中低溫煤焦油加氫反應(yīng)器不同分配器中液體分布的CFD模擬

羅成，范曉勇，朱永紅，田豐，崔樓偉，杜崇鵬，王飛利，李冬，鄭化安

（1 西北大學(xué)化工學(xué)院，陜西 西安 710069；2 榆林學(xué)院化學(xué)與化工學(xué)院，陜西 榆林 719099；3 西北化工研究院有限公司，陜西 陜西 710601）

中低溫煤焦油（LTCT）是低階煤熱解過程的液體副產(chǎn)物[1-2]，是一種可生產(chǎn)清潔燃料及高附加值化工產(chǎn)品的優(yōu)質(zhì)原料。陜西省榆林市、內(nèi)蒙古鄂爾多斯市和新疆是中國(guó)主要的低階煤產(chǎn)區(qū)[3-4]。原油儲(chǔ)量的下降、全球?qū)η鍧嵢剂系男枨笠约懊褐朴托袠I(yè)的快速發(fā)展[5-6]，為煤焦油高附加值利用提供了前所未有的機(jī)會(huì)。與原油相比，LTCT具有更高的密度、黏度和更多的重組分瀝青質(zhì)，特別是大量賦存且難以脫除的硫氮雜原子化合物，增加了其加工難度，尤其會(huì)對(duì)催化劑及設(shè)備管線造成難以估量的負(fù)面影響[7-10]。通過采用合適的催化加氫工藝，可實(shí)現(xiàn)煤焦油中各類雜原子的高效脫除及重組分的輕質(zhì)化轉(zhuǎn)化。

目前，LTCT 的加氫工藝過程多數(shù)是在滴流床反應(yīng)器中（TBR）中進(jìn)行。TBR是一種氣-液-固三相催化反應(yīng)器，允許氣-液原料以較低的表觀流速流過固體催化劑床層。原料在固體催化劑周圍形成膜狀不連續(xù)相，而氣態(tài)反應(yīng)物為連續(xù)相，填充催化劑床層的剩余空間，氣液兩相分別流動(dòng)[11]。TBR的反應(yīng)效率受多種關(guān)鍵因素制約，如物料流動(dòng)不均勻、填料堆疊方式、催化劑特性、操作條件等。其中，物料流動(dòng)不均勻性會(huì)降低催化劑效率，并可能導(dǎo)致局部熱點(diǎn)的形成。另外，TBR內(nèi)通常進(jìn)行的是強(qiáng)放熱反應(yīng)，為了控制工業(yè)TBR 反應(yīng)溫度，通常在兩個(gè)催化劑床層之間注入冷氫，以降低物料流體的溫度。雖然冷氫冷卻物料的同時(shí)保持了催化劑的清潔度[12-13]，但會(huì)影響混合物的轉(zhuǎn)化，導(dǎo)致反應(yīng)器直徑尺寸增大[14-15]。更為嚴(yán)重的是，用于控制床層溫度的冷氫從側(cè)方注入將會(huì)擾亂反應(yīng)器內(nèi)部的流體分布，造成反應(yīng)器內(nèi)部流體分布不均勻的現(xiàn)象。

在多數(shù)TBR 反應(yīng)器中，氣相和液相采用并流向下的方式依次通過頂部入口擴(kuò)散器、分配器塔盤、瓷球填料、積垢籃、催化劑顆粒床層等[16]。其中，由不同種類的分配器組成的分配器塔盤起著對(duì)氣液兩相進(jìn)行混合并且重新分配向下運(yùn)輸?shù)淖饔肹17-18]。因此，TBR 催化劑床層內(nèi)的氣液分布均勻性主要取決于分配器（及再分配器）塔盤的性能，進(jìn)而取決于床自身的填充特性。評(píng)價(jià)氣液分布器裝置性能的指標(biāo)一般有液體流動(dòng)模式、分布形態(tài)、覆蓋范圍、壓降和對(duì)塔盤水平度的敏感度等。催化劑床層頂部的不均勻液體分布會(huì)影響局部液體分布，進(jìn)而影響床層其余部分的流體動(dòng)力學(xué)性能，如流體流型、潤(rùn)濕性。因此，對(duì)分配器塔盤中的氣液兩相流動(dòng)和液體分布進(jìn)行研究是十分有意義的[17]。

