空冷入口管NH3-HCl-H2S結(jié)晶特性預(yù)測及注水混合數(shù)值模擬

金浩哲， 趙宏利， 俞晨煬， 范志卿， 偶國富， 王 超， 栗雪勇， 肖樹萌

(1.浙江理工大學(xué) 流動(dòng)腐蝕研究所，浙江 杭州 310018；2.中國石化 茂名分公司，廣東 茂名 525011)

在石油化工行業(yè)中，加氫空冷系統(tǒng)是原油加氫精制過程中的重要組成部分。由于進(jìn)口原油種類多樣化、品質(zhì)劣化，空冷器銨鹽結(jié)晶、沉積、沖蝕風(fēng)險(xiǎn)日益上升，很容易造成堵管、爆管、管壁沖蝕減薄等問題，嚴(yán)重影響生產(chǎn)安全[1-4]。為了避免銨鹽結(jié)晶對(duì)空冷器造成的危害，業(yè)界普遍采用向空冷器注水的方法，將原油中的腐蝕性氣體與銨鹽顆粒溶解吸收，降低結(jié)晶沉積風(fēng)險(xiǎn)[5-7]?？绽淦魅肟谂涔茏⑺绞椒譃閱吸c(diǎn)注水和多點(diǎn)注水2種方式，二者在工程中都有大量實(shí)際應(yīng)用[8]。

空冷器入口管道內(nèi)存在油、氣、水三相的流動(dòng)，還存在相間的傳熱，因此內(nèi)部工況較為復(fù)雜，許多學(xué)者對(duì)此進(jìn)行了研究。金浩哲等[9]對(duì)加氫空冷器前注劑T型管內(nèi)多相流的數(shù)值模擬研究，得出水相分率與剪切應(yīng)力分布位置與管道穿孔位置有強(qiáng)相關(guān)性的結(jié)論，其仿真計(jì)算的水相分率和剪切應(yīng)力較大的位置與實(shí)際測量的主流管道下壁面管道減薄位置較為吻合。王丹華等[10]通過仿真研究認(rèn)為，影響T型管單個(gè)支管內(nèi)流體分布的主要因素是支管入口產(chǎn)生的渦流強(qiáng)度，影響多個(gè)支管間流體分布的主要因素是流體慣性。Zhang等[11]采用Ranz-Marshall模型對(duì)垂直管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流過冷沸騰的相間傳熱進(jìn)行了計(jì)算并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。Selma等[12]采用歐拉多相流模型對(duì)鼓泡塔內(nèi)的氣-液流態(tài)進(jìn)行了模擬，結(jié)果表明Schiller-Naumann相間曳力模型對(duì)鼓泡塔內(nèi)部流場特征的捕捉結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合。谷建龍等[13]對(duì)氣、液射入壓載水排放管中的混合過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了T型管注水中射流與橫流的混合過程，結(jié)果表明沖擊射流在短距離內(nèi)更加有利于氣、液快速混合。Colombo等[14]研究了多相湍流模型對(duì)歐拉雙流體模型計(jì)算氣泡流的影響，分別對(duì)圓形管道和方形管道中的氣泡流采用K-epsilon、雷諾應(yīng)力模型(Reynolds stress model，RSM)、Elliptic-blending Reynolds stress model(EB-RSM) 湍流模型進(jìn)行預(yù)測，結(jié)果表明，對(duì)于圓管流動(dòng)，3個(gè)湍流模型都能很好地再現(xiàn)流動(dòng)和空隙率分布的主要特征。Zhang等[15]基于改進(jìn)的可壓縮雙流體模型和大渦模擬模型，研究了包括噴嘴內(nèi)流動(dòng)在內(nèi)的錐形噴嘴射流破碎現(xiàn)象，并加入多相流模型(Volume of fluid，VOF)、表面張力模型和Ranz-Marshall傳熱模型對(duì)射流破碎過程進(jìn)行了數(shù)值分析，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好。結(jié)果表明，射流破碎分為完整區(qū)域和射流破碎區(qū)域，表面張力會(huì)對(duì)射流的流型產(chǎn)生雙重作用，較大的氣-液速度梯度導(dǎo)致液體溫度顯著升高。Kong等[16]對(duì)管式氣-液霧化混合器中液體射流的霧化和混合特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和仿真研究，結(jié)果表明，液體流量對(duì)霧化液滴尺寸和霧化壓力降影響不大，氣體流量是主要影響參數(shù)。氣體流量越大，液體的霧化效果和分布均勻性越好。

