柳士開，薄守石，李 偉，侯亞飛，孫蘭義

(中國石油大學(xué)(華東)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266580)

隨著世界范圍內(nèi)對石油需求的不斷增加，石油資源的重質(zhì)化、劣質(zhì)化趨勢更加凸顯。因此，高效加工、精制石油組分迫在眉睫。石油加氫技術(shù)是指石油組分(包括渣油)和氫氣在催化劑存在條件下的加工精制過程，是石油餾分精制、改質(zhì)和重油加工的重要手段。按照反應(yīng)器形式不同，石油加氫工藝主要分成四大類，即固定床、沸騰床、移動(dòng)床和懸浮床加氫處理工藝?，F(xiàn)在工業(yè)化的石油加氫工藝中，應(yīng)用最多的為固定床操作模式的加氫處理。氣液分配器是固定床反應(yīng)器中的重要內(nèi)構(gòu)件，其作用是使進(jìn)入反應(yīng)器的氣液兩相得到充分混合并均勻噴灑到催化劑床層上。常用的氣液分配器主要有4類[1]：篩板型分配器、管式分配器、泡帽型分配器和升氣式分配器。其中，管式分配器因其結(jié)構(gòu)簡單、安裝密度大、分配效果好而得到廣泛應(yīng)用。

蔡連波等[2]開發(fā)了一種具有碎流板結(jié)構(gòu)的溢流碎流型氣液分配器，并通過冷模試驗(yàn)證明了其分配性能及操作彈性優(yōu)于抽吸型分配器；王少兵等[3]通過冷熱態(tài)模型試驗(yàn)，對比了傳統(tǒng)的泡帽型分配器與中國石化石油化工科學(xué)研究院開發(fā)的新型分配器，認(rèn)為新型分配器的流體分配性能明顯優(yōu)于泡帽型分配器。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，其在反應(yīng)器模擬方面得到越來越廣泛的應(yīng)用。Martinez等[4]應(yīng)用VOF模型和多孔介質(zhì)模型，模擬了一種溢流型氣液分配器的液體分配特性，獲得了催化劑床層上液體的分布情況；Van Baten等[5]采用歐拉模型對篩板型氣液分配器進(jìn)行模擬研究，發(fā)現(xiàn)分配器上存在多種液體的環(huán)流現(xiàn)象；程錦承等[6]采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型對文丘里分配器進(jìn)行數(shù)值模擬，并考察了多個(gè)文丘里分布管組成的分配盤的分配效果，認(rèn)為多個(gè)分配器的組合能優(yōu)化分配效果，改善分配性能；李立權(quán)等[7]采用“原尺寸模型構(gòu)建-精細(xì)網(wǎng)格劃分-CFX動(dòng)態(tài)求解”的CFD數(shù)值模擬為技術(shù)路線，開發(fā)了LYHC-I型加氫反應(yīng)器內(nèi)構(gòu)件，分析了氣液兩相的流動(dòng)狀態(tài)和分布情況，并與冷模試驗(yàn)結(jié)果相互驗(yàn)證，證明了該分配器具有良好的性能。

本研究采用CFD商用軟件Fluent對不同結(jié)構(gòu)的管式分配器進(jìn)行模擬，對比其分配性能和進(jìn)出口壓降，為分配器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考和借鑒。

1 控制方程

本研究在模擬過程中不考慮熱量交換、質(zhì)量交換以及化學(xué)反應(yīng)，選用歐拉-歐拉多相流模型和RNGk-ε模型，描述氣液兩相在氣液分配器內(nèi)流動(dòng)過程的基本控制方程主要有連續(xù)性方程和動(dòng)量守恒方程。

連續(xù)性方程：

(1)

式中：t為時(shí)間，s；φq為q相的體積分?jǐn)?shù)，%；ρq為q相的密度，kgm3；q為q相的速度，ms；mpq為p相到q相的相間傳質(zhì)量，kg(m3·s)；mqp為q相到p相的相間傳質(zhì)量。因?yàn)楸狙芯坎豢紤]質(zhì)量傳遞，故等式右邊等于0。

動(dòng)量守恒方程：

(2)

(3)

式中：CD為曳力系數(shù)；Re為雷諾數(shù)。

RNGk-ε模型的k方程和ε方程：

(4)

(5)

式中：k為湍流動(dòng)能，m2s2；ε為湍流分散率，m2s3；ρ為密度，kgm3；μ為黏度，kg(m·s)；μt為有效黏度，kg(m·s),μt=ρCμ，Cμ=0.09；σk=1.0，σε=1.3，C1=1.44，C2=1.92，PG為耗散函數(shù)。

(6)

式中，u,v,w分別為不同方向的速度分量。

2 物理模型及邊界條件

2.1 物理模型

本研究以直口管分配器和斜口管分配器[4]為研究對象，豎直管兩側(cè)成180°，開有3個(gè)側(cè)圓孔(直徑17 mm，孔間距54 mm)，1個(gè)頂部氣體進(jìn)口(豎直高度40 mm)。管式分配器的幾何結(jié)構(gòu)如圖1所示，結(jié)構(gòu)尺寸如表1所示。