但是，目前關(guān)于不同構(gòu)型分配器的氣液分配性能評(píng)價(jià)的研究非常有限。雖然有一些關(guān)于測(cè)量或模擬床層內(nèi)部局部液體分布[19-20]及潤(rùn)濕行為[21-22]的研究，但只有少數(shù)論文[23-25]研究了分布器塔盤的分配效果。針對(duì)不同結(jié)構(gòu)的多孔塔板分布器[19-20,25-27]在床層內(nèi)引入的液體分布的不均勻性，已有多項(xiàng)實(shí)驗(yàn)和CFD研究。雖然這些研究證實(shí)了床內(nèi)液體分布與分配器設(shè)計(jì)和安裝有著顯著的依賴關(guān)系，但并沒有提供關(guān)于不同分布器產(chǎn)生的液體分布范圍、形態(tài)等的明確信息。此外，部分研究人員[24,28-29]對(duì)TBR 中共流向下流動(dòng)的單個(gè)或幾個(gè)基本分布單元所產(chǎn)生的液體分布進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。

Bazer-Bachi等[23]對(duì)滴流床反應(yīng)器的分布特性和塔板不均勻性的抵抗方面進(jìn)行了比較，發(fā)現(xiàn)氣提和多孔徑系統(tǒng)對(duì)塔板不平整度的敏感性相同，遠(yuǎn)遠(yuǎn)優(yōu)于泡罩系統(tǒng)。Ramajo 等[24]采用Euler-Euler 方法模擬了TBR 中帶有7 個(gè)氣煙囪和68 個(gè)洞的塔板的兩相流動(dòng)，研究了碳?xì)湓虾蜌錃馔ㄟ^分配塔板的流動(dòng)行為，發(fā)現(xiàn)低氣流率會(huì)導(dǎo)致液體不噴射且分布不均，進(jìn)而導(dǎo)致催化劑床頂部顯著的液體質(zhì)量流率差異。Harter 等[28]使用VOF（volume of fluid）方法研究了在滴流狀態(tài)下填充床內(nèi)的兩相流分布，并使用液體收集器和γ 射線層析成像對(duì)結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證，其結(jié)果說明了操作條件和流體性質(zhì)對(duì)流動(dòng)分布構(gòu)件的重要性。Martínez 等[29]采用VOF 方法模擬了氣液通過單個(gè)煙囪分布器單元的流動(dòng)，證實(shí)了液體重力驅(qū)動(dòng)的煙囪流動(dòng)特性。Heggemann 等[30]使用VOF方法模擬了通過孔板-分配器托盤孔板的局部流量，并在分配器試驗(yàn)臺(tái)上對(duì)相應(yīng)的通道分配器進(jìn)行了注水試驗(yàn)，以驗(yàn)證CFD 模擬的正確性。Shenastaghi等[31]采用Euler-Euler 方法模擬了由14 個(gè)氣泡蓋單元組成的托盤中的水空體系流動(dòng)。

李立毅[32]采用Euler-Euler方法完成對(duì)了文丘里抽吸型氣液分配器的模擬，并且利用PSO-SVR 方法提出了單一工況下的最優(yōu)結(jié)構(gòu)。莫晗旸等[33]采用歐拉模型研究了卷吸型分配器，發(fā)現(xiàn)具備縮-擴(kuò)結(jié)構(gòu)的文丘里作為降液管能夠有效提升分布均勻度和噴淋半徑，并且顯著降低壓降。侯亞飛等[34]利用CFD方法完成了單個(gè)泡罩分配器的模擬，并且發(fā)現(xiàn)改進(jìn)的下降管和碎流板結(jié)構(gòu)能提高氣液分配性能。常天文等[35]開發(fā)了一種利用開孔平面和錐面封閉降液管出口的碎流板結(jié)構(gòu)，并對(duì)比分析了改進(jìn)前后泡罩型分配器的液體（柴油）分布性能。