筆者對(duì)某石油化工廠空冷器前管集進(jìn)行工藝流體建模仿真，分析管道內(nèi)NH4Cl結(jié)晶規(guī)律，比較不同注水方式在注水效果上的差異，為后續(xù)加氫空冷器注水方案設(shè)計(jì)提供參考。

1 加氫空冷器工藝流程

1.1 蠟油加氫空冷器工藝過程

圖1為加氫反應(yīng)流出物工藝流程示意圖。具體工藝流程為：反應(yīng)流出物進(jìn)入熱高壓分離罐D(zhuǎn)-103進(jìn)行氣、液兩相分離；其中頂部熱高分氣依次經(jīng)過換熱器E-103和空冷器A-101，換熱后進(jìn)入分離罐D(zhuǎn)-105進(jìn)行油、氣、水三相分離，頂部產(chǎn)物為循環(huán)氫，油相和水相產(chǎn)物進(jìn)入分離罐D(zhuǎn)-106進(jìn)一步分離。D-103底部產(chǎn)物進(jìn)入熱低壓分離罐D(zhuǎn)-104進(jìn)行氣、液兩相分離，底部分離出熱低分油，頂部的氣體與裝置外進(jìn)入的除鹽水混合后進(jìn)入空冷器A-102降溫，然后進(jìn)入冷低壓分離罐D(zhuǎn)-106。冷低壓分離罐分離出的最終產(chǎn)物有低分氣、冷低分油和含硫污水，其中一部分的循環(huán)水經(jīng)循環(huán)泵P-103升壓后分別注入到換熱器E-103(一般不注)和空冷器A-101前。

A101—Air cooler; A102—Air cooler; D103—High pressure separator; D104—Low pressure separator; D105—High pressure separatorD106—Low pressure separator; E103—Heat exchanger; P103—Circulating pump圖1 加氫反應(yīng)流出物工藝流程示意圖Fig.1 Hydrogenation reaction effluent process flow chart

1.2 原料特性分析與注水洗鹽特性

由于工藝過程只涉及物理變化，因此采用基于質(zhì)量守恒定律的逆序倒推法對(duì)進(jìn)口物流進(jìn)行核算，使用PENG-ROBINSON狀態(tài)方程計(jì)算物性變化。表1為基于逆序倒推法的工藝計(jì)算入口數(shù)據(jù)，據(jù)此采用ASPEN軟件進(jìn)行原油特性分析及設(shè)備銨鹽結(jié)晶風(fēng)險(xiǎn)分析。

表1 基于逆序倒推法的工藝計(jì)算入口參數(shù)Table 1 Entrance parameters calculation basedon inverse inversion method

使用熱力學(xué)方法對(duì)NH4Cl的結(jié)晶溫度進(jìn)行計(jì)算[17]，以Kp值為平衡常數(shù)對(duì)不同氯含量工況下的空冷器A101的NH4Cl結(jié)晶溫度進(jìn)行計(jì)算。換熱器E-103入口溫度為245 ℃、出口溫度為120 ℃，空冷器A101入口溫度為120 ℃，注水質(zhì)量流量為30 t/h，壓力為11.8 MPa，標(biāo)準(zhǔn)工況下原油中氯質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.5 mg/kg，實(shí)際工況中氯質(zhì)量分?jǐn)?shù)在0.5～3.0 mg/kg范圍內(nèi)波動(dòng)。圖2為原油中不同氯含量下NH4Cl的結(jié)晶溫度曲線。由圖2可以看出，在標(biāo)準(zhǔn)工況下，溫度為210 ℃時(shí)存在NH4Cl結(jié)晶風(fēng)險(xiǎn)，NH4Cl結(jié)晶溫度隨著氯含量的增大而升高。由于換熱器E-103入口溫度為245 ℃、出口溫度為120 ℃，由此可以判斷，標(biāo)準(zhǔn)工況下?lián)Q熱器E-103已經(jīng)產(chǎn)生NH4Cl結(jié)晶顆粒，因此在空冷器A101前注水溶解NH4Cl顆粒是很有必要的。

