唐忠利，徐明楊，張 俊

(1.天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2.化學(xué)工程聯(lián)合國家重點實驗室(天津大學(xué))，天津 300072)

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徑向流空氣純化器內(nèi)流場的模擬與分析

唐忠利1,2，徐明楊1,2，張 俊1,2

(1.天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072；2.化學(xué)工程聯(lián)合國家重點實驗室(天津大學(xué))，天津 300072)

摘 要：運用計算流體力學(xué)(CFD)的方法研究了8萬噸空氣純化器內(nèi)部流場分布及影響因素.研究發(fā)現(xiàn)，吸附和脫附過程中，內(nèi)外流道橫截比達(dá)到一定值時可以使氣流均勻度達(dá)到最大值，降低分子篩床層的空隙率兩床層氣流均勻度都有所提高.此外，加入導(dǎo)氣錐會使吸附過程床層氣流均勻度下降較小，但是可以使脫附過程中床層內(nèi)流場均勻度有較大上升.最終提出最優(yōu)的提高氣流均勻度的方案：同時降低分子篩和氧化鋁床層空隙率到0.33和0.35；加入錐體，使脫附和吸附過程床層壓降小幅增加，兩床層內(nèi)得到更均勻的氣流分布.

關(guān)鍵詞：空氣分離；徑向流；流體分布；結(jié)構(gòu)優(yōu)化；CFD模擬

空氣純化器是在空氣分離過程中用來除去高壓空氣中的水分、二氧化碳、烴類等雜質(zhì)，避免在后續(xù)流程中發(fā)生冰堵和爆炸等危害的關(guān)鍵裝置[1].工業(yè)上常用的純化器有立式軸向流純化器、臥式純化器、立式徑向流純化器3種.立式徑向流純化器相對前兩者有流通界面大、床層壓降小、空間利用率高等優(yōu)點，因此，也更能適應(yīng)空分設(shè)備規(guī)模增大的要求.

徑向流有4種流動形式，分別為向心z型流、離心z型流、向心π型流和離心π型流.徑向流裝置最開始用作一些石油化工反應(yīng)的反應(yīng)器，之后空分領(lǐng)域開始用大型的徑向流裝置來純化空氣.徑向流裝置的操作效率很大程度上取決于氣流沿裝置的軸向分布，它影響著反應(yīng)的轉(zhuǎn)化率和選擇性、反應(yīng)器中溫度的分布，甚至影響反應(yīng)器的正常操作[2-3]，在大型的空分純化器中則直接影響空氣的純化效果.因此，研究者對徑向流裝置軸向氣流均勻度的影響因素做了很多研究.

宋續(xù)祺等[ 4 ]等通過理論和實驗探究了直徑500,mm的冷模反應(yīng)器的主流道軸向的壓力場與速度場分布，得出在4種流動方向中，離心π型流的床層流場分布最均勻；并且根據(jù)其實驗?zāi)Ｐ吞岢鰟恿拷粨Q系數(shù)的關(guān)聯(lián)式，能夠很好地預(yù)測主流道的壓力分布.Heggs等[5]通過數(shù)值模擬的方法建立特定模型預(yù)測4種流動方向的移動床徑向流反應(yīng)器中的流場分布，得出向心π 型流的床層流場分布最均勻.Heggs 等[6]還拓展其模型預(yù)測多床層的徑向流空氣吸附器中流場分布與壓力曲線，模型預(yù)測與其實驗結(jié)果吻合很好.Kareeri等[7]運用計算流體力學(xué)方法研究了4種流型的徑向流反應(yīng)器中流場分布，其結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)吻合，并以宋續(xù)祺等的徑向反應(yīng)器為依據(jù)簡化出物理模型，闡述了中心流道和流道截面積比，床層空隙率、開孔板的開孔率等因素對床層氣體分布的影響.Mu等[8]在實驗結(jié)果的基礎(chǔ)上建立了一個完整的二維流體力學(xué)模型研究向心π型流反應(yīng)器中流場，并提出基于穿孔速度的床層中流場均勻度評價標(biāo)準(zhǔn).最后提出徑向流反應(yīng)器的兩步優(yōu)化設(shè)計方案：首先確定最佳中心流道與環(huán)流道截面積比，之后通過減小末端開孔率來減小末端流量，消除末端效應(yīng).Manjhi等[9]采用格子Boltzmann方法對含有床層的吸附器內(nèi)三維速度場和濃度分布曲線進(jìn)行了數(shù)值求解，重點分析了多孔介質(zhì)中空隙率對濃度分布以及流體均布的影響，特別是近壁面處流體的流動特性，模型計算采用柱坐標(biāo)，數(shù)值計算結(jié)果與測繪數(shù)據(jù)相吻合.李瑞江等[10]測定了大型徑向反應(yīng)器中流道靜壓變化和穿孔阻力，通過數(shù)學(xué)擬合獲得動量交換系數(shù)和測流穿孔阻力系數(shù)，發(fā)現(xiàn)穿孔阻力系數(shù)與小型試驗相比有所提高.Li 等[11]又測量了小型多層π 型流反應(yīng)器流道與床層內(nèi)的壓力分布和速度場.