圖1 管式分配器幾何結(jié)構(gòu)

表1 計(jì)算域尺寸

本研究共考察3種結(jié)構(gòu)的管式分配器：直口管分配器、側(cè)圓孔同方向的斜口管分配器和側(cè)圓孔90°交叉布置的斜口管分配器，并對比各自加碎流板(碎流板直徑40 mm)和不加碎流板時(shí)的分配性能。其中，碎流板安裝在距離分配器出口下方10 mm處，分配器及碎流板結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 分配器及碎流板結(jié)構(gòu)

2.2 邊界條件

選用國內(nèi)某煉油廠固定床柴油加氫裝置的相關(guān)數(shù)據(jù)，計(jì)算出單個(gè)分配器的邊界條件，同時(shí)列出在操作條件下(300 ℃， 7 MPa)柴油及氫氣的物性參數(shù)，如表2所示。

表2 操作條件下的物性參數(shù)

在模擬中，氣液兩相從同一入口進(jìn)入分配器，氣相體積流量為0.005 2 m3/s，液相體積流量為0.001 1 m3/s，進(jìn)口邊界條件采用速度入口，出口邊界條件設(shè)定為壓力出口。采用SIMPLE算法作為壓力-速度的耦合方程，動(dòng)量、湍動(dòng)能和耗散率方程均采用一階迎風(fēng)差分格式。采用非穩(wěn)態(tài)進(jìn)行模擬，時(shí)間步長設(shè)定為0.001 s。

3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗(yàn)

對于CFD模擬來說，網(wǎng)格的劃分直接影響到計(jì)算速率和計(jì)算精度。本研究利用PRO-E建立分配器模型，并利用ICEM軟件對所建模型劃分網(wǎng)格，采用混合型網(wǎng)格計(jì)算離散區(qū)域，其優(yōu)點(diǎn)主要體現(xiàn)在兩個(gè)方面：一是對分配器周圍的不規(guī)則區(qū)域，選擇非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其對幾何結(jié)構(gòu)的適應(yīng)能力強(qiáng)，而且可以對側(cè)圓孔等小結(jié)構(gòu)區(qū)域進(jìn)行局部加密，來獲得更高的計(jì)算精度；二是在計(jì)算域上部和下部的規(guī)則區(qū)域，采用結(jié)構(gòu)性網(wǎng)格，網(wǎng)格規(guī)則且網(wǎng)格數(shù)量減少很多，能最大程度減少對計(jì)算機(jī)內(nèi)存的需求和節(jié)省計(jì)算時(shí)間。圖3所示為劃分的混合網(wǎng)格。

圖3 整體計(jì)算域網(wǎng)格結(jié)構(gòu)

網(wǎng)格疏密程度對數(shù)值計(jì)算的結(jié)果影響非常大，只有當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量的增多對計(jì)算結(jié)果影響不大時(shí)，數(shù)值計(jì)算結(jié)果才具有一定的可信度。本研究以進(jìn)出口壓降作為參考，對分配器的網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行考察，以確定適合的網(wǎng)格數(shù)量。圖4為分配器進(jìn)出口壓降隨網(wǎng)格數(shù)量的變化曲線。從圖4可以看出，隨網(wǎng)格數(shù)量的增加，進(jìn)出口壓降逐漸減小，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量為150 000時(shí)，繼續(xù)增加網(wǎng)格數(shù)量對進(jìn)出口壓降的計(jì)算結(jié)果幾乎沒有影響，因此，在后續(xù)的模擬過程中，網(wǎng)格數(shù)量確定為150 000。

當(dāng)能量方程的殘差值低于1×10-6，其它方程的殘差值低于1×10-3，同時(shí)，查看Flux Reports對話框中的各通量誤差小于0.1%時(shí)，可以認(rèn)為計(jì)算收斂，結(jié)束模擬。

圖4 網(wǎng)格數(shù)量對進(jìn)出口壓降的影響

4 結(jié)果與討論

分配器的設(shè)計(jì)主要考慮分配器的壓降、抗塔板傾斜能力、安裝難易程度等，而評價(jià)一個(gè)氣液分配器的性能則從3個(gè)方面進(jìn)行衡量：壓降、液體分布均勻性和操作彈性。其中液體分布均勻性在三者中最重要，可從液體流出分配器后的噴灑覆蓋面和液體沿徑向分配的峰值兩方面來衡量。液體噴灑覆蓋面越大，沿徑向的峰值越小，說明氣液分布器的分配性能越好。壓降是評價(jià)分配器性能的另一項(xiàng)重要指標(biāo)。一般來說，分配器進(jìn)出口壓降過高，裝置的設(shè)備投資及能耗會(huì)增大，同時(shí)液體的流動(dòng)會(huì)變得不穩(wěn)定；而壓降過低，氣液兩相接觸混合不充分，氣相對液相的攜帶和分散能力不足，導(dǎo)致液滴較大，甚至在分配器主體管內(nèi)出現(xiàn)中心匯流現(xiàn)象，達(dá)不到預(yù)期的分配效果。本研究通過對比不同分配器的液體分布均勻性及分配器進(jìn)出口壓降來判斷不同分配器的性能。

