陳文義，孫姣，葛化強(qiáng)，陳楠，陳祥武

（1河北工業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，天津300130；2河北工業(yè)大學(xué)工程流動(dòng)與過(guò)程強(qiáng)化研究中心，天津 300130；3中芯國(guó)際集成電路制造有限公司，北京 100176；4大港油田煉達(dá)集團(tuán)有限公司，天津 300270）

隔板塔氣體調(diào)配裝置數(shù)值模擬及實(shí)驗(yàn)研究

陳文義1,2，孫姣1,2，葛化強(qiáng)1,2，陳楠3，陳祥武4

（1河北工業(yè)大學(xué)化工學(xué)院，天津300130；2河北工業(yè)大學(xué)工程流動(dòng)與過(guò)程強(qiáng)化研究中心，天津 300130；3中芯國(guó)際集成電路制造有限公司，北京 100176；4大港油田煉達(dá)集團(tuán)有限公司，天津 300270）

針對(duì)隔板塔中隔板兩側(cè)氣體分配比難以調(diào)節(jié)的問題，提出了一種新型隔板塔氣體調(diào)配裝置。利用計(jì)算流體力學(xué)軟件STAR-CCM+對(duì)該裝置的性能進(jìn)行了模擬分析，并經(jīng)實(shí)驗(yàn)研究對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證；對(duì)不同塔徑下升氣槽個(gè)數(shù)進(jìn)行了模擬研究。結(jié)果表明：該氣體調(diào)配裝置能夠有效地調(diào)節(jié)氣體在隔板兩側(cè)的分配，并且氣體通過(guò)該裝置后分布較均勻，成功實(shí)現(xiàn)了氣相在隔板塔內(nèi)的分配控制，實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模型模擬值符合良好。

隔板塔；氣體調(diào)配裝置；計(jì)算流體力學(xué)；分布；實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

引 言

精餾是化工生產(chǎn)中常用的分離手段,但精餾過(guò)程能耗巨大,精餾過(guò)程的節(jié)能一直是研究的熱點(diǎn)[1-3]。熱偶精餾是由主塔和副塔組成的復(fù)雜塔序，可以降低過(guò)程中有效能損失，提高熱力學(xué)效率[4-7]。隔板塔是在普通精餾塔內(nèi)部設(shè)置一豎直隔板,將精餾塔分成上部公共精餾段、下部公共提餾段、由隔板隔開的預(yù)分離段和側(cè)線采出段4部分，它是完全熱偶精餾塔的一種特殊類型,在熱力學(xué)上與完全熱偶精餾塔等效[8-9]。隔板塔及組成如圖1所示。但是隔板塔結(jié)構(gòu)復(fù)雜，自由度多，致使隔板塔的控制一直是制約其工業(yè)化的重要原因，其中隔板兩側(cè)的氣體分配比是非常重要的參數(shù)。研究發(fā)現(xiàn)，氣體分配比不僅關(guān)系著各產(chǎn)品的純度，也直接決定著能耗高低[10-14]。現(xiàn)階段主要依靠隔板在塔內(nèi)的軸向位置來(lái)實(shí)現(xiàn)上升氣體在隔板兩側(cè)的分配，由于在實(shí)際操作中隔板位置固定及干擾因素影響，在操作運(yùn)行中不能準(zhǔn)確實(shí)現(xiàn)和改變氣體分配比，影響分離效率和能耗[15-16]。同時(shí)，隔板的引進(jìn)對(duì)氣體的分布提出了更高要求，氣體不均勻分布將會(huì)導(dǎo)致氣液接觸不良，嚴(yán)重影響填料床層的流體力學(xué)特性[17]。

圖1 隔板塔及組成示意圖Fig.1 DWC configuration

針對(duì)以上問題，提出了一種新型的氣體調(diào)配裝置。對(duì)該裝置調(diào)節(jié)氣體分配比的能力，以及氣體通過(guò)該裝置后的分布均勻情況進(jìn)行了數(shù)值模擬，并用實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。隨后對(duì)不同塔徑下升氣槽個(gè)數(shù)進(jìn)行了模擬研究，以為該氣體調(diào)配裝置的應(yīng)用提供依據(jù)。

