劉江琳，張杰旭，紀(jì)利俊，陳　葵，武　斌，吳艷陽，朱家文

（華東理工大學(xué)化工學(xué)院，上海 200237）

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組合導(dǎo)向浮閥塔板的CFD模擬及反向流分析

劉江琳，張杰旭，紀(jì)利俊，陳葵，武斌，吳艷陽，朱家文

（華東理工大學(xué)化工學(xué)院，上海 200237）

精餾塔板上的氣液兩相流動(dòng)對傳質(zhì)效率有重要影響。根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到平均氣含率關(guān)聯(lián)式，將其加入動(dòng)量源項(xiàng)，采用Fluent軟件對1.2 m直徑的組合導(dǎo)向浮閥塔板上的氣液兩相流動(dòng)進(jìn)行CFD模擬，考察了塔板上的氣液兩相流動(dòng)狀況。清液層高度的模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)關(guān)聯(lián)式相吻合，驗(yàn)證了模擬的正確性。對塔板上液相的非理想流動(dòng)進(jìn)行了分析，通過對反向流進(jìn)行量化和統(tǒng)計(jì)計(jì)算出反向流體積分?jǐn)?shù)（即反向流體積占塔板總體積的百分比）。3塊不同浮閥排布塔板的反向流體積分?jǐn)?shù)時(shí)均值的計(jì)算結(jié)果表明，梯形浮閥和矩形浮閥的排布方式對反向流影響很大，通過合理排布能夠使工業(yè)塔板的反向流體積分?jǐn)?shù)時(shí)均值從22.0%下降到19.4%，降幅達(dá)到11.8%。本研究結(jié)果可望對塔板的設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供指導(dǎo)。

氣液兩相流；計(jì)算流體力學(xué)；組合導(dǎo)向浮閥；反向流；優(yōu)化

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151376

引　言

精餾塔是重要的分離液體混合物的設(shè)備，廣泛應(yīng)用于煉油、化工、制藥、環(huán)保等行業(yè)。為提高板式精餾塔的處理量和板效率，研究人員幾十年來一直致力于開發(fā)大通量和高傳質(zhì)效率的新型塔板。在正常的操作負(fù)荷下，增大處理量往往需要更大的塔徑。然而，隨著塔徑的增大，塔板兩側(cè)弓形區(qū)及降液管附近的滯留區(qū)和回流區(qū)增大，板上的非理想流動(dòng)增多，使傳質(zhì)效率下降［1-2］。塔徑的增大還會(huì)增加塔板液相的流程長度，導(dǎo)致塔板上液面落差增大，使得塔板上氣液接觸和流動(dòng)的非均勻程度增加，對傳質(zhì)效率產(chǎn)生不利影響。為降低液面落差，減緩常規(guī)大直徑塔板上由于滯流和回流等引起的返混問題，新型塔板如林德篩板［3］、ADV微分浮閥塔板［4］、導(dǎo)向浮閥塔板［5］等具有優(yōu)良流體力學(xué)性能的塔板相繼被開發(fā)并投入實(shí)際應(yīng)用。

導(dǎo)向浮閥塔板由Lu等［5］開發(fā)，其特點(diǎn)是在矩形浮閥上設(shè)有適當(dāng)大小的導(dǎo)向孔，開口方向與液流方向一致，可降低甚至消除液面梯度，并減少液體的返混程度。組合導(dǎo)向浮閥塔板［6-7］是在矩形導(dǎo)向浮閥塔板基礎(chǔ)上的改進(jìn)，相比矩形導(dǎo)向浮閥，梯形導(dǎo)向浮閥具有更強(qiáng)的導(dǎo)向作用，通過梯形浮閥和矩形浮閥的適當(dāng)排列，組合導(dǎo)向浮閥的流體力學(xué)性能比單一矩形導(dǎo)向浮閥更優(yōu)，對減少塔板上液體滯留區(qū)和回流區(qū)而降低板上液位差更為有效。兩種浮閥結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　矩形浮閥和梯形浮閥結(jié)構(gòu)Fig.1　Structure diagram of rectangular directed valve and trapezoidal directed valve