從以上文獻(xiàn)可知，徑向流中流體的流向、流道的截面積比值和床層孔隙率都會影響流體軸向的均勻度，而且研究者根據(jù)不同的物理模型總結(jié)了一定規(guī)律.但以上研究多為實驗室小型試驗或石化領(lǐng)域的單床層小型反應(yīng)器.然而，隨著空分裝置的大型化，徑向流空分純化器的規(guī)模不斷增大，流速成倍增加，流動的湍流特性增強(qiáng)，其軸向不均勻性也更加凸顯，且空氣純化器為多床層，每一層的吸附情況對下一層的吸附效率都有很大影響，流體軸向均勻性要分層研究.為此，筆者以某工廠8萬噸徑向空氣純化器為原型，通過CFD數(shù)值模擬的方法研究純化器中流體在床層中的軸向均勻度和純化器的結(jié)構(gòu)因素對流體均布的影響.

1　徑向流純化器的流動特點

在純化器純化氣體的過程中，壓縮空氣先從純化器底部進(jìn)入環(huán)形流道，之后穿過氧化鋁和分子篩吸附層，除掉空氣中的水蒸氣和二氧化碳、烴類等雜質(zhì)，最后經(jīng)除塵進(jìn)入中心流道，流出純化器.而在再生過程中，氮氣的流動方向正好相反，氮氣從上端入口進(jìn)入中心流道穿過床層流入環(huán)流道后流出純化器，如圖1所示.氣體在兩個流道流動的過程中質(zhì)量是不斷變化的，質(zhì)量不斷減少的流道叫做分流道，質(zhì)量不斷增加的流道叫做集流道.變質(zhì)量流動時，分流道和集流道中壓力也不斷變化，主要有兩點原因：一是流動過程中氣體與粗糙壁面和多孔板間的摩擦作用使氣體沿流動方向靜壓力降低；二是氣體的速度大小變化引起的動壓力與靜壓力的轉(zhuǎn)變.由于主要吸附質(zhì)水、二氧化碳和烴類在空氣中的密度都很小，所以純化器工作中可以認(rèn)為氣量是一定的.在吸附過程中，同樣還涉及到吸熱放熱問題，但由于吸附的氣量很小，這部分熱量可忽略不計.

圖1　徑向流純化器流體均勻分布示意Fig.1 Schematic diagram of flow uniform distribution in radial flow adsorber

圖1為徑向流純化器流體均勻分布示意.圖中：pAi為流道中壓力；pBi為集流道中壓力；pA′i為床層在分流道一側(cè)的壓力；p′Bi為床層在集流道一側(cè)的壓力.由于床層各高度處氣體流量Q正比于，所以要想使床層內(nèi)流體達(dá)到均勻分布的效果，必須滿足不同高度的床層兩側(cè)壓差相等，即

則床層流場分布均勻度可表示為

其中

式中ΔAi和ΔBi為相應(yīng)一側(cè)的穿孔阻力，代入式(1)得

如果穿過多孔板的壓降ΔAi和ΔBi與床層壓降相比，足夠小，可忽略，則床層內(nèi)氣流均布條件可以表示為

流場分布均勻度可以表示為

圖2　空氣純化器的物理模型Fig.2 Physical model of air adsorber

即床層兩側(cè)壓差可以用同一高度上兩流道內(nèi)靜壓力差代替.

