余 帥 厲彥忠 劉景武 洪 坤 張建松
(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院;2.浙江智?;ぴO(shè)備工程有限公司)
隨著大孔隙率、低壓降、新型高效填料的開(kāi)發(fā)和大直徑、淺床層、低液氣比填料塔的發(fā)展,特別是對(duì)于高真空精餾過(guò)程,填料塔內(nèi)氣流的初始分布、壓降等因素對(duì)填料塔的分離效率有著重大影響[1~3],許多研究學(xué)者對(duì)精餾塔內(nèi)不同類(lèi)型氣體分布器的流動(dòng)規(guī)律進(jìn)行較為全面的研究。 杜明通過(guò)搭建試驗(yàn)臺(tái)對(duì)精餾塔內(nèi)雙列葉片式氣體分布器進(jìn)行研究[4];唐建峰等通過(guò)搭建試驗(yàn)臺(tái)對(duì)FLNG填料塔內(nèi)雙切向環(huán)流式氣體分布器進(jìn)行研究[5~7];金紅杰等通過(guò)數(shù)值模擬方法對(duì)精餾塔內(nèi)環(huán)流式氣體分布器進(jìn)行研究和優(yōu)化[8~10]。 雖然目前研究得到氣體分布器模型的性能有所提升,但結(jié)構(gòu)復(fù)雜, 在實(shí)際加工和生產(chǎn)應(yīng)用中存在一定的難度,同時(shí)針對(duì)不同空分規(guī)模下氣體分布器的選型未形成相應(yīng)的設(shè)計(jì)公式和規(guī)范,因此對(duì)設(shè)計(jì)和選型的指導(dǎo)極其有限。 在此,筆者通過(guò)數(shù)值模擬方法研究雙切向環(huán)流憋壓式氣體分布器的流動(dòng)特性,并擬合得到適用于不同空分規(guī)模的氣體分布器尺寸參數(shù)及其與性能之間的函數(shù)影響關(guān)系,希望為氣體分布器的設(shè)計(jì)和選型提供一定的理論指導(dǎo)。
以實(shí)際生產(chǎn)中應(yīng)用的直徑4 000 mm的精餾塔用氣體分布器為模型,其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如下:
分布器高度h 1 400 mm
塔徑D 4 000 mm
分布器內(nèi)筒直徑d 3 080 mm
上塔壁高度h1600 mm
下塔壁高度h2800 mm
開(kāi)孔尺寸(寬度K×高度L) 88 mm×500 mm
開(kāi)孔數(shù)量 12
開(kāi)孔位置分布角度 α=24°,β=60°
分流板高度h31 000 mm
分流板開(kāi)口角度θ 120°
送風(fēng)管直徑d11 000 mm
氣體分布器物理模型如圖1所示。
圖1 氣體分布器物理模型
以氣體分布器內(nèi)流場(chǎng)分布狀況為研究對(duì)象,該流場(chǎng)內(nèi)流體行為為復(fù)雜的兩相三維湍流流動(dòng)。鑒于實(shí)際情況的限制對(duì)模型作如下簡(jiǎn)化:
a. 流體物性為實(shí)際運(yùn)行時(shí)精餾塔下塔狀態(tài)對(duì)應(yīng)的空氣物性參數(shù);
b. 流體假定為單相流;
c. 模擬實(shí)際運(yùn)行時(shí)精餾塔下塔的狀態(tài),溫度取101 K,壓力取0.52 MPa,穩(wěn)定流動(dòng),不可壓縮定常流動(dòng)。
實(shí)際操作條件下,氣體在分布器內(nèi)的流動(dòng)是復(fù)雜的三維湍流流動(dòng)。 因其在整個(gè)過(guò)程中的壓力變化不大, 因此把它當(dāng)作不可壓縮氣體來(lái)處理。模擬中,流體流動(dòng)情況近似為穩(wěn)態(tài)流動(dòng)。 整個(gè)過(guò)程可以用雷諾平均方程、湍動(dòng)能和湍動(dòng)耗散率輸運(yùn)方程來(lái)描述。 進(jìn)料口區(qū)域流體流型為充分發(fā)展的湍流。
連續(xù)性方程:
其中,常數(shù)C1=1.9,ε的有效普朗特?cái)?shù)σε=1.2,ν為流體運(yùn)動(dòng)粘度。
入口邊界條件:采用速度入口,結(jié)合工廠運(yùn)行數(shù)據(jù),設(shè)定氣體溫度為101 K,壓力為0.52 MPa,入口處中心速度4.99 m/s, 入口密度取該狀態(tài)下實(shí)際的氣體密度20.24 kg/m3,粘度7.4 μPa·s。
出口邊界條件:采用壓力出口條件,相對(duì)壓力設(shè)為0,操作壓力設(shè)為0.52 MPa。
壁面條件采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)進(jìn)行計(jì)算。
計(jì)算采用FLUENT基于壓力的求解器, 湍流模型為Realizable k-ε模型,動(dòng)量方程、湍動(dòng)能和湍動(dòng)耗散率方程采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散,對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)格式[11]。 其中,各項(xiàng)收斂殘差均設(shè)為1×10-6。