VOF 和Euler-Euler 模型是氣液分布研究的兩種重要模型，主要應(yīng)用于水-空氣系統(tǒng)、石油（柴油）體系以及冷模實(shí)驗(yàn)。目前，很少有學(xué)者研究LTCT 等大密度、高黏度的重質(zhì)油和氫氣通過分配器所產(chǎn)生的氣液分布。由于LTCT 加氫反應(yīng)器內(nèi)部的氣液接觸十分強(qiáng)烈、處理的氣液相流率范圍較寬且對(duì)壓降和傾斜度有一定的敏感性，可用于LTCT的分配器的選擇相對(duì)有限。因此，本文研究了4種針對(duì)大直徑反應(yīng)器和高氣相流率的工業(yè)氣液分配器，分別為泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型、氣提管型[8,36]。利用CFD 方法研究單個(gè)分配器的兩相流動(dòng)特性，采用歐拉雙流體模型（3D，瞬態(tài)）對(duì)4種分配器內(nèi)流體的分布、流動(dòng)行為以及分配器的壓降和分配效果等性能指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比分析和評(píng)價(jià)，以期選出優(yōu)勢(shì)突出的分配器，為工業(yè)實(shí)際應(yīng)用提供理論研究與數(shù)據(jù)支撐。

1 計(jì)算流體力學(xué)模型建立

1.1 計(jì)算流體力學(xué)模型

本文研究的是高黏度、高密度煤焦油與氫氣在不同分配器中的流動(dòng)情況，為了降低計(jì)算難度、節(jié)約計(jì)算空間，在建立數(shù)學(xué)模型之前作如下假設(shè)：

①氫氣和煤焦油在操作條件下被視為不可壓縮流體，所有相共享一個(gè)單一的壓力場(chǎng)；

②流體進(jìn)口截面處的速度分布均勻；

③流體組成是均勻的；

④流體是連續(xù)流動(dòng)的。

采用商用CFD 程序求解器ANSYS Fluent（version 19.4）模擬LTCT和氫氣通過分配器的流動(dòng)。在Euler-Euler方法中，氣相和液相在數(shù)學(xué)上被視為互穿連續(xù)體。各相的守恒方程的形式、動(dòng)量和能量的推導(dǎo)是通過各相的局域慣性平衡平均值來完成的。在子網(wǎng)格尺度上，兩個(gè)流體相由相應(yīng)的體積描述，壓力約束速度場(chǎng)，以確保相體積分?jǐn)?shù)之和等于1。

Fluent對(duì)湍流多相流采用相位加權(quán)平均，然后在連續(xù)性方程中不引入額外的湍流彌散項(xiàng)。在不考慮相間傳質(zhì)的情況下，質(zhì)量守恒方程如式(1)和式(2)所示。

式中，ρG、ρL、αG、αL、uG和uL分別為氣相和液相的密度、體積分?jǐn)?shù)和平均速度。如上所述，假設(shè)液相與氣相按體積比例共享空間，以使其體積分?jǐn)?shù)在單元內(nèi)達(dá)到統(tǒng)一，如式(3)所示。

針對(duì)液相和氣相求解的雷諾平均動(dòng)量守恒方程如式(4)和式(5)所示。

式(4)和式(5)中，p是兩相共享的壓力，τ?G和τ?L分別為氣相和液相的應(yīng)力-應(yīng)變張量，計(jì)算如式(6)和式(7)所示。

式中，λG和μG為氣相的剪切黏度和體積黏度；λL和μL為液相的剪切黏度和體積黏度。

MGL=-MLG代表相間動(dòng)量交換項(xiàng)，MGL表示相間耦合力項(xiàng)，計(jì)算如式(8)和式(9)所示。

式中，F(xiàn)G和FL為兩相的外部體積力；Flift,G和Flift,L為兩相的升力；Fwl,G和Fwl,L為壁面潤(rùn)滑力；Fvm,G和Fvm,L為虛擬質(zhì)量力；Ftd,G和Ftd,L為湍流分散力（僅在湍流情況下）。

1.2 幾何模型與網(wǎng)格劃分

對(duì)于LTCT 介質(zhì)而言，理想的情況為對(duì)其和氫氣在整個(gè)真實(shí)的塔盤上的流動(dòng)行為進(jìn)行模擬，能夠獲得更加真實(shí)的模擬數(shù)據(jù)。然而，分配器的幾何構(gòu)型通常十分復(fù)雜，導(dǎo)致數(shù)值模擬的網(wǎng)格極其復(fù)雜且數(shù)量龐大，再加上塔盤上的分配器數(shù)量通常是數(shù)百個(gè)，模擬整個(gè)塔盤計(jì)算成本極為高昂。因而，通常會(huì)模擬單個(gè)分配器單元的氣液流動(dòng)，并對(duì)這些分配器單元的氣液分布進(jìn)行量化，建立相應(yīng)的計(jì)算模型，以便更合理地預(yù)測(cè)整個(gè)塔盤的流動(dòng)狀況[16,37]。分配器的模擬區(qū)域和幾何構(gòu)型分別如圖1 和圖2所示。