正常操作條件下，板上液相的反向流和滯流等非理想流動(dòng)是造成液相返混的主要原因?，F(xiàn)有研究表明塔板上的液相返混對板效率影響很大。雖然回流區(qū)的反向流使該位置點(diǎn)效率上升，但由于回流區(qū)流量小、所占面積大，回流液相沿著傳質(zhì)推動(dòng)力的“逆方向”流動(dòng)，總體上使板效率明顯下降［8］。塔板上氣液接觸產(chǎn)生相界面的過程也是造成液相返混的重要因素，氣液湍動(dòng)程度增大，一方面加快了傳質(zhì)速率，另一方面使塔板上的返混程度增加。氣液湍動(dòng)程度與塔內(nèi)氣液負(fù)荷大小、氣液接觸方式、塔板結(jié)構(gòu)和體系性質(zhì)等密切相關(guān)［9-10］，其對板效率的影響還未有一致的結(jié)論。板上液相的非理想流動(dòng)可以通過實(shí)驗(yàn)進(jìn)行考察，如采用示蹤劑測定停留時(shí)間分布（RTD）和速度分布［2，11］以及熱膜流速儀測定流場［10］等。

與傳統(tǒng)的通過實(shí)驗(yàn)測定壓降、RTD、流場等方法相比，計(jì)算流體力學(xué)（CFD）的應(yīng)用使分析塔內(nèi)兩相流動(dòng)的能力大幅提升，已經(jīng)成功地用于篩板塔［12-13］、浮閥塔［14-15］等塔板的氣液兩相流動(dòng)特性的研究。然而現(xiàn)有文獻(xiàn)中的CFD模擬多通過氣液相分?jǐn)?shù)圖和速度矢量圖等從表觀上解釋和說明兩相的流動(dòng)行為，對于塔板結(jié)構(gòu)變化、操作條件變化對板上非理想流動(dòng)影響的研究較少，特別是缺乏對模擬結(jié)果的數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)和分析。本文將擬合得到的平均氣含率關(guān)聯(lián)式加入動(dòng)量源項(xiàng)MG，L中，通過自定義函數(shù)（UDF）加載到Fluent 6.3中，模擬并分析1.2 m塔徑的工業(yè)組合導(dǎo)向浮閥塔板上的氣液兩相流動(dòng)特性，根據(jù)模擬結(jié)果對反向流進(jìn)行了量化和統(tǒng)計(jì)，分析了矩形浮閥和梯形浮閥的排布方式對反向流體積分?jǐn)?shù)的影響，研究結(jié)果可望對今后的工業(yè)塔板設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供指導(dǎo)。

1　數(shù)學(xué)模型與參數(shù)設(shè)定

1.1數(shù)學(xué)模型

塔板為氣液兩相進(jìn)行傳質(zhì)的場所，板上的液體受到氣體攪動(dòng)，形成極其復(fù)雜的兩相流動(dòng)。大直徑塔板上還存在滯留區(qū)和回流區(qū)，增加了研究板上流體力學(xué)的難度。雙歐拉模型假設(shè)兩種湍流流體在時(shí)間上共存，可視為互相穿透的連續(xù)介質(zhì)，其運(yùn)動(dòng)規(guī)律遵從各自的控制微分方程，并且兩種流體間存在動(dòng)量、能量以及質(zhì)量的相互作用，亦即相間耦合。相比擬單相模型和混合模型，雙歐拉模型對兩相間作用的描述更為全面具體，更加符合精餾塔板上氣液兩相的實(shí)際流動(dòng)狀況［12，15］。本研究的模擬基于雙歐拉模型，湍流模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。文獻(xiàn)［13，15-16］已對標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型應(yīng)用于精餾塔板的CFD模擬進(jìn)行了詳細(xì)描述，此處不再敘述。模擬所用的主要方程組見表1。

1.2網(wǎng)格劃分及參數(shù)設(shè)定

本文模擬的組合導(dǎo)向浮閥塔板的結(jié)構(gòu)和尺寸取自實(shí)際的工業(yè)塔板，塔徑1.2 m，板間距0.45 m，堰高0.054 m，升氣孔面積與塔總截面之比為10.3%，降液管底隙高度為0.015 m，浮閥最大開度為0.015 m，導(dǎo)向孔高度為0.005 m。根據(jù)塔板的對稱性，只取一半塔板進(jìn)行模擬，以節(jié)省計(jì)算量。網(wǎng)格的劃分對計(jì)算結(jié)果的正確性和計(jì)算成本的大小有重要影響，在靠近塔板壁面處，考慮到浮閥結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，進(jìn)行了加密處理。以清液層高度［16-17］為判別標(biāo)準(zhǔn)驗(yàn)證了網(wǎng)格獨(dú)立性。隨著網(wǎng)格數(shù)目的增多，模擬值與實(shí)驗(yàn)值越接近，當(dāng)劃分網(wǎng)格數(shù)目超過639383時(shí)計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值相當(dāng)接近，此時(shí)再增加網(wǎng)格數(shù)變化趨勢平緩?？紤]到網(wǎng)格數(shù)越多計(jì)算成本越高，最終塔板底部采用8 mm非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格劃分，在上方區(qū)域采用12 mm結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格，共計(jì)網(wǎng)格639383個(gè)。塔板邊界條件及網(wǎng)格劃分如圖2所示。