不均勻度和壓降是氣體分布器性能重要的設(shè)計(jì)和評(píng)價(jià)指標(biāo)。
不均勻度λ的計(jì)算式為:
式中 pin——?dú)怏w入口截面壓力,Pa;
pout——?dú)怏w出口截面壓力,Pa。
在模型的劃分過(guò)程中采用了對(duì)稱(chēng)面, 即對(duì)物理模型的半邊進(jìn)行了網(wǎng)格劃分, 可有效減少計(jì)算量。 進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證, 對(duì)壓降進(jìn)行監(jiān)控, 當(dāng)壓降隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加基本維持不變(不超過(guò)1%)時(shí)確定網(wǎng)格數(shù)量(圖2),網(wǎng)格數(shù)選擇750 000。
圖2 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證
為驗(yàn)證所建模型的準(zhǔn)確性, 建立文獻(xiàn)[5,6]中試驗(yàn)裝置所用的氣體分布器物理模型,利用該物理模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。 以不同入口速度下氣體分布器的壓降和出口截面上的不均勻度為考察對(duì)象,由表1和圖3可知:在出口截面上,氣體分布器不均勻度的模擬值與文獻(xiàn)試驗(yàn)值之間平均絕對(duì)偏差為8.96%;在不同入口速度下,氣體分布器壓降的模擬值與文獻(xiàn)試驗(yàn)值的變化趨勢(shì)相同,平均絕對(duì)偏差為14.40%。 綜上所述,可以認(rèn)為筆者建立的數(shù)學(xué)模型能夠較好地預(yù)測(cè)氣體分布器不均勻度和壓降的變化趨勢(shì)。
表1 不同入口速度下的不均勻度對(duì)比
圖3 不同入口速度下的壓降對(duì)比
氣體分布器內(nèi)氣體流動(dòng)跡線及分布器出口軸向速度分布如圖4所示。 由圖4可以看出,氣體由入口進(jìn)入氣體分布器環(huán)形通道,環(huán)流沿著環(huán)形通道向入口對(duì)側(cè)運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中,經(jīng)氣體分布器內(nèi)筒壁上的導(dǎo)流孔噴射出去,從不同孔中噴射出的流體在遠(yuǎn)離入口側(cè)匯合,匯合過(guò)程中大部分氣體向上運(yùn)動(dòng),直至出口,另一部分氣體向氣體分布器底部流動(dòng),到達(dá)側(cè)壁后轉(zhuǎn)而向上流動(dòng)至出口。
圖4 氣體分布器內(nèi)氣體流動(dòng)跡線及分布器出口軸向速度分布云圖
在保證氣體分布器上塔壁高度h1、 下塔壁高度h2、開(kāi)孔數(shù)量、開(kāi)孔位置分布角度α和β、分流板高度h3、分流板開(kāi)口角度θ及送風(fēng)管直徑d1等不變的基礎(chǔ)上,通過(guò)控制變量法分別計(jì)算得到氣體分布器高度h、開(kāi)孔對(duì)比率?、徑比φ及塔徑D等對(duì)分布器性能的影響規(guī)律。
氣體分布器高度對(duì)其性能的影響規(guī)律如圖5所示。 由圖5可以看出:隨著氣體分布器高度的增加,壓降呈先減小后增大的趨勢(shì),存在一個(gè)最佳高度使得壓降最??;不均勻度呈先增大后減小的趨勢(shì),存在一個(gè)高度值使得不均勻度最大。
圖5 氣體分布器高度對(duì)其性能的影響規(guī)律
在研究氣體分布器性能隨開(kāi)孔大小變化規(guī)律時(shí),通過(guò)改變開(kāi)孔寬度K來(lái)控制開(kāi)口大小,但為了方便比較不同塔徑和分布器內(nèi)筒直徑的情況,再定義一個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)——開(kāi)孔對(duì)比率?, 其計(jì)算式為:
?=100%時(shí)為基本模型對(duì)應(yīng)的尺寸。
在徑比φ=0.77的情況下, 不同塔徑氣體分布器性能隨開(kāi)孔對(duì)比率的變化規(guī)律如圖6所示。 由圖6可以看出:隨著開(kāi)孔對(duì)比率的增大,氣體分布器不均勻度大致呈線性減小的趨勢(shì);壓降隨著開(kāi)孔對(duì)比率的增大而減小, 且減小速度逐漸放緩;在徑比和塔徑相同的情況下, 開(kāi)孔對(duì)比率從60%增至100%的過(guò)程中壓降減小幅度遠(yuǎn)大于開(kāi)孔對(duì)比率從100%增至200%的過(guò)程, 且二者之間近似呈非線性的二次函數(shù)規(guī)律變化。
圖6 不同塔徑氣體分布器性能隨開(kāi)孔對(duì)比率的變化規(guī)律