圖2 不同原油中氯含量下NH4Cl的結(jié)晶溫度(Tc)曲線Fig.2 Crystallization temperature (Tc) profiles for NH4Clwith different chlorine contents in crude oils

除生成NH4Cl外，H2還與原油中的含硫化合物反應(yīng)生成H2S，H2S與NH3反應(yīng)生成NH4HS，NH4HS溶解在管束中容易形成強(qiáng)腐蝕性介質(zhì)[18]。根據(jù)API-932B[19]要求，對(duì)于碳鋼空冷器，應(yīng)確保注入混合點(diǎn)的液態(tài)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)不低于25%，應(yīng)該保持空冷器出口水相物流中NH4HS質(zhì)量分?jǐn)?shù)低于8%來防止NH4HS沖蝕風(fēng)險(xiǎn)。筆者以NH4HS含量和液態(tài)水含量為關(guān)鍵指標(biāo)，計(jì)算注水質(zhì)量流量對(duì)二者的影響，如圖3所示。

由圖3可知：在注水質(zhì)量流量大于25 t/h的情況下，NH4HS質(zhì)量分?jǐn)?shù)可以控制在8%以下，且液態(tài)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)滿足大于25%的要求，流體仿真以注水質(zhì)量流量30 t/h為計(jì)算條件。

圖3 注水質(zhì)量流量與NH4HS質(zhì)量分?jǐn)?shù)(w(NH4HS))和液態(tài)水質(zhì)量分?jǐn)?shù)(w(H2O))的關(guān)系Fig.3 Relationship of water injection rate, NH4HS massfraction (w(NH4HS)) and liquid water (w(H2O))

2 加氫空冷系統(tǒng)入口管道系統(tǒng)流動(dòng)模型構(gòu)建

2.1 管道結(jié)構(gòu)模型

圖4為加氫空冷器配管幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格部分示意圖。其中1～16為出口編號(hào)，每2個(gè)出口連接1臺(tái)空冷器，其中1、2出口連接空冷器A，以此類推共 8臺(tái)空冷器，編號(hào)為A～H；多點(diǎn)注水管規(guī)格為φ60 mm×11 mm；單點(diǎn)注水管道規(guī)格為φ89 mm×11 mm；b1、b2、b3、b4為支管編號(hào)；物流入口管道規(guī)格為φ356 mm×28 mm；物流出口管道規(guī)格為φ168 mm×18 mm。對(duì)流體域使用多面體網(wǎng)格(Poly mesh)劃分，在近壁面劃分邊界層網(wǎng)格，控制30≤y+≤300[20](y+為描述壁面的法向距離的無量綱高度)。對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證后，確定網(wǎng)格(Cell)數(shù)為7×106。其中注水混合附近流域網(wǎng)格大小為7 mm，注水管道流域網(wǎng)格大小為3 mm，其余區(qū)域網(wǎng)格大小均為10～20 mm自適應(yīng)大小網(wǎng)格，網(wǎng)格整體扭曲率不超過0.62。

A—H—Number of air cooler; b1—b4—Number of branch pipe; 1—16—Number of outlet pipeline圖4 加氫空冷器管道結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格剖分圖Fig.4 Pipeline structure and grid subdivision diagram of hydrogenation air cooler(a) Meshing near the injection pipe; (b) Meshing near the three-way pipe; (c) Meshing of pipeline outlet;(d) Meshing of pipeline inlet; (e) Pipeline structure and naming diagram

2.2 計(jì)算模型與邊界條件

采用歐拉雙流體模型計(jì)算油、氣、水的多相流動(dòng)。湍流模型選擇K-Epsilon-Realizable模型，采用壁面函數(shù)法求解近壁面流動(dòng)，使用Rans-Marshall模型計(jì)算相間傳熱過程，使用Schiller-Naumann曳力模型計(jì)算相間曳力，水相與氣相之間的表面張力為0.065 N/m，水相與油相之間的表面張力為0.024 N/m，氣相與油相的表面張力為0.023 N/m。計(jì)算域的物料和注水入口采用質(zhì)量入口，管道出口為壓力出口。采用Phase Coupled Simple方法進(jìn)行壓力與速度的耦合求解，壓力采用PRESTO格式，動(dòng)量、湍流動(dòng)能、湍流耗散率、能量均采用二階迎風(fēng)格式，體積分?jǐn)?shù)采用QUICK格式。采用雙精度穩(wěn)態(tài)求解器進(jìn)行計(jì)算。由于管外有保溫層，因此忽略管道壁面與外界換熱。