1 氣體調(diào)配裝置結(jié)構(gòu)及原理

氣體調(diào)配裝置主要由閥片、升氣通道、氣體分布板、升氣槽、V型帽和降液管等組成，如圖2所示。V型帽用于收集隔板兩側(cè)的下降液體并防止液體進(jìn)入升氣槽，液體經(jīng)收集后通過(guò)降液管流出該裝置。塔內(nèi)上升氣體進(jìn)入升氣通道時(shí)，通過(guò)改變閥片的旋轉(zhuǎn)角度，改變升氣通道內(nèi)的通流面積，上升氣體根據(jù)兩側(cè)阻力不同而有機(jī)地分配到兩側(cè)通道內(nèi)，從而完成氣體分配比的調(diào)節(jié)，氣體隨后經(jīng)過(guò)分布板和升氣槽及V型帽均勻地進(jìn)入隔板兩側(cè)[18]。

圖2 氣體調(diào)配裝置實(shí)物圖及模型Fig.2 Vapour splitter

2 數(shù)值模擬

2.1 計(jì)算模型

由于本文只涉及氣相的研究，為簡(jiǎn)化模型而將降液管忽略。本氣體調(diào)配裝置安裝在外徑為300 mm的塔體內(nèi)，塔體壁厚為8 mm，計(jì)算域是高度1500 mm、直徑300 mm的圓柱區(qū)域。基于STAR-CMM+軟件，采用多面體網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總數(shù)為87萬(wàn)，計(jì)算網(wǎng)格模型如圖3所示。流體為常溫常壓空氣，密度ρ=1.25 kg·m?3，黏度μ=1.81×10?5Pa·s。

圖3 計(jì)算網(wǎng)格模型Fig.3 Grid model

2.2 基本方程

氣體調(diào)配裝置內(nèi)的氣體流動(dòng)為二維不可壓縮湍流流動(dòng)，氣體流經(jīng)該裝置時(shí)流線多變，且受到較多阻礙，選取雷諾時(shí)均N-S方程、連續(xù)性方程和Realizablek-ε二方程模型[19]聯(lián)立求解。

雷諾時(shí)均N-S方程和連續(xù)方程

式中，u為速度矢量，m·s?1；t為時(shí)間，s；p為壓力，Pa；I為單位張量；μ為空氣分子黏度，Pa·s；μT為湍流渦黏度，Pa·s。

Realizablek-ε二方程模型

式中，ρ為流體密度，kg·m?3；μ為分子黏性系數(shù)，Pa·s；μt為湍流黏性系數(shù)，可用式（5）計(jì)算，Pa·s；k為湍動(dòng)能，J·kg?1；ui為速度分量，m·s?1；xi、xj為各坐標(biāo)分量，m；Prk為k的湍流Prandtl數(shù)，Prk=1.0；Gk為由平均速度梯度產(chǎn)生的湍動(dòng)能，可用式（7）計(jì)算；ε為湍動(dòng)能耗散率，m2·s?3；Prε為ε的湍流Prandtl數(shù)，Prε=1.2；Eε為自定義源項(xiàng)；C1、C2為系數(shù)，C1可用式（8）計(jì)算，C2=1.9。

式中，Cμ為系數(shù)，可用式（6）計(jì)算。

式中，Eij為平均應(yīng)變率張量；?是角速度為ωk參考系中的轉(zhuǎn)動(dòng)速率張量。

式中，η為平均流時(shí)間尺度與湍流時(shí)間尺度之比。

2.3 邊界條件

氣體入口選取在分配控制器下方300 mm處，進(jìn)口采用速度進(jìn)口邊界條件，氣體進(jìn)口方向豎直向上，出口采用壓力出口。根據(jù)壁面不滑移假設(shè)，計(jì)算區(qū)域壁面設(shè)置為非滑移網(wǎng)格屬性，設(shè)置邊界層厚度為5 mm。

2.4 結(jié)果與分析

本文定義的氣體分配比為左側(cè)升氣通道與右側(cè)升氣通道的氣體流量比值，右側(cè)閥片角度為右側(cè)閥片側(cè)面與水平面所成的角度，如圖4所示。

圖4 氣體分配比及右側(cè)閥片角度定義Fig.4 Definition of vapour split and right blade angle

評(píng)價(jià)氣體均布性有各種指標(biāo)，最常用的指標(biāo)是氣體不均勻度[20]。氣體不均勻度越小表明氣體分布越均勻。氣體不均勻度計(jì)算如下