圖1 泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型分配器三維模型

圖2 分配器結(jié)構(gòu)圖

圖3 展示泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型分配器的表面網(wǎng)格劃分情況，在塔板區(qū)域周圍進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化，以確保更好的幾何分辨率。

圖3 泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型分配器的表面網(wǎng)格劃分

2 氣液分配器模型驗(yàn)證及數(shù)值模擬

本文研究對(duì)象為L(zhǎng)TCT 加氫反應(yīng)器氣液分配器，由于LTCT 高黏度、高密度的特性，往往不具備直接開展實(shí)驗(yàn)的條件，而通過相似理論建立冷模實(shí)驗(yàn)研究其內(nèi)部復(fù)雜的氣液流動(dòng)成本十分昂貴。正如前文提到的，氣液分布器研究中最受研究人員關(guān)注的性能指標(biāo)有液體流動(dòng)模式、分布形態(tài)、覆蓋范圍、壓降等，但通常這些指標(biāo)的詳細(xì)情況很難輕易通過實(shí)驗(yàn)得到。與傳統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)方法相比，CFD模型不僅可以輕易獲取上述數(shù)據(jù)，并且還具有成本低、周期短以及可模擬真實(shí)和理想條件等優(yōu)勢(shì)。本節(jié)在文獻(xiàn)[15]實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，獲得針對(duì)水空體系的數(shù)據(jù)結(jié)果，并以此為依據(jù)驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。針對(duì)LTCT 和氫氣體系的數(shù)值模擬在上述工作完成后進(jìn)行，并完成網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。

2.1 氣液分配器模型驗(yàn)證

2.1.1 文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)簡(jiǎn)介

Jain 等[15]設(shè)計(jì)了橫截面為300mm×300mm、高度為500mm 的方柱形冷模實(shí)驗(yàn)裝置，以去離子水和干燥空氣為介質(zhì)對(duì)泡罩型分配器和單齒縫煙囪型分配器（區(qū)別于本文的齒縫煙囪型分配器）進(jìn)行了流體力學(xué)性能的研究工作。其中，文獻(xiàn)[15]研究的泡罩型分配器與本文圖2(a)中所示的泡罩型分配器是一致的。該冷模實(shí)驗(yàn)過程中控制氣體流量QG為3.0～11.0m3/h（標(biāo)準(zhǔn)），液體流量QL為0.35～0.50m3/h，入口氣體與液體的體積流量比保持在10～16 之間。本研究通過在ANSYS Fluent 中模擬這一實(shí)驗(yàn)過程，并對(duì)比文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)和模擬計(jì)算結(jié)果對(duì)本文所建立CFD模型進(jìn)行驗(yàn)證，確保建立的中低溫煤焦油加氫反應(yīng)器氣液分配器模型的準(zhǔn)確性良好。

2.1.2 參數(shù)設(shè)置

本研究選擇的Euler-Euler 兩相流模型，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型。在ANSYS Fluent中，連續(xù)相設(shè)置為空氣，分散相設(shè)置為水。進(jìn)口設(shè)置為速度入口，出口邊界條件為壓力出口，選擇無滑移的壁面邊界，進(jìn)口和出口處均指定湍流強(qiáng)度為5和水力學(xué)直徑為500mm，壓力-速度耦合采用相耦合SIMPLE 方式，其余參數(shù)設(shè)置詳見表1。采用三維瞬態(tài)方法進(jìn)行計(jì)算，時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)置為1×10-3s，離散格式為二階迎風(fēng)，松弛因子和收斂精度均采用軟件的默認(rèn)值。

表1 水空體系冷模驗(yàn)證模擬設(shè)置參數(shù)表

2.1.3 結(jié)果對(duì)比

進(jìn)出口壓降的模擬值和實(shí)驗(yàn)值[15]的對(duì)比結(jié)果如表2所示，模擬計(jì)算所得到的進(jìn)出口壓降與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差均在5%內(nèi)，模擬結(jié)果整體略低于實(shí)驗(yàn)值。

