劉宏，趙雅靜，李英棟，李憑力

（1 天津大學(xué)化工學(xué)院，天津300350； 2 天津市膜科學(xué)與海水淡化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津300350）

引 言

精餾技術(shù)廣泛應(yīng)用于化工、醫(yī)藥、精細(xì)化工等行業(yè)，投資和能耗較高。內(nèi)部熱集成精餾塔（internally heat integrated distillation column，HIDiC）是一種新型精餾技術(shù)，它結(jié)合了熱泵精餾和透熱精餾節(jié)能的特點(diǎn)[1-5]。這種結(jié)構(gòu)一方面將精餾段塔頂熱端蒸氣的余熱充分利用回收；另一方面塔段間的透熱使得各塔板的傳質(zhì)推動力平均化，實(shí)現(xiàn)逐板傳熱，提高了精餾塔的熱力學(xué)效率[6-8]。因此該技術(shù)具有極大的節(jié)能效率，與常規(guī)蒸餾塔相比節(jié)省的能耗可達(dá)30%～60%[9-13]，這是理論上最先進(jìn)的精餾技術(shù)，受到了眾多學(xué)者的關(guān)注[14-23]。

隨著CFD 理論的發(fā)展，研究人員開始利用CFD模擬的方法研究塔板的水力學(xué)特征。相比實(shí)驗(yàn)，CFD 可以更加精確地描述塔板上的流動情況，可以預(yù)測塔板的板效率[24-26]，Wang 等[27]對隔板塔塔盤流場進(jìn)行了水力學(xué)模擬，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，兩者具有極大的相似性。Rodríguez-ángeles[28-29]等通過對隔板塔的機(jī)械設(shè)計(jì)以及CFD 模擬，對隔板中篩板上的水力學(xué)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，提高了塔盤的傳質(zhì)效果。較多的研究者對于HIDiC的研究只是停留在能量優(yōu)化以及控制策略上，但對于與理想的HIDiC 理論相吻合的模型以及機(jī)械結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和水力學(xué)模擬較少，本文基于以上問題，在HIDiC理論的基礎(chǔ)上構(gòu)建了新型的HIDiC 塔節(jié)，并用CFD 軟件進(jìn)行了水力學(xué)分析。

1 機(jī)械設(shè)計(jì)

首先建立內(nèi)部能量集成的精餾塔理論模型，如圖1 所示，提餾段塔頂蒸氣經(jīng)壓縮機(jī)加壓升溫后進(jìn)入精餾段塔底部，精餾段塔底回流液經(jīng)節(jié)流閥減壓后回到提餾段塔頂部與原料混合。兩塔段間通過塔壁或換熱板進(jìn)行熱量交換，精餾段蒸氣在上升中冷凝，提餾段回流液在回流中蒸發(fā)，這樣精餾段冷凝器和提餾段再沸器的熱負(fù)荷會大幅減小。

圖1 內(nèi)部能量集成的精餾塔示意圖Fig.1 Schematic diagram of internal heat integrated distillation columns

以苯和甲苯為分離物系，飽和液體進(jìn)料，進(jìn)料壓力為常壓。進(jìn)料質(zhì)量比為1∶1，進(jìn)料流量為200 kg/h，苯和甲苯的濃度為分別4.95 和4.37 mol/L，要求塔頂和塔底苯和甲苯分離精度達(dá)到99%。利用Aspen 建立HIDiC 嚴(yán)格設(shè)計(jì)模型，熱力學(xué)采用NRTL性質(zhì)模型。利用Aspen 軟件進(jìn)行HIDiC 等效模擬是設(shè)計(jì)難點(diǎn)，根據(jù)HIDiC逐級換熱的理論，建立平行級逐級換熱理論模型，模型使用1臺壓縮機(jī)加壓，精餾段操作壓力為絕壓0.4 MPa，提餾段操作壓力為絕壓0.1 MPa。利用精餾段和提餾段平行級的溫度差進(jìn)行換熱，模擬時交換的熱量通過換熱器換熱，傳熱系數(shù)和流體黏度、熱導(dǎo)率、比熱容相關(guān)，在模擬中設(shè)為常數(shù)，交換的熱量主要隨著換熱面積和溫差變化，穩(wěn)態(tài)時內(nèi)部熱量達(dá)到平衡。機(jī)械設(shè)計(jì)時為了和模擬實(shí)現(xiàn)等效轉(zhuǎn)化，將換熱面積利用平行級之間塔節(jié)的換熱列管和降液管的面積取代，換熱面積調(diào)節(jié)靈活，氣液相負(fù)荷變化時通過精餾段和提餾段塔盤的開孔率來調(diào)節(jié)，穩(wěn)態(tài)時達(dá)到平衡。

