guided Serrated Valve Trays

Wang Shizhong，Qi Liang，Yao Kejian
（College of Chemical Engineering，Zhejiang University of Technology，Hangzhou Zhejiang 310032，China）

The hydrodynamic performances of flow-guided serrated valve trays were experimentally studied within an air-water system in an organic glass column with an inner diameter of 1 219 mm.The pressure drop，weeping and entrainment of the flow-guided serrated valve trays were measured and compared with those of F1 valve trays.The F-factors of the flow-guided serrated valve tray holes are 6.25％ and 2.9％ larger than those of the F1 valve tray holes at the valve-closed balance point and at the valve-opened balance point，respectively.The pressure drop of the flow-guided serrated valve trays are 22％-25％ lower than that of the F1 valve trays when the F-factors exceeded the closed balance points.The weeping of the flow-guided serrated valve trays is 10.97％-27.35％ lower than that of the F1 valve trays.The entrainment of the flow-guided serrated valve trays is 10.7％-18.8％ higher than that of the F1 valve trays.

flow-guided serrated valve trays；valve trays；pressure drop； weeping；entrainment

1000-8144（2015）09-1100-06

TQ 053.5

A

2015-04-13；［修改稿日期］2015-05-31。

王世忠（1988—），男，山東省聊城市人，碩士生。聯(lián)系人：姚克儉，電話 0571-88320952，電郵 yaokj@zjut.edu.cn。