胡昌權(quán)，宋文明，馮小波，吳建祥，周加偉，張 梁

（1.中國石油 西南油氣田分公司 重慶氣礦，重慶 400021；2.西南石油大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院，四川 成都 610500）

填料塔是天然氣預(yù)處理工藝過程中的核心設(shè)備之一，氣體是否在填料層中均勻分布直接關(guān)系到塔中填料的利用率及氣體處理效果[1-3]。氣體分布器能使氣體在塔內(nèi)均勻分布，目前雙錐導(dǎo)流式、雙列葉片式及雙切向環(huán)流式氣體分布器在工業(yè)領(lǐng)用應(yīng)用較多[4-9]。其中，雙切向環(huán)流式氣體分布器綜合性能優(yōu)良，但存在局部氣流速度小和回流現(xiàn)象明顯問題，技術(shù)人員和學(xué)者因此進(jìn)行了改進(jìn)性技術(shù)研究。劉德新等[10]應(yīng)用計(jì)算流體力學(xué)（CFD）方法建立雙切向環(huán)流式氣體分布器內(nèi)三維瞬態(tài)氣液兩相流模型，探究了導(dǎo)流葉片數(shù)量、導(dǎo)流板徑向夾角對(duì)分布器綜合性能的影響。岳明[11]建立了變壓吸附塔進(jìn)口氣體分布器數(shù)值模型，研究了操作工況、氣體分布器結(jié)構(gòu)參數(shù)、分布器安裝位置等因素對(duì)分布器性能的影響并提出優(yōu)化參數(shù)范圍。金新民[12]以FLNG填料塔內(nèi)氣體分布器為研究對(duì)象，搭建了在晃動(dòng)工況下氣體分布器試驗(yàn)裝置，并結(jié)合數(shù)值仿真方法，研究了晃動(dòng)工況對(duì)氣體分布器性能的影響，得到了晃動(dòng)對(duì)填料塔內(nèi)氣體分布器性能的影響規(guī)律。李雪[13]針對(duì)大型火電廠CO2吸收塔的設(shè)計(jì)，利用CFD模擬方法，研究了大直徑新型規(guī)整填料塔氣體分布器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化問題。洪都等[14]提出了一種雙層多環(huán)大孔徑氣液同軸噴射分布器，進(jìn)行了單噴嘴冷模實(shí)驗(yàn)和分布器CFD模擬計(jì)算，結(jié)果表明新結(jié)構(gòu)能實(shí)現(xiàn)進(jìn)料氣、液的均勻分布，氣體均布性能受負(fù)荷波動(dòng)影響較小。

文中提出了2種方案改進(jìn)現(xiàn)有氣體分布器結(jié)構(gòu)，采用數(shù)值模擬的方法對(duì)比改進(jìn)模型與原模型的性能差異，優(yōu)選分布器結(jié)構(gòu)。利用響應(yīng)曲面方法(RSM)，研究不同結(jié)構(gòu)和流動(dòng)參數(shù)交互作用下對(duì)分布器工作性能的影響規(guī)律。

1 雙切向環(huán)流式氣體分布器建模

1.1 結(jié)構(gòu)及改進(jìn)模型

雙切向環(huán)流式氣體分布器裝配模型見圖1。雙切向環(huán)流式氣體分布器安裝在罐體內(nèi)，主要由分流板、導(dǎo)流葉片、頂板以及內(nèi)筒組成。頂板為環(huán)形，緊貼罐體內(nèi)壁面安裝。內(nèi)筒、頂板及罐體內(nèi)壁面構(gòu)成氣體流動(dòng)的環(huán)形通道。導(dǎo)流葉片均布在環(huán)形通道內(nèi)，緊貼內(nèi)筒及罐體內(nèi)壁面安裝。氣流從罐壁進(jìn)口流入，從分流板處分作兩股進(jìn)入環(huán)形通道，從導(dǎo)流葉片向下流至塔底，再由塔底向上流動(dòng)至分布器出口流出。對(duì)雙切向環(huán)流式氣體分布器進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，改進(jìn)后的模型1見圖2，改進(jìn)后的模型 2見圖3。