HIDiC 塔板溫度分布如圖2 所示，精餾段經(jīng)過壓縮機(jī)加壓后，溫度升高，精餾段塔頂溫度132℃，塔底第10 塊塔板溫度為142℃，塔頂塔底溫度差為10℃。提餾段塔頂溫度90℃，塔底第10 塊塔板溫度為110℃，塔頂塔底溫度差為20℃。從圖示中可以看出，精餾段和提餾段塔板每一個塔板之間存在溫度差，第6塊塔板之間最小溫度差為26℃，塔頂溫度差為40℃，塔底溫差為32℃，為分離苯和甲苯提供了足夠的熱量。

圖2 HIDiC塔節(jié)溫度分布Fig.2 Temperature distribution of HIDiC stage

表1 為HIDiC Aspen 模擬結(jié)果，傳熱系數(shù)為850 W/(m2·K)，總傳熱面積為換熱管和降液管面積的和。分離時提餾段塔底甲苯的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.45%，精餾段塔頂苯的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為99.44%，符合設(shè)計(jì)要求。

表1 內(nèi)部能量集成的精餾塔Aspen模擬結(jié)果Table 1 Result of HIDiC based on Aspen simulation

表2 Aspen模擬的內(nèi)部能量集成的精餾塔水力學(xué)參數(shù)Table 2 Hydraulic parameters of HIDiC based on Aspen simulation

HIDiC 塔盤Aspen 模擬水力學(xué)參數(shù)如表2 所示，精餾段塔板液泛率在0.62～0.7范圍內(nèi)變化，提餾段塔板液泛率在0.53～0.58 范圍內(nèi)變化，精餾段液泛高于提餾段液泛，主要是壓力升高導(dǎo)致降液管內(nèi)液體倒流回上層塔板，整個液泛率在0.5～0.8范圍內(nèi)，塔盤結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理[30]。

該內(nèi)部能量集成的精餾塔塔節(jié)采用了復(fù)合型耦合結(jié)構(gòu)[31]，如圖3 所示。精餾段的塔盤嵌入提餾段塔盤板中，形成了內(nèi)塔盤和外塔盤的組合結(jié)構(gòu)，篩孔用圓管代替，外塔盤的上下兩塊板、降液管、篩孔管以及塔壁滿焊后形成封閉的空間。上下兩塊板中間嵌入精餾段塔盤，保證每個塔節(jié)之間有兩個不相連通的空間，即加壓的精餾段空間和常壓的提餾段空間，使得精餾段和提餾段保持一定的壓差和溫差，有利于穩(wěn)態(tài)傳質(zhì)和傳熱。提餾段的篩孔(圓管)、提餾段塔盤板的上下表面和提餾段降液管都成為傳熱面，能夠有效地將精餾段的熱量傳入提餾段，實(shí)現(xiàn)了逐板傳熱的目標(biāo)，強(qiáng)化了傳質(zhì)和傳熱的效果，降低了理論設(shè)計(jì)的精餾塔高度，節(jié)省了成本。

圖3 內(nèi)部能量集成的精餾塔塔節(jié)局部和整體撬裝圖Fig.3 HIDiC stage segments and overall equipment fitting

普通精餾和HIDiC 在進(jìn)料條件和分離要求相同時，運(yùn)行條件和成本如表3 所示，HIDiC 模擬分離苯和甲苯時，相比常規(guī)精餾可節(jié)省58.7%的能耗。總運(yùn)行成本為操作費(fèi)用和設(shè)備投資的總和，操作費(fèi)用包括蒸汽、冷卻水、電費(fèi)，年運(yùn)行總成本HIDiC 相比常規(guī)精餾可降低26.6%。

表3 普通精餾和內(nèi)部能量集成塔的運(yùn)行條件和成本Table 3 Operating conditions and cost of CDIC and HIDiC

2 塔節(jié)靜應(yīng)力分析

SolidWorks 軟件功能強(qiáng)大，不僅能夠簡單高效地完成復(fù)雜設(shè)備的裝配和撬裝過程，還可以對設(shè)備整體和局部區(qū)域進(jìn)行靜力學(xué)應(yīng)力分析。本文應(yīng)用SW 仿真技術(shù)，建立內(nèi)部能量集成的精餾塔的實(shí)體模型，考慮壓力和溫度的雙重效應(yīng)，分析復(fù)合內(nèi)部能量集成的精餾塔塔節(jié)所受應(yīng)力以及位移、變形、對等應(yīng)變等狀況。為了簡化模型，采用全局接觸的方法，壓力垂直于所選面。選用實(shí)體網(wǎng)格，網(wǎng)格單元大小為49.83 mm，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為2542084個，最大高寬比例為35.62。圖4 為建立模型在溫度壓力效應(yīng)下的裝配圖模型。