3 管道流量溫度分布特性分析

3.1 氣-液混合流體在管道中的流量影響因素

為了對(duì)仿真結(jié)果中水流量分布特性規(guī)律及成因進(jìn)行研究，需要對(duì)影響水流量的關(guān)鍵物理變量進(jìn)行分析。假設(shè)氣-液混合流體每一相都完全均勻混合，已知有以下關(guān)系式：

qm=qvρ

(1)

在均勻混合的氣、液多相流管道中：

qvw=σvwqva

(2)

由式(1)、(2)可得：

qmw=σvwqvaρw

(3)

且：

qva=vαS

(4)

則：

qmw=σvwvαAρw

(5)

前面假設(shè)混合流體每一相都均勻混合，則：

Vα=vw

(6)

因此：

qmw=σvwvwSρw

(7)

式(1)～(7)中：qv為體積流量，m3/s；qm為氣、液兩相流的總質(zhì)量流量，kg/s；ρ為密度，kg/m3；qvw為水的體積流量，m3/s；σvw為水的體積分?jǐn)?shù)，%；qva為氣-液混合流體的總體積流量，m3/s；qmw為水的質(zhì)量流量，kg/s；ρw為水的密度，kg/m3；vα為氣-液混合流體的平均流速，m/s；S為管道的截面積，m2；vw為水的平均流速，m/s。

由式(7)可知，影響管道中水流量的關(guān)鍵參數(shù)為水的體積分?jǐn)?shù)(下文統(tǒng)稱為水相分率)和水的平均流速的乘積。

3.2 每臺(tái)空冷器流量分布特性

首先以每臺(tái)空冷器為單位來分析水流量分布的區(qū)別。圖5為單點(diǎn)注水和多點(diǎn)注水方式的空冷器入口水流量。

圖5 單點(diǎn)和多點(diǎn)注水方式的空冷器入口水質(zhì)量流量(qmw)Fig.5 Inlet water mass flow rate (qmw) of air cooler withsingle-point and multi-point water injection modes

由圖5可知，對(duì)于每臺(tái)空冷器來說，單點(diǎn)注水的水質(zhì)量流量分布相比多點(diǎn)注水波動(dòng)更大，其每臺(tái)空冷器水質(zhì)量流量最大差值為0.0603 kg/s，而多點(diǎn)注水的每臺(tái)空冷器水質(zhì)量流量差別較小。

在單點(diǎn)注水情況下，經(jīng)注水管噴出的水在高速氣體的強(qiáng)大曳力帶動(dòng)下被吹散為離散狀態(tài)，并隨著氣體一起流動(dòng)。此后，在混合物經(jīng)過彎管時(shí)，一部分液滴由于離心力的作用而向外側(cè)管壁運(yùn)動(dòng)聚集，在彎管外側(cè)管壁附近形成水相分率較高的區(qū)域。然后高水相分率區(qū)域沿著管壁繼續(xù)流動(dòng)，導(dǎo)致支管b1、b2、b3、b4一側(cè)水相分率大于另一側(cè)。由于其支管沿X方向水相分率不均勻，因此導(dǎo)致空冷器的水相分率A>B、D>C、E>F、H>G，如圖6和圖7所示。

A—H—Number of air cooler; b1—b4—Number of branch pipe圖6 單點(diǎn)注水方式的水相分率及流速云圖Fig.6 Water phase fraction and velocity cloud map of single-point water injection(a) Water volume fraction cloud map; (b) Water velocity cloud map

A—H—Number of air cooler; b1—b4—Number of branch pipe圖7 單點(diǎn)注水方式管道的水相分率及流速的管道截面云圖Fig.7 Pipe cross-section cloud map diagram of water phase fraction and velocity of single point water injection(a) Water volume fraction cloud map; (b) Water velocity cloud map

對(duì)比圖6和圖7中單點(diǎn)注水方式水相分率和流速的分布可知，水相分率較大的區(qū)域會(huì)導(dǎo)致流速降低，這是由于水的密度較大，導(dǎo)致管道內(nèi)部水相分率較大區(qū)域流動(dòng)受重力影響更大，慣性力增強(qiáng)，相間曳力也更大。因而流體動(dòng)能損失加大、流動(dòng)阻力增強(qiáng)，進(jìn)而導(dǎo)致流速更低。由于水相分率在4個(gè)支管中沿X方向分布不均勻?qū)е铝魉僖苍谘豖方向分布不均勻，因此空冷器流體流速B>A、C>D、F>E、G>H。