式中，n為軸向截面上計(jì)算氣速的點(diǎn)數(shù)；ui為軸向截面點(diǎn)i的氣速，m·s?1；為該軸向截面上平均氣速，m·s?1。計(jì)算氣體不均勻度時(shí)，在軸向截面上取等距分布的5條線，然后在每條線上選取均勻分布的測(cè)速點(diǎn)，共計(jì)35個(gè)，如圖5所示。

圖5 測(cè)速點(diǎn)選取示意圖Fig.5 Sketch of selection of measuring points

2.4.1 氣體調(diào)配裝置流場(chǎng)分析 保持氣體調(diào)配裝置左側(cè)閥片豎直，右側(cè)閥片偏轉(zhuǎn)一定角度，對(duì)氣體調(diào)配裝置流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，圖6為氣體調(diào)配裝置內(nèi)速度矢量圖。如圖6所示，氣體以較快速度均勻經(jīng)過(guò)左側(cè)升氣通道，在進(jìn)入分布板之前，由于流通面積增大，氣體做擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)，在塔壁附近產(chǎn)生渦流，在經(jīng)過(guò)分布板后氣體重新分布均勻，在流經(jīng)V型帽上端時(shí)產(chǎn)生渦流。在右側(cè)升氣通道內(nèi)，氣體高速通過(guò)閥片和通道內(nèi)壁之間的狹縫，在閥片背面產(chǎn)生渦流，隨后在分布板的作用下，向上均勻地流入升氣槽。由于氣體速度較高，做擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)時(shí)損耗較大動(dòng)能，同時(shí)，渦流現(xiàn)象易造成氣體分布不均勻，影響傳質(zhì)效率[21]，后續(xù)設(shè)計(jì)中應(yīng)盡量避免產(chǎn)生渦流現(xiàn)象。

圖6 氣體調(diào)配裝置速度矢量圖Fig.6 Velocity vector diagram of vapour splitter

2.4.2 右側(cè)閥片角度對(duì)氣體分配比的影響 左側(cè)閥片始終保持豎直狀態(tài)，右側(cè)閥片角度的偏轉(zhuǎn)范圍為10°～90°，且每隔10°改變一次，考察了進(jìn)口氣速分別為1.0和1.5 m·s?1時(shí)，右側(cè)閥片角度對(duì)氣體分配比的影響（圖7）。圖8為進(jìn)口氣速為1.0 m·s?1時(shí)，右側(cè)閥片角度對(duì)兩側(cè)升氣通道內(nèi)氣體流量的影響。

圖7 右側(cè)閥片角度對(duì)氣體分配比的影響Fig.7 Effect of right blade angle on vapour split

圖8 右側(cè)閥片角度對(duì)兩側(cè)氣體流量的影響Fig.8 Effect of right blade angle on flow rates of two sides

如圖7所示，隨著右側(cè)閥片偏轉(zhuǎn)角度增大，氣體分配比逐漸降低。在偏轉(zhuǎn)角度大于50°之后，氣體分配比變化較緩慢，這是由于此時(shí)右側(cè)通道氣體流通面積隨閥片偏轉(zhuǎn)角度改變較小，從而使右側(cè)氣體流量變化緩慢；在右側(cè)閥片偏轉(zhuǎn)角度小于50°時(shí)，該裝置對(duì)氣體分配比調(diào)節(jié)較靈敏。從圖8可以看出，右側(cè)升氣通道內(nèi)氣體流量隨著右側(cè)閥片偏轉(zhuǎn)角度增大而增大，由于氣體總流量一定，左側(cè)氣體流量逐漸減小，兩側(cè)氣體流量均在右側(cè)閥片角度小于50°時(shí)變化較明顯，與圖7相符。