2　徑向流純化器吸附與脫附過程中流體分布的CFD模擬

2.1物理模型

純化器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，在不影響計算精度和研究目的的前提下，這里先對實體物理模型進(jìn)行如下簡化：

(1)不考慮出入口復(fù)雜結(jié)構(gòu)的影響；

(2)不考慮制造因素并忽略除塵區(qū)；

(3)中心管和環(huán)形管都簡化為多邊界.

將實體結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換為二維軸對稱平面模型，如圖2所示，這樣將大大減少計算量，其中床層兩側(cè)虛線是開孔板，上部實線是不開孔的部分，較薄的床層為氧化鋁床層，較厚的為分子篩床層.

空氣純化器的原始尺寸見表1，吸附過程氣流方向如圖2所示，脫附過程氣流方向與圖1正好相反.

表1　空氣純化器的原始尺寸Tab.1 Original size of air adsorber mm

2.2數(shù)學(xué)模型

模擬過程中氣體是單相、不可壓縮、穩(wěn)態(tài)、絕熱的，吸附過程中反應(yīng)器溫度保持在282,K，脫附過程中反應(yīng)器溫度保持在298,K.所以，純化器中氣流的控制方程有連續(xù)性方程和動量守恒方程.

連續(xù)性方程

動量方程

本文湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程，其中湍動能k和速度值耗散ε由式(9)和式(10)得出，即

式中：Gk為由平均速度值梯度引起的湍動能k的產(chǎn)生項；Gb是由浮力引起的湍動能k的產(chǎn)生項；YM代表可壓縮湍流波動耗散對全耗散率的貢獻(xiàn)；C1ε、C2ε和C3ε均為常數(shù)；σk和σε分別是湍動能k和耗散率ε中的湍流普朗特數(shù)；Sk和Sε均為自定義的源項.

湍流黏性tμ的計算式為

模型常數(shù)C1ε、C2ε、Cμ、σk和σε的默認(rèn)值分別是：C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，Cμ＝0.09，σk＝1.0和σε＝1.3.

在流道中，動量方程右側(cè)無源項.而吸附床層和多孔板結(jié)構(gòu)復(fù)雜，不易直接采用真實結(jié)構(gòu)，在此引入多孔介質(zhì)模型和多孔跳躍模型[12]分別進(jìn)行簡化.通過對空隙率、顆粒當(dāng)量直徑、阻力項的計算來體現(xiàn)床層和多孔板.多孔介質(zhì)中的動量方程具有附加的動量源項，它由兩部分組成，一部分是黏性損失項(式(9)右側(cè)第1項)，另一部分是慣性損失項(式(9)右側(cè)第2項)，即

式中：Si為i方向的動量源項；|v|為速度值的大??；Cij、Dij為規(guī)定矩陣C、D中的元素.在多孔介質(zhì)單元中，動量損失對壓力梯度有貢獻(xiàn)，壓降正比于流速.對于各項同性的多孔介質(zhì)，式(12)可以簡化為

用兩個對角矩陣分別簡化方陣D和C，1/α和C2分別作為對角上的元素.α表示滲透性，C2表示慣性阻力因子.二者都可以通過歐拉公式[13]計算得出，歐拉公式是個半經(jīng)驗公式，具體形式如下：

式中：?為床層空隙率；Dp為顆粒直徑.