在研究氣體分布器性能隨氣體分布器內(nèi)筒直徑變化規(guī)律時(shí),為了方便比較不同塔徑和分布器內(nèi)筒直徑的情況,定義一個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)——徑比φ,其計(jì)算式為:
φ=0.77時(shí)為基本模型對(duì)應(yīng)的尺寸。
在?=100%的情況下, 不同塔徑氣體分布器性能隨徑比的變化規(guī)律如圖7所示。 由圖7可以看出:隨著徑比的增大,氣體分布器不均勻度大致呈線性減小的趨勢(shì), 且開(kāi)孔對(duì)比率較小 (60%~100%)時(shí),其減小速度較緩慢;隨著徑比的增加,氣體分布器壓降有所減小, 且降低速度逐漸變緩。
圖7 不同塔徑氣體分布器性能隨徑比的變化規(guī)律
保持開(kāi)孔對(duì)比率不變,不同徑比氣體分布器性能隨塔徑的變化規(guī)律如圖8所示。 由圖8可以看出,隨著塔徑的增大,氣體分布器不均勻度大致呈線性增加的趨勢(shì),壓降逐漸減小,近似呈非線性的二次函數(shù)規(guī)律變化,塔徑變化對(duì)氣體分布器壓降的影響大于對(duì)不均勻度的影響。
圖8 不同徑比氣體分布器性能隨塔徑的變化規(guī)律
由上述分析結(jié)果可知, 改變空分規(guī)模時(shí),精餾塔塔徑、氣體分布器內(nèi)筒直徑和開(kāi)孔對(duì)比率這3個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)氣體分布器性能起到?jīng)Q定性作用。
目前,在實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程中,根據(jù)空分規(guī)模的不同,采用的精餾塔塔徑有所差異,氣體分布器規(guī)格也隨之變化。 筆者基于上述數(shù)值模擬結(jié)果,參考文獻(xiàn)[12]中的方法,采用CCD實(shí)驗(yàn)點(diǎn)設(shè)計(jì)和響應(yīng)面技術(shù), 利用Design Expert軟件擬合得到氣體分布器壓降、不均勻度與主要結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)聯(lián)式。 筆者選擇X1、X2、X3作為相應(yīng)的變量,則有:
式(10)中的4 000表示基本模型的塔徑。對(duì)生成的響應(yīng)面上得到的數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行氣體分布器性能關(guān)聯(lián)式擬合,可以得到:
不均勻度的擬合關(guān)聯(lián)式的擬合優(yōu)度R2=0.988, 壓降的擬合關(guān)聯(lián)式的擬合優(yōu)度R2=0.992。通過(guò)氣體分布器不均勻度和Eu的模擬計(jì)算值與擬合關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的比較發(fā)現(xiàn) (圖9),偏差都在±15%以內(nèi);不均勻度預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式的最大偏差為7.48%;Eu預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式的最大偏差為13.41%,表明筆者擬合得到的關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)性能良好。
圖9 分布器性能擬合關(guān)聯(lián)式誤差
3.1 采用CFD方法對(duì)雙切向環(huán)流憋壓式氣體分布器內(nèi)氣體的流動(dòng)進(jìn)行了模擬計(jì)算,得到了分布器主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)分布器性能的影響規(guī)律,并擬合得到了分布器性能的擬合關(guān)聯(lián)式。
3.2 根據(jù)單參數(shù)影響計(jì)算,氣體分布器不均勻度與塔徑呈正相關(guān),與分布器內(nèi)筒直徑和開(kāi)孔對(duì)比率呈負(fù)相關(guān),隨著分布器高度的變化存在一個(gè)最大值;氣體分布器壓降與塔徑、分布器內(nèi)筒直徑和開(kāi)孔對(duì)比率呈負(fù)相關(guān),隨著分布器高度的變化存在一個(gè)最小值。
3.3 通過(guò)Design Expert軟件利用響應(yīng)面法得到了分布器的性能指標(biāo)擬合關(guān)聯(lián)式,擬合得到的不均勻度和壓降預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式的擬合優(yōu)度分別為0.988和0.992, 擬合關(guān)聯(lián)式在結(jié)構(gòu)參數(shù)變化范圍內(nèi)是可靠的,能夠?yàn)椴煌辗忠?guī)模用精餾塔氣體分布器的設(shè)計(jì)和選型提供參考。
【致謝】感謝盈德氣體集團(tuán)有限公司及浙江智?;ぴO(shè)備工程有限公司在本文完成過(guò)程中提供的幫助與支持。