2.4.3 V型帽與升氣槽距離對(duì)氣體不均勻度的影響保持左側(cè)閥片呈豎直狀態(tài)，右側(cè)閥片偏轉(zhuǎn)30°，V型帽角度為50°，分別考察了V型帽與升氣槽距離為10～50 mm，進(jìn)口氣速為1.2和1.6 m·s?1時(shí)，距離V型帽頂端200 mm的隔板右側(cè)橫截面上的氣體不均勻度(圖9)。從圖9可以看出，V型帽與升氣槽距離對(duì)氣體不均勻度影響顯著。隨距離增大，氣體不均勻度先減小后增大，在50 mm處達(dá)到最大。在V型帽與升氣槽距離為20 mm時(shí)，氣體不均勻度最小，氣體分布最均勻。V型帽與升氣槽距離過(guò)小會(huì)使氣體流動(dòng)空間減小，氣體在離開V型帽時(shí)以較大速度分流到V型帽兩側(cè)，從而對(duì)分布均勻程度造成影響；與升氣槽距離過(guò)大會(huì)使V型帽對(duì)氣體的分布作用減弱，使氣體不均勻度增大。

圖9 V型帽與升氣槽距離對(duì)氣體不均勻度的影響Fig.9 Effect of distance between V-type cap and vapour tube on vapour split

2.4.4 V型帽角度對(duì)不同截面氣體不均勻度的影響保持左側(cè)閥片呈豎直狀態(tài)，右側(cè)閥片偏轉(zhuǎn)30°，V型帽與升氣槽距離為20 mm，進(jìn)口氣速為1.2 m·s?1,分別考察了V型帽角度為30°～60°時(shí)，距離V型帽頂端200 mm（截面1）和300 mm（截面2）的隔板右側(cè)橫截面上的氣體不均勻度，結(jié)果如圖10所示。由圖10可知，氣體不均勻度隨著V型帽角度增加先減小后升高，在40°～50°之間較平緩，V型帽角度為50°時(shí)達(dá)到最小，因此該氣體調(diào)配裝置V型帽角度為50°時(shí)對(duì)于隔板塔中氣體分布最為均勻。這是由于V型帽角度過(guò)大或過(guò)小均會(huì)使分流到V型帽兩側(cè)的氣體流動(dòng)方向發(fā)生較大變化，對(duì)氣體分布的均勻程度造成影響。

圖10 不同截面的氣體不均勻度與Ⅴ型帽角度關(guān)系Fig.10 Effect of V-type cap angle on vapour split on different cross sections

3 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)裝置如圖11所示，以常溫常壓空氣為實(shí)驗(yàn)物系。塔底上升氣體由JH-1型離心風(fēng)機(jī)提供，氣體總流量由φ6×300 mm的L形皮托管和RE-1211型數(shù)值微壓計(jì)測(cè)量。在數(shù)值型微壓計(jì)中輸入管道截面積、皮托管系數(shù)和空氣密度，可直接讀出氣體速度和流量。流量大小由管道上的閥門控制，氣體通過(guò)整個(gè)系統(tǒng)后在塔體頂端排入大氣。左側(cè)升氣通道內(nèi)氣體流量也由皮托管及數(shù)值微壓計(jì)測(cè)量。為計(jì)算氣體不均勻度，在隔板右側(cè)距V型帽頂端200和300 mm處各選取一橫截面，并分別取均勻分布的35個(gè)點(diǎn)測(cè)量氣體速度，以計(jì)算氣體不均勻度。測(cè)速點(diǎn)的選取方法與圖5相同。

保證實(shí)驗(yàn)參數(shù)與模擬條件相同，并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與模擬值進(jìn)行比較。圖12所示為進(jìn)口氣速為1.5 m·s?1時(shí)，右側(cè)閥片角度對(duì)氣體分配比的影響。進(jìn)口氣速為1.2 m·s?1時(shí)，V型帽與升氣槽距離對(duì)氣體不均勻度的影響如圖13所示。表1列出了該氣速下V型帽與升氣槽距離為50 mm時(shí)，測(cè)量點(diǎn)的速度值。由圖12和圖13可知，實(shí)驗(yàn)值與模擬值符合良好，驗(yàn)證了模擬的準(zhǔn)確性。由于測(cè)量及計(jì)算存在誤差，圖13中實(shí)驗(yàn)值總體高于模擬值。

圖11 實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.11 Experimental apparatus

圖12 右側(cè)閥片角度對(duì)氣體分配比的影響結(jié)果比較Fig.12 Comparison of effect of right blade angle on flow rates of two sides