多孔跳躍模型是多孔介質(zhì)模型的一維簡化形式.由于穿孔速度值比較大，孔板較薄，慣性阻力項起主導(dǎo)作用，可以忽略黏性阻力項，在多孔板處動量源項可以表示為

式中i表示與多孔板相垂直的軸，本文中表示y軸.根據(jù)經(jīng)驗公式可以表示為

式中：fA為開孔面積；AP為開孔板的總面積；C為系數(shù)，它與雷諾數(shù)Re以及板厚與開孔徑的比t/D有關(guān)，當(dāng)t/D＞1.6并且Re＞4,000時，C≈0.98，本文中C 取,0.98.

2.3求解方法及邊界條件

吸附過程和脫附過程均選擇Fluent 6.3 2D求解器，求解器設(shè)置為壓力基隱式求解.

吸附及脫附過程模擬的邊界條件如表2所示.入口速度設(shè)為常數(shù)，吸附為4.32,m/s，脫附為6.07,m/s；出口為自由出流；壁面無滑移；對稱軸上所有變量的徑向梯度為零.

表2　吸附及脫附過程模擬的邊界條件Tab.2 Boundary condition of adsorption and desorption processes simulation

2.4網(wǎng)格劃分

尺寸小的網(wǎng)格能保證較高的計算精度，但是采用過小的網(wǎng)格需要占用更大的計算資源和內(nèi)存，而用尺寸很大的網(wǎng)格又容易引起結(jié)果失真.為了優(yōu)化利用計算資源并達(dá)到很好的計算精度，本文研究的模型中5個區(qū)域均采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，最開始選用15,mm網(wǎng)格進(jìn)行計算，然后縮小網(wǎng)格大小至10,mm，發(fā)現(xiàn)精度并沒有提高，所得床層整體均勻度結(jié)果幾乎相同，均勻度值約為0.875.所以在以后的模擬中網(wǎng)格大小均采用15,mm，此時網(wǎng)格數(shù)量約為169,000.

3　結(jié)果分析與討論

3.1吸附和脫附過程中床層氣流分布不均勻性

圖3中6條曲線分別是吸附和脫附過程中中心管道、兩床層之間和環(huán)形管道的靜壓力曲線.由于氧化鋁床層比較薄，兩層之間的靜壓力和環(huán)形管道的靜壓力很接近，在圖中壓差變化不明顯.這里先以兩床層為一整體討論它們整體壓差變化.在吸附過程中，環(huán)形流道是分流道，中心流道是集流道.環(huán)形流道中，沿流動方向，摩擦阻力使得靜壓力下降而速度變慢引起的動量因素使得靜壓力升高，兩者作用相反，而摩擦力起到主導(dǎo)作用，所以流道內(nèi)靜壓力有約為400,Pa的下降；在中心流道中，沿流動方向摩擦阻力和動量因素都使靜壓力降低，兩者的協(xié)同作用使得中心流道內(nèi)壓力降低約為1,400,Pa.兩流道內(nèi)壓降的差異導(dǎo)致純化器上部床層兩側(cè)壓力差明顯比下部大，床層整體均勻性較差.根據(jù)第1節(jié)所述，可以通過增大中心流道直徑而減小環(huán)流道寬度來使兩流道壓降趨同來提高吸附過程的床層氣流均勻度.

圖3　吸附和脫附過程中內(nèi)外流道及兩流道之間的靜壓力軸向分布Fig.3 Axial static pressure distribution of the inside，outside and middle flow channels during adsorption and desorption processes

在脫附過程中，中心流道內(nèi)摩擦阻力與動量因素作用相反，摩擦阻力起主導(dǎo)作用，使中心流道內(nèi)靜壓力沿流動方向有約50,Pa的下降.環(huán)流道內(nèi)，摩擦阻力和動量因素均使得靜壓力下降，使得沿流動方向有約150,Pa的壓力降.兩流道內(nèi)壓降的差異造成床層內(nèi)氣流的軸向不均勻.根據(jù)第1節(jié)所述，可以通過增大中心流道直徑、減小環(huán)流道寬度的方法來提高氣流均勻度.