根據(jù)式(7)可知，管內(nèi)的水質(zhì)量流量由水相分率與水平均流速的乘積決定。因此經(jīng)過計(jì)算，空冷器的水流量A>B、D>C、E>F、H>G。

由圖6和圖7可知，b1、b4外側(cè)的水相分率相比于b2、b3更大， b2、b3外側(cè)流速相比于b1、b4更大，因而導(dǎo)致空冷器A、H的水相分率大于空冷器D、E，空冷器D、E的水流速大于空冷器A、H。但是由于空冷器D、E的水相分率與水流速度的乘積大于空冷器A、H，因此單點(diǎn)注水方式的空冷器D、E的水流量比空冷器A、H更大。而多點(diǎn)注水方式由于液態(tài)水沒有經(jīng)過管道前段的彎管偏流作用，因此每臺(tái)空冷器的水流量波動(dòng)相比于單點(diǎn)注水較小。

3.3 管道每個(gè)出口流量分布特性

雖然多點(diǎn)注水方式的每臺(tái)空冷器水流量大致相等，但是其每個(gè)出口的水流量存在不均勻性，單點(diǎn)注水和多點(diǎn)注水2種方式的每個(gè)管道出口水流量如圖8所示。

圖8 單點(diǎn)和多點(diǎn)注水方式的出口水流量(qmw)Fig.8 Outlet water mass flow rate (qmw) of single-pointand multi-point water injection methods

通過對(duì)圖8的流量分布規(guī)律的觀察可以發(fā)現(xiàn)，無論是單點(diǎn)注水還是多點(diǎn)注水，與同一根支管相連的2臺(tái)空冷器的4個(gè)出口水流量分布都具有相同的規(guī)律。例如：與支管b1相連的空冷器A和B的4個(gè)出口水質(zhì)量流量，出口2>出口1，出口3>出口4。與支管b2相連的空冷器C和D的4個(gè)出口水質(zhì)量流量，出口6>出口5，出口7>出口8。其他2個(gè)支管也有相同的分布規(guī)律，也就是說，與同一根支管相連的按順序的4個(gè)出口的水質(zhì)量流量均呈現(xiàn)倒“U”型分布。以多點(diǎn)注水方式與b3相連的管道為例分析倒“U”型分布原因。

圖9為與b3相連的管道的水相分率8%等值面圖及流速云圖。從圖9可以看出，管道內(nèi)的水相分率較高區(qū)域偏向管道內(nèi)側(cè)，導(dǎo)致水相分率出口10>出口9、出口11>出口12。根據(jù)3.2節(jié)中分析可知，管道中水相分率較大區(qū)域的水流速度會(huì)相對(duì)較低，因此流體在經(jīng)過彎管后管道外側(cè)流速偏大，出口水流速度出口9>出口10、出口12>出口11(如圖9中流速云圖所示)。根據(jù)式(7)可知，管道水流量由水相分率與水流速度的乘積決定，計(jì)算后可知出口水流量出口10>出口9、出口11>出口12，因此水流量呈倒“U”形分布。其他與同一根支管相連的2臺(tái)空冷器的4個(gè)出口也均具有相同的水相分率和流速分布規(guī)律；單點(diǎn)注水管道也是如此。為了表征注水均勻性差異，使用單、多點(diǎn)注水管道的出口水流量的方差作為注水流量均勻度的表征參數(shù)。由計(jì)算可知，單、多點(diǎn)注水管道的出口水流量方差分別為0.0012和0.0010，因此在每個(gè)出口水流量的均勻性上，多點(diǎn)注水比單點(diǎn)注水有一定優(yōu)勢。

9—12—Number of outlet pipeline圖9 與b3相連的管道的水相分率8%等值面圖及水相流速云圖Fig.9 Isosurface diagram of water phase fraction 8% and water velocity cloud map of pipeline connected with b3(a) Isosurface diagram of water phase fraction 8%; (b) Water velocity cloud map