圖4 溫度和壓力效應(yīng)下裝配體模型Fig.4 Assembly model under temperature and pressure effects

表4 為復(fù)合塔節(jié)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，裝配體所設(shè)定的屬性。

裝配體的模擬結(jié)果如圖5 所示，精餾段塔節(jié)管束外操作壓力為0.4 MPa，溫度為138℃，提餾段管束內(nèi)操作壓力為0.1 MPa，溫度為108℃。應(yīng)力范圍最小為1.01×10-17N/m2，最大為4.87×108N/m2。整個模擬結(jié)果在2×108N/m2以下，均在屈服力的范圍之內(nèi)，因此塔節(jié)的機(jī)械設(shè)計(jì)在對應(yīng)的熱模條件下不會發(fā)生應(yīng)變和位移，實(shí)體的尺寸和材料的選型和理論吻合。

表4 內(nèi)部能量集成的精餾塔塔節(jié)裝配體屬性參數(shù)Table 4 Assembly property parameters for HIDiC

圖5 HIDiC塔節(jié)裝配體靜應(yīng)力分析云圖Fig.5 Cloud map of a ssembly static stress analysis for HIDiC

3 篩孔式復(fù)合HIDiC塔節(jié)水力學(xué)分析

3.1 數(shù)學(xué)模型

幾何圖形通過網(wǎng)格離散化，為了控制網(wǎng)格的數(shù)量和優(yōu)化網(wǎng)格的結(jié)構(gòu)，本文采用了幾何圖形的六面體網(wǎng)格。在網(wǎng)格劃分的過程中，由于精餾段與提餾段是不連通隔絕的，首先需要抽取流體域，并對網(wǎng)格的邊界進(jìn)行優(yōu)化處理，通過網(wǎng)格結(jié)構(gòu)優(yōu)化得到可接受網(wǎng)格偏度的網(wǎng)格分布。在瞬態(tài)狀態(tài)下利用VOF多相流模型，VOF數(shù)學(xué)模型控制方程如下：

連續(xù)相方程（q相）

動量方程（q相）

傳質(zhì)運(yùn)輸方程（q相）

其中，w為q相k組分的質(zhì)量流率，Γ為分子擴(kuò)散系數(shù)，傳質(zhì)過程中分子擴(kuò)散占主導(dǎo)地位。VOF 氣液兩相流模型中，界面追蹤法在捕捉流體界面的幾何模型時，需考慮表面張力對兩相界面的影響，為了確定表面張力的重要性，首先評估Reynolds 數(shù)Re，計(jì)算Capillary數(shù)

計(jì)算得到的Ca＜＜1，需考慮表面張力。Fluent計(jì)算表面張力時采用Continuum Surface Stress(CSS)模型。該模型不需要對曲率進(jìn)行顯式計(jì)算，在未求解域中提供更好的性能，求得苯和甲苯在實(shí)驗(yàn)條件下表面張力的值為18.64 mN/m。

選用k-ε作為湍流模型，利用軟件Fluent 進(jìn)行仿真。本文采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以精餾段液相出口濃度為判別方法驗(yàn)證了網(wǎng)格的獨(dú)立性。隨著網(wǎng)格數(shù)目的增加，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值越來越接近，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，網(wǎng)格劃分總數(shù)為1652340個，選用網(wǎng)格尺寸為0.3～0.5 mm。設(shè)置時間步長為0.002 s，收斂精度為10-5。如圖6所示，網(wǎng)格的細(xì)化部分是為了準(zhǔn)確描述流場。圖6(a)是整個結(jié)構(gòu)的全局域網(wǎng)格劃分，圖6(b)是提餾段頂部塔盤的X-Y徑向網(wǎng)格，圖6(c)為塔節(jié)軸側(cè)的X-Z方向的網(wǎng)格，圖6(d)為精餾段X-Y切向劃分的網(wǎng)格。