表2 冷模實(shí)驗(yàn)和模擬進(jìn)出口壓降對(duì)比

文獻(xiàn)[15]附表給出了泡罩型分配器液相速度[QG=3.0m3/h（標(biāo)準(zhǔn)），QL=0.35m3/h]隨徑向距離的分布曲線。如圖4所示，在同一取樣線條上，本研究獲取的液相速度曲線與文獻(xiàn)[15]重合度良好，變化規(guī)律相似，僅在部分取樣點(diǎn)有數(shù)值差異。

圖4 泡罩型分配器液相速度分布曲線

從壓降和液相速度分布兩個(gè)指標(biāo)來看，本研究CFD模型的模擬數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)中實(shí)驗(yàn)和模擬數(shù)據(jù)吻合度高，本模型可靠性良好。

2.2 LTCT加氫反應(yīng)器氣液分配器數(shù)值模擬

2.2.1 參數(shù)設(shè)置

LTCT 加氫反應(yīng)器氣液分配器數(shù)值模擬的參數(shù)設(shè)置如表3所示。在4個(gè)分配器單元的仿真中，所有操作條件的使用與表3描述的相同。邊界條件與離散格式與2.1.2 節(jié)中保持一致。此外，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型對(duì)兩相湍流進(jìn)行了模擬，還研究了時(shí)間步長(zhǎng)（0.001～0.01s 范圍內(nèi)）對(duì)小于1×10-3的殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)的影響，發(fā)現(xiàn)時(shí)間步長(zhǎng)為0.005s是最佳的。

表3 LTCT氫氣體系模擬設(shè)置參數(shù)表

2.2.2 網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

本文用ANSYS Fluent Meshing 生成計(jì)算域并進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，確保靜態(tài)混合器的數(shù)值結(jié)果與網(wǎng)格無關(guān)，每種分配器使用5種不同尺寸的網(wǎng)格進(jìn)行模擬，以液相流過出口截面的面平均速度為標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)（氫氣的流量為4.15m3/h，LTCT的流量為0.290m3/h）。如圖5所示，隨著網(wǎng)格數(shù)量的增加，出口截面平均速度逐漸趨于穩(wěn)定，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量大于等于12 萬時(shí)，出口截面平均速度趨于平穩(wěn)，說明此時(shí)計(jì)算精度已不受網(wǎng)格數(shù)量影響。

圖5 出口截面平均速度隨網(wǎng)格數(shù)量的變化

在同時(shí)保證收斂速度和計(jì)算精度的情況下，本文全部模擬均將網(wǎng)格數(shù)量控制在12 萬以上，選擇以下規(guī)模的網(wǎng)格繼續(xù)研究：泡罩型（150930 個(gè)單元）、多孔煙囪型（143167 個(gè)單元）、齒縫煙囪（126723個(gè)單元）、氣提（125092個(gè)單元）。上述網(wǎng)格的扭曲度（skewness）99%以上集中在0～0.7 之間，而且扭曲度的最大值均小于0.75，這表示網(wǎng)格的質(zhì)量為良好。

3 結(jié)果和討論

應(yīng)用本文CFD 模型所獲得的模擬數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[15]中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和模擬數(shù)據(jù)在一定程度上吻合良好，本文建立的計(jì)算流體力學(xué)模型具有較高的可靠性和適用性?；谖墨I(xiàn)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證的Euler-Euler 模型和針對(duì)LTCT 氫氣體系的模擬參數(shù)設(shè)置，本節(jié)開展4 種分配器的液相分布、兩相流動(dòng)分析、壓降特征和液體分布不均勻度的對(duì)比研究。

3.1 液相分布

對(duì)于不同的分配器，氣體和液體流量數(shù)據(jù)收斂的平均時(shí)間為35s，全文均取40s 時(shí)的數(shù)據(jù)進(jìn)行研究。圖6 顯示了z=0 截面處獲得的體積分?jǐn)?shù)云圖，得到了LTCT 分別通過4 種分配器后在塔盤上的堆積情況。如圖6所示，液相在4個(gè)分配器塔盤上的平均堆積厚度依次為36mm、34mm、29mm 和36mm。塔盤上的液相堆積厚度在一定程度上反映了分配器的壓降特征，厚度越高壓降越大，因而泡罩型分配器是四者當(dāng)中最大的，關(guān)于4種分配器的具體壓降信息將會(huì)在3.3 節(jié)中展示。此外，由于各分配器的操作條件相同，液相堆積的高度越高，液相在塔盤上的停留時(shí)間也會(huì)延長(zhǎng)，動(dòng)能損失越大，這解釋了不同結(jié)構(gòu)的分配器氣液兩相的速度差異明顯。齒縫煙囪型分配器的塔盤上液相堆積厚度最低，停留塔盤的時(shí)間最短，這表明齒縫煙囪型分配器對(duì)氣液兩相的輸運(yùn)作用是最強(qiáng)的。