通過對(duì)每臺(tái)空冷器和每個(gè)出口水流量分布規(guī)律成因的分析可知，在同一根管道內(nèi)，水相分率較大會(huì)導(dǎo)致水流速度較低。在對(duì)同一根一分二的管道2個(gè)出口的水流量比較分析中，主管道水相分率的空間分布對(duì)2個(gè)出口水流量起主導(dǎo)作用，與主管道水相分率較大一側(cè)同側(cè)的支管水流量較大。如果要比較2個(gè)不同的一分二管道的出口水流量，則要通過水相分率與水流速度的乘積來比較出口水流量的大小。

3.4 注水方式對(duì)出口溫度的影響

單點(diǎn)和多點(diǎn)注水方式由于注水位置不同，會(huì)導(dǎo)致水與氣體換熱時(shí)間的不同，因此其出口溫度分布也會(huì)存在差異。圖10為單點(diǎn)和多點(diǎn)注水方式的每個(gè)出口截面的平均溫度。

圖10 單點(diǎn)和多點(diǎn)注水方式的每個(gè)出口的平均溫度Fig.10 Each outlet average temperature for single-pointand multi-point water injection methods

由圖10可以看出，單點(diǎn)注水和多點(diǎn)注水出口截面的平均溫度分別為91.94、92.28 ℃，實(shí)際測量采用多點(diǎn)注水的空冷器入口溫度為90 ℃左右，因此驗(yàn)證了傳熱模型的準(zhǔn)確性。單點(diǎn)注水和多點(diǎn)注水的出口截面的平均溫度僅相差0.34 ℃，二者差別并不明顯。

圖11為單點(diǎn)注水和多點(diǎn)注水出口截面溫度分布云圖。雖然二者出口截面的平均溫度相差非常小，但是由圖11可知，二者出口截面溫度在出口截面上的分布均勻性并不相同。單點(diǎn)注水具有更加均勻的截面溫度分布，這是由于氣體與水的換熱時(shí)間較長的緣故。多點(diǎn)注水每個(gè)出口截面溫度的分布上存在較高的不均勻性，這是由于氣與水的混合時(shí)間較短，氣體熱量沒有被水充分吸收而導(dǎo)致的。由于水密度較大受到重力影響較大，因此主要聚集在管道底部，氣體密度較小因此聚集在管道頂部。由于氣體熱量沒有被水充分吸收，因此水相溫度較低而氣相溫度較高，管道底部區(qū)域溫度較低而上部溫度較高。由此可見，在物料各相的溫度均勻性上，單點(diǎn)注水相比于多點(diǎn)注水更有優(yōu)勢。

1—16—Number of outlet圖11 單點(diǎn)注水和多點(diǎn)注水出口溫度分布云圖Fig.11 Temperature distribution at outlet for single-point and multi-point water injection methods(a) Single point water injection outlet temperature; (b) Multi-point water injection outlet temperature

4 結(jié) 論

(1)基于逆序倒推法和PENG-ROBINSON狀態(tài)方程實(shí)現(xiàn)了管道內(nèi)多相流物性參數(shù)建模，并以此為基礎(chǔ)以熱力學(xué)方法建立銨鹽結(jié)晶溫度預(yù)測模型，NH4Cl結(jié)晶溫度隨著氯含量的上升而增大，注水質(zhì)量流量30 t/h可以滿足API標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)于NH4HS含量和入口液態(tài)水含量的限定。

(2)通過質(zhì)量流量與體積流量的關(guān)系式推導(dǎo)確定了水相分率和水流速度的乘積是影響水流量分布的關(guān)鍵物理量。在一分二管道內(nèi)水相分率對(duì)水流量分布起主導(dǎo)作用。并以質(zhì)量流量與體積流量關(guān)系式為依據(jù)結(jié)合管道流動(dòng)數(shù)值仿真結(jié)果，分析了以每臺(tái)空冷器為單位時(shí)的水流量分布和以每個(gè)出口為單位時(shí)的水流量分布以及分布規(guī)律的成因。結(jié)果表明，多點(diǎn)注水在出口流量的均勻分布上存在優(yōu)勢。

(3)單點(diǎn)注水方式和多點(diǎn)注水方式出口各相物料的溫度分布存在差異，多點(diǎn)注水由于水的換熱時(shí)間較短導(dǎo)致出口物料溫度均勻性比單點(diǎn)注水差。