CFD 模型中采用無滑移壁面邊界，忽略壁面效應(yīng)對流動區(qū)域的影響。氣液相間采用強(qiáng)制對流，壁面采用自然對流邊界。初始邊界條件如下。

（2）液相進(jìn)口：u=uLin,w=wLin,α= 1；

（4）氣相進(jìn)口：u=uGin,w= 0,α= 0；

圖6 塔節(jié)CFD模擬網(wǎng)格劃分示意圖Fig.6 Mesh for tray of CFD simulation

實(shí)驗(yàn)中優(yōu)化的第8 塊HIDiC 塔盤和CFD 模擬中液相出口濃度隨氣速變化如圖7 所示，模擬值和實(shí)驗(yàn)值的平均誤差為3.8%，文獻(xiàn)[32]中的相對誤差值為4.4%，文獻(xiàn)[33]中的相對誤差值為10.0%，本研究中模擬結(jié)果液相出口濃度隨表觀氣速的變化趨勢和實(shí)驗(yàn)結(jié)果在誤差范圍內(nèi)，模擬結(jié)果值偏大主要是相間作用力考慮不全面造成的，本模擬結(jié)果可信。

圖7 液相出口濃度隨氣速的變化Fig.7 Outlet mole concentrations versus gas velocity

3.2 水力學(xué)結(jié)果分析

為了準(zhǔn)確驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型、塔板結(jié)構(gòu)、材料性能和運(yùn)行條件，HIDiC 塔盤的幾何特性設(shè)計(jì)有兩種不同的結(jié)構(gòu)參數(shù)，如表5和表6所示。

在結(jié)構(gòu)a參數(shù)下，第8塊塔節(jié)直徑為250 mm，出口堰高度為25 mm，精餾塔板孔徑為5 mm，提餾塔板孔徑為10 mm。圖8(a)所示為熱工況下苯和甲苯的混合物在運(yùn)行條件下測試的擬時均化結(jié)果，在塔盤上有過量的流體流動，導(dǎo)致泄漏溢流。所以塔節(jié)重新設(shè)計(jì)使用新的參數(shù)。通過仿真觀測，提餾塔板孔徑由10 mm 減小到8 mm，精餾塔板孔徑由5 mm減小到4 mm，出口堰高由25 mm 減小到20 mm，HIDiC 塔節(jié)直徑為200 mm。保持其他參數(shù)和結(jié)構(gòu)a參數(shù)相同，在圖8(b)中可以看出，塔盤上氣液接觸均勻，傳質(zhì)效果有了明顯的改善。

表5 結(jié)構(gòu)a HIDiC塔節(jié)CFD模擬的幾何參數(shù)Table 5 Geometrical characteristics of condition a for tray of CFD simulation

表6 結(jié)構(gòu)b HIDiC塔節(jié)CFD模擬的幾何參數(shù)Table 6 Geometrical characteristics of condition b for tray of CFD simulation

圖9 為第8 塊塔節(jié)和降液管的整體的溫度擬時均化分布圖。HIDiC 采用新型塔節(jié)主要利用降液管和管束作為傳熱面，有效地將精餾段的熱量傳遞到提餾段。圖9(a)換熱管之間的傳熱相對均勻，顏色變化幅度小，圖10 為塔節(jié)管束沿軸向分布的平均溫度分布，溫度分布主要在380 K 左右波動。圖9(b)為提餾段降液管的溫度分布，溫度分布在370～385 K 傳熱效果好，降液管中部的溫度比較均勻，但在底部和頂部出現(xiàn)了一些溫度差異，這主要和塔盤結(jié)構(gòu)相關(guān)。由于塔節(jié)頂部是外塔盤，上一塊塔盤提餾段的液體流到外塔盤頂部，液體在外塔盤分布，導(dǎo)致溫度降低。底部由于液體經(jīng)降液管到下一節(jié)外塔盤進(jìn)料擋板上方，液體在此處有積存，導(dǎo)致溫度下降。整個設(shè)計(jì)達(dá)到板傳熱理論的目的。

圖8 兩種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的氣體體積分?jǐn)?shù)云圖Fig.8 Volume fraction contours in two differences condition

圖9 HIDiC塔節(jié)和降液管CFD模擬的溫度分布Fig.9 Temperature distribution for tray and downcomer of CFD simulation

圖10 管束沿Z軸方向平均溫度分布Fig.10 Average temperature distribution of tube along Z axis

圖11 HIDiC運(yùn)行時塔盤液體速度矢量圖Fig.11 Vectors velocity in liquid surface during HIDiC operation

圖12 HIDiC塔節(jié)氣體體積分?jǐn)?shù)X-Z 軸側(cè)云圖Fig.12 Volume fraction contours of vapor in X-Z axis side map of HIDiC stage