圖6 泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型液相體積分?jǐn)?shù)云圖

通常分配器塔盤距離催化劑床層頂部的距離為200mm，因此本文重點(diǎn)考察該平面上液體分布性質(zhì)，圖7 所示的是y=-200mm 截面處液相的體積分?jǐn)?shù)云圖，得到了和文獻(xiàn)[23]相似的結(jié)果，氣液兩相通過泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型分配器的模擬液相流分布均呈靶狀。

圖7 泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型分配器液相體積分?jǐn)?shù)云

如圖8所示，LTCT在通過4種分配器之后，不同截面的液相體積分?jǐn)?shù)徑向分布曲線均呈準(zhǔn)正態(tài)分布，在中心處達(dá)到峰值。如圖8(a)所示，泡罩型分配器的液相分布曲線呈現(xiàn)矮胖狀，液相主要分布在-130～130mm 的范圍內(nèi)。如圖8(b)所示，多孔煙囪型分配器的液相主要分布在-80～80mm 的范圍內(nèi)。如圖8(c)和(d)所示，齒縫煙囪型和氣提管型分配器的液相主要分布在-70～70mm的范圍內(nèi)。常天文等[35]的模擬結(jié)果中，在柴油和氫氣的流量分別為1.24kg/s 和1.29kg/s 的操作條件下，柴油主要分布在-0.1～0.1m 范圍內(nèi)。在Du 等[36]的實(shí)驗(yàn)和模擬中，水空體系進(jìn)入新舊兩種氣提管分配器后，液相主要分布在3倍管徑的范圍內(nèi)。

圖8 不同截面液相體積分?jǐn)?shù)徑向分布曲線

隨著縱向距離的加深，4個(gè)分配器中心處的液體體積分?jǐn)?shù)不斷減少。液相通過泡罩型分配器后的液相體積分?jǐn)?shù)下降較平緩，平均衰減程度率為14%/100mm，而其余三者依次為20%/100mm（多孔煙囪型）、19%/100mm（齒縫煙囪型）和20%/100mm（氣提管型）。值得注意的是，雖然泡罩型分配器的液相覆蓋范圍較廣，液相體積分?jǐn)?shù)下降平緩，但在數(shù)值上比另外3種低很多，這表明當(dāng)泡罩型分配器中負(fù)載較大時(shí)，分配器為了維持較大的分布范圍，犧牲了一些氣相攜帶高密度、高黏度液相的能力。

3.2 兩相流動(dòng)

圖9為z=0截面處的氣相速度云圖。如圖9(a)所示，對(duì)于泡罩型而言，高速液流（大于0.8m/s）集中在分配器中心管內(nèi)及管下小部分區(qū)域，氣相速度在y=-50mm截面即開始迅速衰減，對(duì)于y=-100mm截面，中心處的氣相速度已降至0.35m/s。總的來說，氣相通過泡罩型分配器后速度迅速分布均勻，無明顯的高速液流集中現(xiàn)象。對(duì)于多孔煙囪型分配器，從圖9(b)可以觀察到，氣相從煙囪頂部及6 個(gè)孔洞中流入分配器中，隨后向底部噴出，高速氣相集中在-37～37mm的區(qū)域（y=-200mm截面）。對(duì)于齒縫煙囪，如圖9(c)所示，氣相在分配器中的速度是4 個(gè)分配器當(dāng)中最低的。氣相通過齒縫煙囪后，高速氣流范圍分布和多孔煙囪相當(dāng)，集中在-40～40mm的區(qū)域（y=-200mm截面），但高速氣流集中的程度更大。對(duì)于氣提管型，氣相的速度衰減和泡罩型分配器相似，高速氣流在到達(dá)y=-200mm截面時(shí)，已無高速液流集中現(xiàn)象。