表1　R模型方程Table 1　Model equations

采用空氣-水系統(tǒng)模擬了浮閥全開條件下板上氣液兩相流場，模擬工況參數(shù)：液流強(qiáng)度Lw=10～40 m3·m-1·h-1，閥孔動(dòng)能因子F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5，堰高h(yuǎn)w=0.044～0.074 m。時(shí)間項(xiàng)采用隱格式，對流項(xiàng)采用一階迎風(fēng)格式，壓力-速度耦合方程選用相間耦合的Simple方法，計(jì)算精度為10-3。液相體積分?jǐn)?shù)初值設(shè)為0.5，時(shí)間步長為0.002 s。

圖2　模擬的邊界條件及網(wǎng)格劃分Fig.2　Boundary conditions and grid map of simulation

2　結(jié)果與討論

2.1清液層高度

將式（3）代入表1中動(dòng)量源相MG，L公式中，通過UDF加載到Fluent中進(jìn)行模擬。計(jì)算過程中監(jiān)測清液層高度的變化，當(dāng)清液層高度在6 s時(shí)間內(nèi)保持不變即認(rèn)為計(jì)算收斂。

圖3　清液層高度隨液流強(qiáng)度的變化Fig.3　Clear liquid height as a function of liquid loadF0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，hw=0.054 m

圖4　清液層高度隨堰高的變化Fig.4　Clear liquid height as a function of weir height［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，Lw=20 m3·m-1·h-1］

由圖3和圖4可以看出，在閥孔動(dòng)能因子和堰高不變的條件下，清液層高度隨液流強(qiáng)度增大而增加，本研究關(guān)聯(lián)式［式（1）］、朱艷等［21］的關(guān)聯(lián)式以及關(guān)聯(lián)式式（5）［22］與CFD模擬值的平均相對誤差分別為6.9%、18.6%、2.2%；在閥孔動(dòng)能因子和液流強(qiáng)度不變的條件下，清液層高度隨堰高增高而增加，關(guān)聯(lián)式式（1）、朱艷等［21］的關(guān)聯(lián)式以及關(guān)聯(lián)式式（5）［22］與CFD模擬值的平均相對誤差分別為10.2%、 10.1%，9.1%。對比其他文獻(xiàn)中清液層高度模擬值與實(shí)驗(yàn)值的誤差，文獻(xiàn)［14］的平均相對誤差為4.4%，文獻(xiàn)［13］的平均相對誤差為10.0%，文獻(xiàn)［15］的平均相對誤差為23.8%，文獻(xiàn)［12］的平均相對誤差為43.6%。本研究的清液層高度的模擬結(jié)果隨液流強(qiáng)度及堰高的變化趨勢與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，模擬結(jié)果的誤差范圍適中，因此本研究的模擬結(jié)果是可信的。

2.2流場分析

圖5給出了清液層高度在x方向（即液相主體流動(dòng)方向）的模擬結(jié)果，可以看出液層高度沿主體流動(dòng)方向總體為下降趨勢并呈現(xiàn)一定波動(dòng)，液位差的存在加之氣相傳遞的動(dòng)量使液體克服阻力向前流動(dòng)。同一位置不同時(shí)刻的清液層高度有微小的變化，但總體上的變化趨勢一致。Getye等［16］在塔徑1.22 m篩板塔的CFD模擬中發(fā)現(xiàn)，板上氣相速度和液相速度沿x方向發(fā)生周期性變化，造成清液層高度呈現(xiàn)周期性波動(dòng)，波谷出現(xiàn)在開孔處。在圖5中可以看出類似的現(xiàn)象，出現(xiàn)波谷之處是浮閥導(dǎo)向孔所在的位置，此時(shí)大量氣體從導(dǎo)向孔噴出，具有很大的動(dòng)量，推動(dòng)液相向x方向流動(dòng)，從而導(dǎo)致導(dǎo)向孔處液層急劇下降，液相在板上流動(dòng)過程中途經(jīng)多個(gè)導(dǎo)向浮閥，使得清液層高度呈現(xiàn)周期性波動(dòng)。