3.2中心流道與環(huán)流道橫截比對氣流均勻度的影響

由圖4中可見在吸附過程中分子篩和氧化鋁床層軸向氣流均勻度隨著中心流道和環(huán)流道的橫截比呈先上升后下降的趨勢，但兩者的變化趨勢并不完全相同.氧化鋁床層最大均勻度約為0.937，出現(xiàn)在內(nèi)外流道橫截比約為0.84的位置.而分子篩床層的最大均勻度約為0.919，出現(xiàn)在內(nèi)外流道橫截比約為0.98的位置.在本文所取的點中，中心流道半徑為1,000,mm、內(nèi)外流道橫截比為0.887時得到的兩流場的均勻度幾乎都處于最理想的狀態(tài).因此相對于原來的純化器尺寸，適當(dāng)增大內(nèi)流道的半徑，減小環(huán)形流道的寬度，能夠起到增加兩床層軸向氣流均勻度的作用.

圖4　吸附過程中兩床層中流場均勻度隨內(nèi)外流道橫截比的變化Fig.4 Changes of flow uniformity in two beds along with the cross-sectional area ratio of the inside to outside flow channels during adsorption process

圖5為最佳橫截比時兩流道及床層間的靜壓力，與圖4對比可得出：當(dāng)內(nèi)外流道橫截比增大時，由于中心流道直徑變大，氣流速度變慢，與壁面之間的摩擦力變小引起的壓力降減小，且沿著氣流方向的速度變化也因整體速度變慢的原因而縮小，使得動量因素帶來的壓降也減小，共同使得中心管內(nèi)壓降由原來圖3中的約1,400,Pa變?yōu)閳D5中的1,100,Pa左右.而環(huán)形管道變窄，氣流速度增加，與壁面的摩擦力增大，由于摩擦力起到主導(dǎo)作用，因而環(huán)形流道內(nèi)壓降有所上升，由原來圖3中的約400,Pa變?yōu)楝F(xiàn)在圖5中的600,Pa左右，因而兩流道內(nèi)氣流方向壓降更加接近，整體均勻度提高.

圖5　吸附過程中n＝0.887時內(nèi)外流道及兩流道之間的靜壓力軸向分布Fig.5 Axial static pressure distribution of the inside，outside and middle flow channels during adsorption process when n＝0.887

當(dāng)內(nèi)外流道橫截比繼續(xù)增大，直到1.209時，床層均勻性就會相對變差.這是因為當(dāng)繼續(xù)增大中心流道直徑、縮小環(huán)流道寬度時，中心流道內(nèi)壓降繼續(xù)變小，而環(huán)流道壓降繼續(xù)增大，導(dǎo)致環(huán)流道內(nèi)壓降大于中心流道內(nèi)壓降，使得床層下部壓差大于上部壓差，床層內(nèi)氣流反而向不均勻趨勢發(fā)展.

在脫附過程中，兩床層的流場均勻度隨內(nèi)外流道橫截比的變化有類似的規(guī)律(見圖6)，不過最優(yōu)的位置出現(xiàn)得比較靠前，之后均勻度隨著內(nèi)外流道橫截比增大而減小.分子篩床層最大軸向均勻度約為0.991，出現(xiàn)在內(nèi)外流道橫截比約為0.47處，氧化鋁床層最大均勻度約為0.986，出現(xiàn)在內(nèi)外流道橫截比約0.38處.可見減小最初內(nèi)外流道橫截比能夠增大脫附過程中兩床層的氣體分布均勻度.