如圖11 所示，第8 塊塔節(jié)上的液體主要分布在兩個區(qū)域，主區(qū)域和回流區(qū)域。主流區(qū)與常規(guī)塔板流動模型是一致的，主流區(qū)速度沿塔板方向保持均勻，說明任何區(qū)域沒有停滯區(qū)，氣液流動狀態(tài)接近活塞流，提高了塔板上的傳質(zhì)效率?；亓鲄^(qū)主要集中在換熱管穿過塔盤的環(huán)形區(qū)域，這個區(qū)域流體流動速度相對較小，方向相對混亂，接近全混流。

圖12 為第8 塊塔節(jié)在軸側(cè)擬時均化的X-Z方向的氣相分?jǐn)?shù)云圖剖面圖。熱狀態(tài)下的氣體和液體有其通道，在殼程精餾段塔盤上氣體平均體積分?jǐn)?shù)為0.42，表明它擁有良好的質(zhì)量傳遞效應(yīng)。這時，氣液接觸后液體沿著降液管向下，氣體向上汽化。氣液接觸的表面分為3層，分別是液體、氣液混合和汽化狀態(tài)的氣體。

圖13(a)是第8塊塔節(jié)在X-Y方向氣相擬時均化體積分?jǐn)?shù)云圖的剖面，圖13(b)是第8 塊塔節(jié)液相體積分?jǐn)?shù)云圖。從圖中可以看出氣液相在塔盤上的分布比較均勻，結(jié)合圖11中液相在塔盤結(jié)構(gòu)上速度流形結(jié)構(gòu)的分散情況，可以得出塔盤上傳質(zhì)總體比較均勻，傳質(zhì)效果好。在精餾段塔盤篩孔處有氣體通過，氣體分?jǐn)?shù)較大為0.8，靠近擋液板位置有液體進(jìn)料，液相體積分?jǐn)?shù)為0.65。

圖13 HIDiC內(nèi)部塔盤氣體和液體體積分?jǐn)?shù)X-Y切向云圖Fig.13 Volume fraction contours of vapor and liquid in X-Y axis side map for HIDiC trays

4 結(jié) 論

（1）在HIDiC 理論和Aspen 模擬的基礎(chǔ)上，構(gòu)建了一種新型復(fù)合式的內(nèi)部能量集成的精餾塔結(jié)構(gòu)，并利用Fluent軟件進(jìn)行水力學(xué)模擬，優(yōu)化了塔徑、內(nèi)外塔盤的堰高和內(nèi)外塔盤的孔徑等參數(shù)。

（2）建立的復(fù)合精餾塔塔節(jié)機(jī)械模型通過SW靜力學(xué)應(yīng)力分析后，探索了在熱狀況下的應(yīng)力分析，發(fā)現(xiàn)塔節(jié)裝配體在2×108N/m2以下，均在屈服力的范圍之內(nèi)，驗(yàn)證了模型的強(qiáng)度與力學(xué)性能。

（3）通過篩孔式復(fù)合HIDiC模型的水力學(xué)分析，研究發(fā)現(xiàn)了新型復(fù)合式塔節(jié)內(nèi)部能量集成結(jié)構(gòu)整體設(shè)計(jì)的優(yōu)異性，內(nèi)外塔盤上篩孔式結(jié)構(gòu)對氣液傳質(zhì)具有差異性，文中通過CFD 模擬了該結(jié)構(gòu)在流體力學(xué)上的差異性。

符 號 說 明

D——分子擴(kuò)散系數(shù)，m2·s

F——體積力，N/m3

g——重力加速度，m/s2

m——質(zhì)量源相，kg/(s·m3)

n——曲面法向量

p——壓力，Pa

R——相互作用力，N

S——傳質(zhì)源項(xiàng)，kg/(s·m3)

T——表面張力，N/m

U——自由流速度，m/s

u——速度，m/s

w——質(zhì)量分?jǐn)?shù)

X,Y,Z——方向坐標(biāo)，m

α——體積分?jǐn)?shù)

?！獋髻|(zhì)擴(kuò)散系數(shù)，kg/(m·s)

μ——黏度，kg/(m·s)

ρ——密度，kg/m3

σ——連續(xù)相和分散相的界面張力，N/m

τ——剪切力，N/m2

上角標(biāo)

k——?dú)庀嗷蛞合嘀械膋組分

下角標(biāo)

G——?dú)庀?/p>

L——液相

in——進(jìn)口

out——出口