圖13 V型帽與升氣槽距離對(duì)氣體不均勻度的影響結(jié)果比較Fig.13 Comparison of effect of distance between V-type cap and vapour tube on vapour split

表1 測(cè)量點(diǎn)速度Table 1 Velocities of measuring points

4 模擬拓展研究

為了對(duì)氣體調(diào)配裝置有更系統(tǒng)的了解，考察了一側(cè)升氣槽個(gè)數(shù)與塔徑的關(guān)系，結(jié)果如圖14所示。從圖14可以看出，隨塔徑增大，升氣槽個(gè)數(shù)增多。因?yàn)橹挥斜３稚龤獠勖娣e在塔截面積中占據(jù)一定比例，才能實(shí)現(xiàn)氣體的均勻分布。

圖14 升氣槽個(gè)數(shù)與塔徑的關(guān)系Fig.14 Relationship between vapour tubes and internal diameter

5 結(jié) 論

（1）上升氣體在兩側(cè)升氣通道內(nèi)分流，改變閥片角度的升氣通道內(nèi)氣體流動(dòng)狀況較復(fù)雜，局部產(chǎn)生了旋渦，兩側(cè)氣體在分布板的作用下均能均勻地流入升氣槽。

（2）在其他條件相同，進(jìn)口氣速分別為1.0和1.5 m·s?1時(shí)，氣體調(diào)配裝置均能有效實(shí)現(xiàn)兩側(cè)升氣通道內(nèi)氣體分配比的調(diào)節(jié)。

（3）V型帽與升氣槽的距離顯著影響氣體的分布特性。在V型帽角度為50°，進(jìn)口氣速分別為1.2和1.6 m·s?1時(shí)，V型帽與升氣槽的最佳距離均為20 mm。

（4）V型帽角度對(duì)氣體分布特性有一定影響。在進(jìn)口氣速為1.2 m·s?1，V型帽與升氣槽距離為20 mm時(shí)，V型帽最佳角度為50°。

（5）該裝置還存在一定缺點(diǎn)，當(dāng)閥片偏轉(zhuǎn)角度大于50°時(shí)，調(diào)節(jié)靈敏度減弱；氣體通過(guò)該裝置時(shí)產(chǎn)生渦流，會(huì)影響分布均勻性和造成能量損失，后續(xù)工作應(yīng)針對(duì)以上問題進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。

[1] Gong Chao(龔超), Yu Aiping(余愛平), Luo Yiqing(羅祎青), Yuan Xigang(袁希鋼). Design, simulation and optimization of fully thermally coupled distillation column [J].CIESC Journal(化工學(xué)報(bào)), 2012, 63(1): 177-184.

[2] Li Jun(李軍), Wang Rujun(王汝軍), Zhang Yueming (張?jiān)旅?, Ma Zhanhua(馬占華), Sun Lanyi(孫蘭義).Study on the application of dividing wall column to air separation [J].Chem. Ind. Eng. Prog.(化工進(jìn)展), 2011, 30(11): 2393-2398.

[3] Li Wenbin, Liu Botan, Yu Guocong, Yuan Xigang. A new model for the simulation of distillation column [J].Chinese Journal of Chemical Engineering, 2011, 19(5): 717-725.

[4] Kim Y H. Rigorous design of fully thermally coupled distillation column [J].Chemical Engineering Journal, 2001, 34: 236-243.

[5] Lü Xianghong (呂向紅), Lu Enxi (陸恩錫). Thermally coupled distillation and its selection principles [J].Chemical Engineering(化學(xué)工程), 2005, 33: 9-13.

[6] Li Jun(李軍), Wang Chunzheng (王純正), Ma Zhanhua (馬占華), Sun Lanyi (孫蘭義). Control of the DWC for separating the mixture of benzene, toluene, xylene[J].Chem. Ind. Eng. Prog.(化工進(jìn)展), 2013, 32: 757-768.

[7] Kim Y H. Structural design and operation of a fully thermally coupled distillation column [J].Chemical Engineering Journal, 2002, 85: 289-301.

[8] Petlyuk F B, William L L, Platonov V M, Slavinskii D M. Thermody namically optimal method for separating multicomponent mixtures [J].Int. Chem. Eng., 1965, 5: 555-561.