圖6　脫附過程中兩床層中流場均勻度隨內(nèi)外流道橫截比的變化Fig.6 Changes of flow uniformity in two beds along with the cross-sectional area ratio of the inside to outside flow channels during desorption process

圖7為最佳橫截比時兩流道內(nèi)和床層之間的靜壓力.內(nèi)外流道橫截比減小，中心流道直徑變小，氣速增大摩擦阻力增大，引起的靜壓力降增加，由原來的約50,Pa變?yōu)?00,Pa左右；而環(huán)形變寬，氣速降低，摩擦力減小引起的靜壓力降也減小，由原來的約150,Pa減小到100,Pa左右.兩流道內(nèi)壓降趨同，使得床層兩側(cè)壓差更加均勻.床層內(nèi)3個截面上的速度與圖3相比，床層內(nèi)下部速度下降，上部速度升高，使得速度軸向更加均勻，但大體趨勢相同.達(dá)到最佳橫截比后，繼續(xù)增加內(nèi)外流道橫截比，床層內(nèi)氣流均勻度下降，其原因與吸附過程類似，中心流道內(nèi)壓降超過環(huán)流道內(nèi)壓力降，使得床層上部壓差大于下部，從而床層均勻度變差.

圖7　脫附過程中n＝0.414時內(nèi)外流道及兩流道之間的靜壓力軸向分布Fig.7 Axial static pressure distribution of the inside，outside and middle flow channels during desorption process when n＝0.414

在吸附和脫附過程中，若要增大兩床層內(nèi)氣體分布均勻度，則需要分別增大或減小內(nèi)外流道橫截比.然而兩者不能同時達(dá)到，只能相互折中，再通過其他辦法進(jìn)一步提高兩個過程的軸向氣流均勻度.

3.3 床層空隙率對氣流均勻度的影響

吸附過程中，降低分子篩空隙率，分子篩和氧化鋁床層氣流均勻度均有大幅度提升；降低氧化鋁床層空隙率，分子篩床層流場均勻度有所提高，但氧化鋁床層流場均勻度先稍微下降后有所上升，具體數(shù)值見表3.分析其原因，床層空隙率的降低增加了氣體流通的阻力，尤其是在原來氣流速度較快的地方，阻力增加更大，迫使流體向流通阻力更小的地方流動，使得氣體的流量在床層的各個高度處分布更加均勻.但在吸附過程中，氧化鋁床層在外側(cè)且其厚度較薄，氣流進(jìn)入時壓降波動較大，如圖8中的方格曲線下部壓降有明顯的波動，但當(dāng)它的空隙率降低時，下部波動變小，這樣一來使得自身床層均勻度稍有下降，繼續(xù)降低其床層空隙率其氣流均勻度又開始呈上升趨勢.

表3　吸附及脫附過程床層均勻度隨床層空隙率的變化Tab.3 Changes of bed uniformity along with bed void fraction　 during adsorption and desorption processes

圖8　吸附過程中不同床層空隙率的歸一化氧化鋁床層壓力降變化Fig.8 Changes of normalized alumina bed pressure drop along with different bed void fractions during adsorption process

在脫附過程中，氣體先進(jìn)入分子篩床層，其床層厚度較大，壓降并不存在波動，所以氣流均勻度隨床層孔隙率的降低呈不斷上升趨勢.但對于分子篩床層來說，降低分子篩空隙率，氣流均勻度提高更大；而對于氧化鋁床層來說，降低氧化鋁空隙率，氣流均勻度提高更多.因為降低床層空隙率時，該床層自身壓力降增加，對自身壓降的軸向差異削弱更大，即壓降的基數(shù)更大，差異相對減小，所以均勻度上升較多.

分子篩床層較厚，其空隙率降低帶來較大壓降，當(dāng)空隙率降到0.3時，在吸附過程中，高10,m處帶來了2,000,Pa的額外靜壓力，如圖9所示；在脫附過程中，高7,m處帶來了約1,000,Pa的壓力增加，如圖10所示；但氧化鋁較薄，其空隙率的降低帶來的壓力降也相對較小.