圖5　清液層高度沿x方向的變化Fig.5　Clear liquid height profiles along x direction［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m，Lw=20 m3·m-1·h-1］

不同時(shí)刻氣相分?jǐn)?shù)前視圖和不同液層高度俯視圖的模擬結(jié)果分別見圖6和圖7。由圖可知塔板上氣液兩相流動(dòng)是從非穩(wěn)態(tài)到穩(wěn)態(tài)的瞬態(tài)變化過程，在t =6 s后塔板上氣含率基本不變，計(jì)算達(dá)到了動(dòng)態(tài)平衡。塔板上的兩相空間可以分為液相連續(xù)區(qū)、中間過渡區(qū)、氣相連續(xù)區(qū)。在近塔板處，液相是連續(xù)相，氣相是分散相，隨著塔板高度的增加液相體積分?jǐn)?shù)逐漸減小。在中間過渡區(qū)，氣液兩相之間沒有明顯的分界面。在氣相連續(xù)區(qū)，液相迅速減少，氣相占據(jù)了主導(dǎo)地位。

圖6　不同時(shí)刻y =0 mm截面的瞬態(tài)模擬結(jié)果Fig. 6　Snapshots of front view at y =0 mm ［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖7　不同高度相含率分布Fig.7　Gas hold-up profile at different elevations［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖8為z =0.01 m液相速度矢量圖及梯形浮閥和矩形浮閥的局部流場放大圖。可以發(fā)現(xiàn)在塔板的弓形區(qū)和溢流堰附近存在明顯的反向流，在浮閥四周也存在少量的反向流。從圖8的局部流場對比中可以發(fā)現(xiàn)，矩形浮閥兩側(cè)噴出氣體的方向較混亂，大部分氣體的流動(dòng)方向與液相主體流動(dòng)方向（x方向）近似垂直，少量氣體逆液流或順液流方向噴射，總體上對液相在主體流動(dòng)方向上的推動(dòng)作用是微弱的，因此矩形浮閥的導(dǎo)向作用主要依靠導(dǎo)向孔。而梯形浮閥氣體多從沿浮閥兩側(cè)梯形形狀的斜邊法向方向噴出，噴出氣體的速度與x方向存在8°～62°的夾角，氣體速度在x方向上的分量對液體有推動(dòng)作用。模擬結(jié)果驗(yàn)證了梯形浮閥具有比矩形浮閥更強(qiáng)的導(dǎo)向作用。

2.3浮閥排布對液相反向流的影響

前文已述塔板結(jié)構(gòu)對板上氣液兩相流動(dòng)影響很大。相比氣相，板上液相的非理想流動(dòng)對板效率的影響更為顯著［23］。目前，在組合導(dǎo)向浮閥塔的設(shè)計(jì)上，矩形和梯形兩種浮閥的數(shù)量及排布位置多憑經(jīng)驗(yàn)。為了優(yōu)化浮閥的排布，本研究通過反向流的體積分?jǐn)?shù)表征液相返混程度。根據(jù)工業(yè)塔板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)了3塊不同浮閥排布方式的塔板：a、b、c。其中a塔板是前文模擬所用的工業(yè)塔板。這3塊塔板上的浮閥數(shù)量和浮閥中心在塔板上的位置相同，區(qū)別在于其第3排兩個(gè)梯形浮閥的排布位置不同。各塔板上兩種浮閥的具體排布如圖9所示。

Liu等［10］通過計(jì)算篩板塔的回流區(qū)面積分?jǐn)?shù)量化液相返混的程度，結(jié)果表明氣液相負(fù)荷及堰高對反向流面積分?jǐn)?shù)有顯著影響。文獻(xiàn)［10］給出的只是二維平面上反向流的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，不能全面反映液相在三維空間流動(dòng)的總體返混情況。此外，該文獻(xiàn)模擬的是穩(wěn)態(tài)下的流場，無法描述氣液兩相劇烈動(dòng)量交換引起的波動(dòng)對反向流的影響。本研究根據(jù)CFD的模擬結(jié)果統(tǒng)計(jì)了液相回流體積分?jǐn)?shù)T，以考察液相在三維流動(dòng)空間上的總體返混情況。