[9] Agrawa I R. Multicomponent distillation columns with partition and multiple reboilers and condensers [J].Ind. Eng. Chem. Res, 2001, 40: 4258-4266.

[10] Yuan Xigang, Luo Yiqing, Gong Chao, Yu Guocong. Numerical investigation on effect of vapor split ratio to performance and operability for dividing wall column [J].Chinese Journal of Chemical Engineering, 2013, 21: 72-78.

[11] Ghadrdana M, Halvorsenb I J, Skogestad S. Manipulation of vapour split in Kaibel distillation arrangements [J].Chem. Eng. Poc., 2013, 72: 10-23.

[12] Buck C, Hiller C, Fieg G. Decentralized temperature control of a pilot dividing wall column [J].Chem. Eng. Poc., 2011, 50: 167-180.

[13] Yang Jian(楊劍), Shen Benqiang(沈本強(qiáng)), Lin Xiyu(藺錫鈺), Wu Hao(吳昊), Ling Hao(凌昊). Steady state and dynamic control of divided-wall column for separating aromatics [J].CIESC Journal(化工學(xué)報(bào)), 2014, 65(10): 3993-4003.

[14] Dwivedia D, Halvorsenb I J, Skogestad S. Control structure selection for three-product Petlyuk (dividing-wall) column [J].Chem. Eng. Poc., 2013, 64: 57-67.

[15] Ling Hao, Luyben W L. New control structure for divided-wall columns [J].Ind. Eng. Chem. Res.,2009, 48: 6034-6049.

[16] Staak D, Grützner T, Schwegler B, Roederer D. Dividing wall column for industrial multi purpose use [J].Chem. Eng. Poc., 2014, 75: 48-57.

[17] Olujic Z, Ali A M, Jansens P J. Effect of the initial gas maldistribution on the pressure drop of structured packings [J].Chem. Eng. Poc., 2003, 43: 465-476.

[18] Chen Wenyi(陳文義), Chen Xiangwu(陳祥武), Chen Nan(陳楠)，Sun Jiao(孫姣). The vapour splittor used in DWC [P]: CN, 201320829355. 2. 2014-6-04.

[19] Shih T H, Liou W W, Shabbir A. A newk-εeddy viscosity model for high Reynolds number turbulent flows [J].Comput Fluids, 1995, 24: 227-238.

[20] Dong Yiren (董誼仁), Hou Zhangde (侯章德). Gas distributor and other internals of packed column [J].Chemical Production and Technology(化工生產(chǎn)與技術(shù)), 1996, 4: 6-12.

[21] Zhao Ruwen (趙汝文). Optimization design of initial gas distributor and secondary gas distributing tray of large column [J].Chemical Engineering(化學(xué)工程), 2006, 34: 75.

CFD simulation and experimental research on vapour splitter in divided wall column

CHEN Wenyi1,2, SUN Jiao1,2, GE Huaqiang1,2, CHEN Nan3, CHEN Xiangwu4
(1Department of Process Equipment and Control Engineering,Hebei University of Technology,Tianjin300130,China;2Research Center of Engineering Fluid and Process Enhancement,Hebei University of Technology,Tianjin300130,China;3Semiconductor Manufacturing International(Beijing)Corporation, Beijing100176,China;4Tianjin Lianda Group Co.,Ltd.,Tianjin300270,China)

In order to resolve the problem of controling the vapour split in the divided wall column (DWC), a new vapour splitter was put forward. The study was carried out by using the computational fluid dynamics (CFD) software STAR-CCM+ withk-εturbulence model and SIMPLE method. The split and the nonuniformity of the vapour were researched and compared against experimental data. The relationship between vapour tubes and internal diameter of the column was examined by simulations. Model results and experimental data obtained in this study have revealed that the device can accurately adjust the vapour split and achieve a uniform vapour distribution. The model results were in good agreement with experimental data.

divided wall column; vapour splitter; CFD; distributions; experimental validation

SUN Jiao, sunjiao 2007@163.com

10.11949/j.issn.0438-1157.20150011

TQ 051;TQ 053. 5

：A

：0438—1157（2015）10—4032—07

2015-01-06收到初稿，2015-03-15收到修改稿。

聯(lián)系人：孫姣。

：陳文義(1963—)，男，教授。

Received date: 2015-01-06.