圖9　吸附過程不同床層空隙率、x＝10,m處靜壓力沿y軸分布Fig.9 Static pressure distribution along y axis at x＝10,m with different bed void fractions during adsorption process

圖10　脫附過程中不同床層空隙率、x＝7,m處靜壓力沿y軸分布Fig.10 Static pressure distribution along y axis at x＝7,m with different bed void fractions during desorption process

3.4導(dǎo)氣錐對氣流均勻度的影響

導(dǎo)氣錐是一種常用的增加氣流分布均勻性的分布器，它能使得中心流道橫截面積隨高度變化進(jìn)而減小氣流速度的變化，降低氣速變化引起的壓力降，同樣也起到改變內(nèi)外流到橫截比的作用.這里在原來的純化器物理模型中加一個高HZ為14,m、底面圓半徑Rd為0.68,m的導(dǎo)氣錐，其尺寸根據(jù)工業(yè)數(shù)據(jù)選取.本文對加裝導(dǎo)氣錐的純化器進(jìn)行模擬時，所采用的數(shù)學(xué)模型、邊界條件及網(wǎng)格尺寸與前文一致.

表4給出加入錐體前后吸附脫附兩過程床層均勻度數(shù)據(jù)，發(fā)現(xiàn)加入錐體后吸附過程兩床層均勻度稍微有所下降，而脫附過程兩床層均勻度都有大幅度上升.加入錐體減小了中心管的流通截面積，相當(dāng)于在原尺寸的基礎(chǔ)上減小內(nèi)外流道橫截比.與前文所得結(jié)論相似，吸附過程兩床層均勻度下降，脫附過程兩床層均勻度上升，但又由于錐體下部粗上部細(xì)，起到調(diào)節(jié)動量因素對靜壓力的影響，因而使得吸附過程兩兩床層流場的均勻度下降幅度很小，而脫附過程中兩床層流場均勻度有很大提高，且脫附再生越完全，吸附效果越好，錐體起到了很積極的作用.

表4　導(dǎo)氣錐對純化器床層內(nèi)氣流均勻度的影響Tab.4 Influence of cone distributor on airflow uniformity in clarifier bed

3.5多因素對流場均勻度影響分析

前面討論了單因素對吸附和脫附過程中床層流場均勻度的影響，為進(jìn)一步更有效率地提高床層流場均勻度，這里討論一下多個因素疊加對流場均勻度的影響.由于內(nèi)外流道橫截比對吸附和脫附兩個過程床層均勻度的影響方向是相反的，只能擇中選取，這里不作變動，只適當(dāng)改變兩床層空隙率并同時加入導(dǎo)氣錐分析其所得床層內(nèi)氣流均勻度.表5給出了不同床層空隙率以及是否有導(dǎo)氣錐時，兩床層均勻度的結(jié)果.

在吸附過程中，同時降低兩床層空隙率并加入錐體，對吸附過程兩床層均勻度均有提高，但效果沒有單純降低分子篩床層空隙率到0.33得到的結(jié)果理想.但在脫附過程中，同時降低兩床層空隙率并加入錐體，得到的兩床層均勻度的結(jié)果要好于任何單因素的影響，甚至好于把分子篩空隙率降低到0.30所得到兩床層的均勻度.

表5　多因素對床層內(nèi)氣流均勻度的影響Tab.5 Influence of many factors on the airflow uniformity in bed layer

多因素同時改變時，兩床層某一高度處的靜壓力如圖11和圖12所示，降低分子篩和氧化鋁空隙率分別到0.33和0.35，并加入錐體，在吸附過程中帶來約1,300,Pa的床層壓力降的增加，與單純降低分子篩空隙率到0.33帶來的床層壓力增加相差不多；在脫附過程中，3因素疊加帶來了約500,Pa的床層壓力降的增加，遠(yuǎn)小于單純降低分子篩空隙率到0.30所帶來的1,000,Pa左右的床層壓力增加.