T的計(jì)算公式如下

式中，Vxn為x方向液相速度為負(fù)的網(wǎng)格體積，αL為液相體積分?jǐn)?shù)，Vtotal為網(wǎng)格總體積。

圖8　z =0.01 m截面的液相速度矢量圖及梯形浮閥和矩形浮閥的局部放大圖Fig.8　Liquid phase velocity vector at plane of z =0.01 m and partial enlarge view of trapezoidal directed valve and rectangular directed valve ［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖9　3塊不同浮閥排布的塔板結(jié)構(gòu)（實(shí)心為梯形浮閥，其余為矩形浮閥）Fig.9　Structure diagram of 3 tray patterns with different valve arrangement （solid patterns represent trapezoidal directed valves， and rest are rectangular directed valves）

本文模擬的是浮閥全開狀態(tài)下的動(dòng)態(tài)流場，速度矢量隨時(shí)間變化。對清液層中約22萬個(gè)網(wǎng)格的液相速度進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，根據(jù)式（6）計(jì)算得到T。為考察動(dòng)態(tài)流場下的反向流體積分?jǐn)?shù)隨時(shí)間的變化，取模擬達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡后6 s時(shí)間內(nèi)時(shí)間間隔為0.2 s的30個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)的T，取它們的算術(shù)平均值Tav表征液相返混程度。

弓形區(qū)、矩形區(qū)和整塊塔板的T隨時(shí)間變化的一個(gè)計(jì)算結(jié)果如圖10所示。由圖可知，板上各區(qū)和整塊板的T圍繞時(shí)均值Tav（圖中實(shí)線）上下波動(dòng)，符合湍流的隨機(jī)波動(dòng)特征。與矩形區(qū)相比，弓形區(qū)的波動(dòng)更劇烈，波動(dòng)范圍在時(shí)均值的±75.5%，而矩形區(qū)的波動(dòng)范圍為時(shí)均值的±21.0%。

圖10　a塔板的T隨時(shí)間的變化Fig.10　T of tray a at various time ［F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5， hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

圖11　a、b、c塔板的TavFig.11　Tavof trays of a，b and c ［F0=7.57 （m·s-1）·（kg·m-3）0.5，hw=0.054 m， Lw=20 m3·m-1·h-1］

a、b、c塔板的反向流體積分?jǐn)?shù)的時(shí)均值Tav的計(jì)算結(jié)果如圖11所示?？梢园l(fā)現(xiàn)第3列浮閥中兩個(gè)梯形浮閥的排布位置對矩形區(qū)和弓形區(qū)的Tav都有較大影響，對弓形區(qū)的Tav影響更為顯著，但弓形區(qū)面積只占板上總面積的約1/6，從而使得這3種排布的總體反向流分?jǐn)?shù)差別不如弓形區(qū)大。a塔板的排布中兩個(gè)梯形浮閥都靠近弓形區(qū)，使得弓形區(qū)的Tav在3種排布中最小，由此可見在弓形區(qū)排布梯形浮閥對減少弓形區(qū)反向流是非常有效的。a與c的總體的Tav相當(dāng)。b塔板上總體的Tav值為19.4%，是3種排布中最小的，比實(shí)際工業(yè)塔板a的22.0%的Tav值低11.8%。這是因?yàn)閎塔板的浮閥排列方式能夠較明顯地降低矩形區(qū)的Tav，而矩形區(qū)面積遠(yuǎn)大于弓形區(qū)面積，使得b塔板上總體的Tav最小。從總體液相返混程度上看，b塔板在這3種排布中最優(yōu)。

圖12　z = 0.02 m截面上典型的x方向液相速度等值線圖Fig.12　Liquid velocity contour map in x direction in plane of z = 0.02 m ［F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5， Lw=20 m3·m-1·h-1，hw=0.054 m］

圖13　z = 0.02 m截面上典型的液相速度矢量圖Fig.13　Liquid phase velocity vector at plane of z = 0.02 m ［F0=7.57（m·s-1）·（kg·m-3）0.5， Lw=20 m3·m-1·h-1， hw=0.054 m］

圖12和圖13對比了a和b塔板的x方向液相速度等值線和速度矢量圖。由圖可知，b塔板在矩形區(qū)的反向流少于a塔板，圖中圈出的區(qū)域中b塔板的反向流很少，而a塔板在該區(qū)域的反向流較多。在弓形區(qū)中，b塔板的反向流比a塔板多，這與統(tǒng)計(jì)結(jié)果一致。

以上分析結(jié)果表明，不同的浮閥排布方式會(huì)產(chǎn)生不同的流場，對反向流影響較大，通過兩種浮閥的合理排布可以減少板上液相的返混。本研究結(jié)果可望對今后的塔板設(shè)計(jì)和優(yōu)化提供指導(dǎo)。