圖1 雙切向環(huán)流式氣體分布器裝配模型

圖2 雙切向環(huán)流式氣體分布器改進(jìn)模型1

圖3 雙切向環(huán)流式氣體分布器改進(jìn)模型2

1.2 參數(shù)及尺寸

雙切向環(huán)流式氣體分布器模型結(jié)構(gòu)參數(shù)及安裝尺寸見表1[12]。為便于對(duì)數(shù)值模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證，以此模型為分析設(shè)計(jì)的基準(zhǔn)模型。

表1 雙切向環(huán)流式氣體分布器結(jié)構(gòu)參數(shù)及安裝尺寸mm

1.3 性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

氣體分布器性能評(píng)價(jià)指標(biāo)包括壓力損失和出口端氣體速度分布的不均度M。壓力損失定義為氣流進(jìn)、出口壓差，壓力損失越小，分布器性能越好。不均度M越小，速度分布的均勻性越好。

式中，n為分布器出口端平面取點(diǎn)個(gè)數(shù)；ui為第i個(gè)出口測點(diǎn)的氣體流速，u為所有測點(diǎn)平均氣體流速，m/s。

1.4 網(wǎng)格劃分

雙切向環(huán)流式氣體分布器模型網(wǎng)格剖面圖見圖4。

圖4 雙切向環(huán)流式氣體分布器模型網(wǎng)格剖面圖

針對(duì)分布器結(jié)構(gòu)的不規(guī)則特點(diǎn)，采用非結(jié)構(gòu)化多面體網(wǎng)格對(duì)流場區(qū)域進(jìn)行離散，對(duì)近壁面區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，結(jié)果滿足條件壁面函數(shù)y+≤1。

為了在節(jié)省計(jì)算資源的同時(shí)避免求解出現(xiàn)離散誤差，對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證 ，結(jié)果見圖5和表2。隨著網(wǎng)格數(shù)量的逐漸增加，氣體不均度M逐漸減小，壓降逐漸增大，但當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量增長至82萬（4號(hào)網(wǎng)格）之后，求解結(jié)果保持相對(duì)穩(wěn)定。因此，本文數(shù)值計(jì)算模型統(tǒng)一采用4號(hào)網(wǎng)格尺度。

圖5 雙切向環(huán)流式氣體分布器模型網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證曲線

表2 氣體分布器模型網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證數(shù)據(jù)

1.5 求解設(shè)置

模擬時(shí)，選擇 Realizable κ-ε 紊流模型，采用FLUENT作為模型求解器，采用SIMPLE算法耦合壓力與速度解，采用二階格式表述質(zhì)量、動(dòng)量和能量控制方程，設(shè)置計(jì)算收斂條件為殘差值小于10-4。模擬使用的介質(zhì)為空氣，考慮為不可壓縮理想氣體，忽略重力，操作壓力為常壓，分別設(shè)置速度入口和壓力出口，其余邊界均為壁面無滑移邊界條件。

1.6 模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證

對(duì)比數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[12]數(shù)據(jù)，結(jié)果見圖6。文獻(xiàn)[12]數(shù)據(jù)包括實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值仿真數(shù)據(jù)，本文對(duì)比試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膮?shù)設(shè)置與試驗(yàn)相同。從圖6可知，本文的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn) [12]的實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值計(jì)算結(jié)果吻合性較好[12]。壓降對(duì)比試驗(yàn)誤差在5%以內(nèi)，不均度對(duì)比試驗(yàn)誤差在12%以內(nèi)。因此，文中雙切向環(huán)流式氣體分布器的計(jì)算方法和結(jié)果準(zhǔn)確可靠。

圖6 雙切向環(huán)流式氣體分布器模型模擬準(zhǔn)確性驗(yàn)證曲線

2 雙切向環(huán)流式氣體分布器優(yōu)化結(jié)果分析

2.1 優(yōu)化基礎(chǔ)與方法

探究改進(jìn)模型與原模型性能間的差異。改進(jìn)模型1去除了原模型結(jié)構(gòu)中的環(huán)形頂板，改進(jìn)模型2在改進(jìn)模型 1 的基礎(chǔ)上增設(shè)了多孔板[2，15]，多孔板與內(nèi)筒間距20 mm。模型間網(wǎng)格尺度相同，分布器導(dǎo)流葉片均為8個(gè)，設(shè)定相同的入口速度25 m/s。