圖11　吸附過程中不同條件下x＝10,m處靜壓力沿y軸的分布Fig.11 Static pressure distribution along y axis at x＝10,m in different conditions during adsorption process

圖12　脫附過程中不同條件下x＝7,m處靜壓力沿y軸的分布Fig.12 Static pressure distribution along yaxis at x＝7,m in different condition during desorption processs

綜合吸附和脫附過程，同時降低兩床層空隙率并加入錐體，對吸附過程兩床層均勻度均有提高，效果比單純降低分子篩床層空隙率到0.33稍差.但在脫附過程中在較小的床層壓降增加的基礎(chǔ)上極大地提高了兩床層均勻度，而且在工業(yè)生產(chǎn)過程中脫附過程比吸附過程對床層氣流均勻度要求更苛刻.所以在本文的討論范圍內(nèi)，同時小幅度降低兩床層空隙率并加入錐體，對于改善純化器內(nèi)氣流均勻度是最理想的.

4　結(jié) 論

(1)在純化器吸附過程中，床層內(nèi)軸向氣流均勻度隨著內(nèi)外流道橫截比的變大呈先變大后變小的趨勢，內(nèi)外流道最佳橫截比為0.887.在脫附過程中，分子篩和氧化鋁床層氣流均勻度都隨著內(nèi)外流道橫截比的降低先增大后下降，均勻度在內(nèi)外流道橫截比為0.47和0.38左右分別達(dá)到最大值.

(2)在純化器吸附過程中，降低氧化鋁床層的空隙率，對自身流場均勻度有先變小后變大的趨勢，對分子篩床層流場均勻度稍有提高，而降低分子篩床層空隙率，兩床層流場均勻度都有明顯提高；在脫附過程中，兩床層空隙率的降低對兩床層均勻度都有提高.

(3)在純化器中心流道加入導(dǎo)氣錐會使吸附過程床層氣流均勻度稍有下降，但是可以使脫附過程中床層內(nèi)氣流均勻度有較大上升.加入導(dǎo)氣錐，一方面相當(dāng)于縮小了內(nèi)外流道橫截比，另一方面又減小了氣流速度的變化對兩床層均勻度的影響，兩者綜合使得床層均勻度在吸附過程中減小不大，在脫附過程增加較多.

(4)本文提出最優(yōu)的提高氣流均勻度的方案如下：同時降低分子篩和氧化鋁床層空隙率到0.33和0.35，并加入錐體.對吸附過程兩床層均勻度均有提高，且在脫附過程中在較小的床層壓降增加的基礎(chǔ)上兩床層均勻度提高到很理想的狀態(tài)，滿足了脫附過程對床層均勻度的苛刻要求.

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(責(zé)任編輯：田 軍)

Simulation and Analysis on Gas Flow Distribution in Radial Flow Air Adsorber

Tang Zhongli1,2，Xu Mingyang1,2，Zhang Jun1,2
(1.School of Chemical Engineering and Technology，Tianjin University，Tianjin 300072，China；2.State Key Laboratory of Chemical Engineering(Tianjin University)，Tianjin 300072，China)

Abstract：Gas flow distribution and its influence factors in a eighty thousand tons adsorber have been investigated by computational fluid dynamics(CFD).It is found that the axial uniformity of the flow distribution can be maximized when the cross-sectional area ratio of the center pipe to the annular channel reaches a certain value in adsorption process and desorption process.The uniformity in the two layers can both be improved by lowering the porosity of molecular sieve layer.In addition,a cone distributor can cause a little decrease of the uniformity in adsorption process,but can cause a relatively large increase in desorption process.An optimal solution is proposed as follows:Adjusting the porosity of the inner molecular sieve layer and the alumina layer to 0.33 and 0.35,respectively;Adding a cone distributor，the uniformity in the two layers can be improved with a slight increase of the pressure drop in both adsorption and desorption processes.

Keywords：air separation；radial flow；gas flow distribution；structure optimization；CFD simulation

通訊作者：唐忠利，zltang@tju.edu.cn.

作者簡介：唐忠利（1969—），男，博士，副教授.

收稿日期：2014-10-31；修回日期：2014-12-26.

DOI:10.11784/tdxbz201410080

中圖分類號：TQ

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：0493-2137(2016)03-0305-09

網(wǎng)絡(luò)出版時間：2015-01-07.網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://ww.cnki.net/kcms/detail/12.1127.N.20150107.1035.001.html.