3　結(jié)　論

（1）根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到平均氣含率關(guān)聯(lián)式并加入動(dòng)量源項(xiàng)MG，L中，模擬了1.2 m工業(yè)組合導(dǎo)向浮閥塔板上的氣液兩相流場，通過清液層高度驗(yàn)證模擬的正確性，結(jié)果表明本研究的模擬結(jié)果是可信的。

（2）根據(jù)模擬結(jié)果分析了塔板上氣液兩相流動(dòng)特性，并對液相反向流的體積進(jìn)行了量化統(tǒng)計(jì)，以考察液相返混程度。3塊不同浮閥排布的塔板的計(jì)算結(jié)果表明，梯形浮閥和矩形浮閥的不同排布方式對流場及反向流體積有重要影響。通過合理排布，可使工業(yè)塔板的反向流體積分?jǐn)?shù)時(shí)均值從22.0%下降到19.4%，下降幅度達(dá)到11.8%。

符號說明

Ahole——孔面積，m2

C——堰常數(shù)

CD——曳力系數(shù)

dG——?dú)馀葜睆?，m

E ——液流收縮系數(shù)

F0——閥孔動(dòng)能因子，（m·s-1）·（kg·m-3）0.5

g ——重力加速度，9.81 m·s-2

hap——降液管底隙高度，m

hcl——清液層高度，m

hw——溢流堰高，m

hσ——?dú)馀菘朔砻鎻埩Φ膲航?，m

k ——湍動(dòng)能，m2·s-2

Lw——液流強(qiáng)度，m3·m-1·h-1

lw——溢流堰長，m

MG，L——?jiǎng)恿吭聪?，N·m-3

Nh——孔個(gè)數(shù)

p ——壓力，Pa

Q ——流量，m3·s-1

T ——回流體積分?jǐn)?shù)，%

Tav——回流體積分?jǐn)?shù)的時(shí)均值，%

t ——時(shí)間，s

Us——空塔氣速，m·s-1

u， u ——分別為速度矢量、速度標(biāo)量，m·s-1

Vslip——?dú)庖簝上嚅g滑移速度，m·s-1

Vtotal——網(wǎng)格總體積，m3

Vxn——x方向液相速度為負(fù)的網(wǎng)格體積，m3

x，y，z ——x、y、z坐標(biāo)軸，m

α ——相體積分?jǐn)?shù)

αaverage——相平均體積分?jǐn)?shù)

ε ——湍流耗散率，m2·s-3

μeff——有效動(dòng)力黏度，Pa·s

ρ ——相密度，kg·m-3

σ ——表面張力，N·m-1

下角標(biāo)

G ——?dú)庀?/p>

i ——第i個(gè)量

L ——液相

q ——?dú)庀嗷蛞合?/p>

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CFD simulation and backflow analysis of combined directed valve tray

LIU Jianglin， ZHANG Jiexu， JI Lijun， CHEN Kui， WU Bin， WU Yanyang， ZHU Jiawen
（College of Chemical Engineering， East China University of Science and Technology， Shanghai 200237， China）

The flow patterns and hydraulics of gas-liquid flow on a commercial scale distillation tray is of great importance in determining the tray efficiency. Based on experimental data， a new correlation of average gas hold-up was fitted and built in the inter-phase momentum transfer source for CFD simulations. The simulations of combined directed valve trays of 1.2 m air-water system were carried out by Fluent， a commercial CFD software，and the flow pattern characteristics was investigated. The clear liquid height determined from CFD simulations was in good agreement with the predicted results calculated from the correlation in this work， which proved the validity of simulations. Non-ideal flow of liquid phase on the trays was quantified by the backflow volume ratio T，the ratio of backflow volume to total grid volume. The time-averaged values of the backflow volume ratio （Tav） of 3 tray patterns with different arrangements of trapezoidal and rectangular directed valves were calculated respectively. The results showed that the different arrangements of two kinds of valves had remarkable influence on volume fraction of backflow. By reasonable arrangement， Tavcould reduce from 22.0% to 19.4% with the decreased backflow volume by 11.8% compared to the industrial tray. This study was expected to provide a guidance for the tray design and optimization.

gas-liquid flow； CFD； combined directed valve tray； backflow； optimization

date： 2015-10-13.

JI Lijun， jilijun@ecust.edu.cn

TQ 021.1

A

0438—1157（2016）05—1701—09

2015-08-31收到初稿，2015-10-13收到修改稿。

聯(lián)系人：紀(jì)利俊。第一作者：劉江琳（1991—），女，碩士研究生。