圖9 泡罩型、多孔煙囪、齒縫煙囪和氣提管型分配器氣相速度云圖

圖10 為z=0 截面處的液相速度云圖，結(jié)合圖8可知，液相在通過4種分配器時(shí)，首先都會(huì)在塔板上進(jìn)行積累。對(duì)于泡罩型分配器[圖10(a)]，當(dāng)液相積累到一定程度之后，液相會(huì)被從齒縫進(jìn)入環(huán)形區(qū)域的氣相攜帶沿著下降管外壁開始上升，這樣下降管外壁下部就會(huì)積累大量的液相。氣相攜帶液相到達(dá)分配器外壁的內(nèi)側(cè)后，轉(zhuǎn)向180°向下流動(dòng)，此時(shí)在分配器外壁內(nèi)側(cè)轉(zhuǎn)向處會(huì)有大量的液相積累。最后，所有的液體會(huì)在中心處匯集碰撞，向下流動(dòng)，高速湍動(dòng)的氣流對(duì)液相具有強(qiáng)烈的剪切和破碎作用，使液流得到分散。對(duì)于多孔煙囪型和齒縫煙囪分配器，液相通過兩者的流動(dòng)情況相似，液體先在分配盤上堆積，氣相經(jīng)過上部斜口進(jìn)入中心管，而液相則從下部溢流孔或齒縫進(jìn)入中心管，氣液和液體在中心管中相互作用后，液體得到了一定的破碎與擴(kuò)散，然后再向下噴灑，小孔和齒縫的位置影響液體的堆積程度，液相靠高速氣流帶動(dòng)液體充分霧化和分散來確保液體分配的微觀均勻。對(duì)于氣提型分配器[圖10(d)]，其氣液兩相的流動(dòng)情況和泡罩型分配器相似，液相同樣先在塔盤上堆積，而后被攜帶著進(jìn)入中心管；然而，與泡罩型分配器不同的是，氣提型分配器在右側(cè)還多了兩個(gè)孔道，為氣相提供了多余的氣相流動(dòng)通道，為進(jìn)一步破碎液相提供了有利條件。

圖10 泡罩型、多孔煙囪、齒縫煙囪和氣提管型分配器液相速度云圖

值得注意的是，液相從分配器中噴出的方式和覆蓋范圍，以及液體在撞擊填充床頂部時(shí)的流動(dòng)形態(tài)均對(duì)填充床頂部層的磨損起著重要作用。因而，研究液相在催化劑床層上的速度分布是十分有價(jià)值的。此外，由于集中液流落在催化劑床層上造成的磨損，在液速較高的情況下，催化劑床層頂部的大量區(qū)域可能會(huì)過早破裂。如果液流高度分散，填充床頂層的磨損程度預(yù)計(jì)會(huì)較小。因此，在實(shí)際的工業(yè)應(yīng)用當(dāng)中，應(yīng)當(dāng)避免出現(xiàn)液相高速且集中地沖擊到催化劑床層上。

3.3 壓降特征

壓降是指氣液兩相流體通過氣液分配器時(shí)造成的動(dòng)能損失，優(yōu)選的氣液分配器應(yīng)該具備液體覆蓋跨度大、分布均勻、低壓降的特點(diǎn)。本節(jié)對(duì)4種分配器的出入口壓力差（壓降）進(jìn)行了分析和比較。從圖11中可以看出，泡罩型氣液分配器（1157Pa）的壓降最大，這是由于氣液兩相在其內(nèi)部空間發(fā)生了劇烈的混合作用，氣液兩相的動(dòng)能損失大；齒縫煙囪型分配器（381Pa）的壓降最小，氣液兩相在其結(jié)構(gòu)中的流動(dòng)情況較簡(jiǎn)單；多孔煙囪型（772Pa）和氣提型（747Pa）的壓降數(shù)值上相近，居于兩者之間，這是因?yàn)槎嗫谉焽栊头峙淦髌鋬蓚?cè)的孔洞結(jié)構(gòu)對(duì)氣液混合流體有較大的阻礙作用。對(duì)于氣提型分配器來說，其構(gòu)型兼有泡罩型和多孔煙囪型的部分特點(diǎn)，因而氣液兩相的流動(dòng)也體現(xiàn)了兩者的特點(diǎn)。