4.1 液體分布均勻性

圖5為不同分配器在距分配器出口下方100 mm處截面的液相分率云圖。從圖5可以看出，不加碎流板時(shí)，3種分配器的噴灑面積較小，且液體分布不均勻，直口管分配器液相分率達(dá)到0.3。圖5(a)和(b)的下方出現(xiàn)紅色區(qū)域，液相分率高達(dá)0.5，表明斜口管分配器液相分率高于直口管分配器，這是由于氣體由斜口一個(gè)方向進(jìn)入分配器，在氣體的牽引力下，液體從其對應(yīng)方向聚集流出，導(dǎo)致液體局部濃度較高，而對于直口管分配器，由于氣體從四周進(jìn)入分配器，無液相局部濃度過高的現(xiàn)象。當(dāng)加入碎流板后，液體的噴灑面積明顯增加，且液體局部濃度較高的現(xiàn)象消失，液體分配更加均勻，分配效果更好。

圖5 液相分率云圖

圖6為不同分配器在距分配器出口下方100 mm處截面的液相分率隨徑向位置的變化曲線。從圖6可以看出：不加碎流板時(shí)，3種類型分配器的噴灑面積均較小，其中側(cè)圓孔90°交叉布置的斜口管分配器的分配面積最小，且峰值最高，因此較之其它兩種分配器，分配性能最差；其它兩種分配器的分配面積和液體分配均勻性基本相同，液相分配峰值僅為側(cè)圓孔90°交叉布置的斜口管分配器的20%～30%；增設(shè)碎流板后，3種類型的分配器噴灑面積明顯增加，分配峰值進(jìn)一步減小，分配器分布均勻性增加。從結(jié)構(gòu)上看，主要是因?yàn)樵鲈O(shè)碎流板后，大液滴破碎成小液滴，并擴(kuò)大了液體的分配范圍。比較這3種分配器，側(cè)圓孔90°交叉布置加碎流板的斜口管分配器噴灑面積最大，峰值最小，因此分配效果最好。由此可以得出，管式分配器雖然滴點(diǎn)多，但分配面積相對較小，因此有必要在底部設(shè)置碎流板。

圖6 不同分配器液相分率的徑向分布分配器類型：■—側(cè)圓孔同方向斜口管； ●—側(cè)圓孔90°交叉斜口管； ▲—側(cè)圓孔同方向直口管； 側(cè)圓孔同方向加碎流板斜口管； ◆—側(cè)圓孔90°交叉加碎流板斜口管； 側(cè)圓孔同方向加碎流板直口管

從圖5和圖6還可以看出，與無碎流板的分配器相比，增設(shè)碎流板后，3種分配器的液體分布面積和均勻度差別明顯變小，由此得出，底部增設(shè)碎流板后，氣體進(jìn)入分配器的方式及溢流孔的布置方式對分配器分配性能的影響大大降低。

為了更精確地定量表示液體分布的均勻性，引入了液體分布不均勻度的概念[8]，其定義如式(7)所示。

(7)

圖7為不同分配器的液體不均勻度對比。由圖7可以看出，增設(shè)碎流板后，分配器的液體不均勻度明顯降低，約為不加碎流板時(shí)的1/10，因此增設(shè)碎流板可以提高分配器的分配均勻度。

圖7 不同分配器不均勻度對比

增設(shè)碎流板的3種分配器不均勻度對比結(jié)果表明，側(cè)圓孔90°交叉布置加碎流板的斜口管分配器液體不均勻度最低，驗(yàn)證了該種分配器分配效果最好的結(jié)論。

4.2 分配器壓降

圖8為不同分配器進(jìn)出口壓降對比。從圖8可以看出：不加碎流板時(shí)，側(cè)圓孔90°交叉布置的斜口管分配器壓降最高達(dá)到980 Pa，其它兩種分配器壓降基本相等；增設(shè)碎流板時(shí)，3種分配器的壓降均有不同程度的增加，結(jié)合分配器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，增設(shè)的碎流板對氣液混合流體有一定的阻擋作用，使得壓降增加。若要?dú)庖簝上喃@得更好的分配，通常都是以增大分配器壓降為代價(jià)，因此只要壓降在合理的范圍內(nèi)，可以通過增設(shè)碎流板使氣液兩相分配更加均勻。

圖8 不同分配器進(jìn)出口壓降對比

5 結(jié) 論

通過對6種形式分配器的模擬，比較其液相分率云圖、徑向位置變化曲線、液體不均勻度以及分配器進(jìn)出口壓降等性能參數(shù)，得出主要結(jié)論為：增設(shè)碎流板后，分配器的分配效果明顯改善，同時(shí)壓降也增大，其中，側(cè)圓孔90°交叉布置加碎流板的斜口管分配器分配效果最好；增設(shè)碎流板后，氣體進(jìn)入分配器的方式及溢流孔的布置方式對分配器分配性能的影響大大降低。

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