圖11 泡罩型、多孔煙囪、齒縫煙囪和氣提管型分配器的進(jìn)出口壓降

3.4 液體分布不均勻度

在3.1 節(jié)中，通過液相的體積分?jǐn)?shù)初步討論了4種分配器的氣液兩相分配效果，得到了泡罩型分配器的液體覆蓋范圍最大的結(jié)論，分配性能高于其余3種分配器。本節(jié)將通過定量的方法來討論分配器的分配效果。

為了更加精確地定量表示，對(duì)操作條件下（氫氣的流量為4.15m3/h，LTCT 的流量為0.290m3/h）各分配器4 個(gè)不同截面的液體分布進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)處理，引入液體分布不均勻度（Mf）[17]概念，計(jì)算如式(10)所示。

式中，n表示測(cè)樣點(diǎn)的個(gè)數(shù)，n=20；UL,i表示第i個(gè)測(cè)樣點(diǎn)的液相速度；-UL表示所有測(cè)樣點(diǎn)的液相平均速度；Mf表示液體分配不均勻度，Mf的值介于0～1，Mf為0 表示各測(cè)點(diǎn)液相速度相同，即分配達(dá)到完全均勻，Mf為1表示只有一個(gè)測(cè)點(diǎn)有液體，即分配性能最差。

如圖12 所示，在y=-200mm 截面上，泡罩型、多孔煙囪型、齒縫煙囪型和氣提管型的液體分布不均勻度分別為0.130、0.154、0.174和0.194。因此，分布性能由高到低依次為：泡罩型＞多孔煙囪型＞齒縫煙囪型＞氣提管型。

圖12 液體不均勻度隨軸向位置的變化關(guān)系

4 結(jié)論

為了分析LTCT（液相）和氫氣（氣相）通過不同類型的分配器后的液相分布的不同，在文獻(xiàn)[15]的基礎(chǔ)上開展了模擬研究并進(jìn)行了模型驗(yàn)證，得到了所建立模型準(zhǔn)確性良好的結(jié)果?；贑FD的Euler-Euler模型對(duì)4種分配器中流體的多相分布進(jìn)行了模擬研究，研究了LTCT 通過不同分配器后的體積分?jǐn)?shù)、速度分布、進(jìn)出口截面的壓降，進(jìn)一步采用液體不均勻度（Mf）來評(píng)價(jià)分配器的分配性能，揭示不同分配器的分配效果。主要結(jié)論如下。

（1）獲得了液相體積分?jǐn)?shù)的分布，液體在4種塔盤上的平均堆積厚度依次為36mm、34mm、29mm 和32mm。液相體積分?jǐn)?shù)徑向分布曲線大致呈準(zhǔn)正態(tài)分布，在中心處達(dá)到峰值。泡罩型分配器的徑向分布曲線呈現(xiàn)矮胖狀，液相分布在-0.13～0.13m的范圍內(nèi)，多孔煙囪、齒縫煙囪和氣提的分布曲線呈現(xiàn)瘦高狀，依次分布在-0.08～0.08m、-0.07～0.07m、-0.07～0.07m的范圍內(nèi)。同時(shí)，泡罩型分配器中液相分布變化最平緩。

（2）獲得了z=0截面處的兩相速度云圖，描述了計(jì)算域分配器內(nèi)部的氣液兩相流動(dòng)過程。多孔煙囪和齒縫煙囪的液流集中現(xiàn)象最為嚴(yán)重。

（3）泡罩型氣液分配器的壓降是4種分配器中最大的，表明氣液兩相流在通過分配器過程氣液兩相的動(dòng)能損失最大。

（4）泡罩型分配器的液體不均勻度（Mf）在不同截面均最低，分配器的分配效果從高到低依次為：泡罩型＞多孔煙囪型＞齒縫煙囪型＞氣提管型。

在保持液相和氣相流量分別為4.15m3/h、0.290m3/h 操作條件不變的情況下，針對(duì)氫氣和LTCT 介質(zhì)，泡罩型分配器的分配性能最好，其噴灑在催化劑床層的液體密度最低。但是氣液兩相通過泡罩型分配器中的壓降是四者當(dāng)中最大的，此外，工業(yè)加氫反應(yīng)器中分配器塔盤上通常帶有數(shù)百個(gè)分配器，其帶來的壓降損失是相當(dāng)可觀的。因此，如何減小LTCT 和氫氣通過泡罩型分配器后氣液兩相流動(dòng)所產(chǎn)生的壓降將是今后工作的目標(biāo)。