2.2 出口軸向速度矢量

不同氣體分布器模型出口軸向速度矢量云圖見圖7，不同氣體分布器出口端回流面積百分?jǐn)?shù)見圖8。由圖7可以看出，原模型與改進(jìn)模型1的出口端均有回流形成，且原模型的回流區(qū)域大于改進(jìn)模型1的。原模型出口速度梯度變化明顯，這表明氣體分布均一度較差。改進(jìn)模型2則不同，出口端無回流，速度梯度變化也小，這表明改進(jìn)模型2出口速度的均一度好。

圖7 不同分布?xì)怏w器模型出口軸向速度矢量云圖

圖8 不同氣體分布器出口端回流面積百分?jǐn)?shù)

由圖8可以看出，原模型、改進(jìn)模型1、改進(jìn)模型2的出口回流面積百分?jǐn)?shù)依次為43%、36%、0，可見改進(jìn)模型2極大地改善了原分布?xì)怏w器出口端回流的問題。

2.3 流場速度分布

不同氣體分布器內(nèi)流場速度分布對(duì)比 （十字切面圖）見圖9，分布器內(nèi)流場氣流運(yùn)動(dòng)軌跡對(duì)比見圖 10。

圖9 不同氣體分布器內(nèi)流場速度分布對(duì)比

從圖9可以看出，原模型與改進(jìn)模型1的內(nèi)流場速度分布類似，有明顯的速度梯度。改進(jìn)模型2則不同，多孔板下方區(qū)域流場速度梯度顯著，但經(jīng)過多孔板對(duì)氣流的整合、均布后，氣流的均勻度得到了極大改善。從圖10可以看出，原模型與改進(jìn)模型1的出口氣流軌跡有局部聚集和擾動(dòng)情況，而改進(jìn)模型2的出口氣流軌跡均勻、有序。

圖10 不同氣體分布器內(nèi)流場氣流運(yùn)動(dòng)軌跡對(duì)比

2.4 性能參數(shù)綜合評(píng)價(jià)

不同氣體分布器性能參數(shù)對(duì)比見圖11。從圖11可以看出，相對(duì)于原模型，2種改進(jìn)模型均能一定程度提升分布器性能，改進(jìn)模型1降低了31.3%的壓力損失、18.8%的不均度，改進(jìn)模型2降低了8.9%的壓力損失、75.3%的不均度。2種改進(jìn)模型各有優(yōu)劣，改進(jìn)模型1降低的壓降損失多，改進(jìn)模型2降低的不均度多。從降低壓力損失和不均度的程度這2個(gè)方面綜合評(píng)價(jià)，改進(jìn)模型2可以在同時(shí)降低壓力損失和不均度的前提下實(shí)現(xiàn)不均度的大幅下降，因此性能更優(yōu)。

圖11 不同氣體分布器性能參數(shù)對(duì)比

3 基于響應(yīng)曲面法的優(yōu)選模型參數(shù)分析

RSM是一種統(tǒng)計(jì)方法。通過對(duì)回歸方法的分析、優(yōu)化，RSM可以預(yù)測工藝參數(shù)響應(yīng)值，反映出不同因素間對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的交互影響，彌補(bǔ)普通正交優(yōu)化方法僅考慮單因素對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響的不足，在分析研究中應(yīng)用廣泛[16-18]。

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

3.1.1 因素與水平

以壓力損失和不均度為響應(yīng)值，選取孔圈數(shù)A、首圈孔個(gè)數(shù)B及入口流速C為因素，應(yīng)用RSM對(duì)選出的改進(jìn)模型2展開進(jìn)一步分析。試驗(yàn)因素與水平設(shè)計(jì)見表3。多孔板為圓形，板面上開圓形孔，孔直徑25 mm，孔眼在板面直徑方向上成圈排布，每圈圓周方上的圓孔等間距分布。

表3 改進(jìn)模型2試驗(yàn)因素與水平

3.1.2 數(shù)據(jù)及擬合

改進(jìn)模型2響應(yīng)曲面分析數(shù)據(jù)見表4。

表4 改進(jìn)模型2響應(yīng)曲面試驗(yàn)結(jié)果

對(duì)表4中壓降進(jìn)行擬合，得方程：

3.1.3 顯著性分析

以不均度為例對(duì)回歸方程進(jìn)行方差分析，結(jié)果見表5。

表5 改進(jìn)模型2不均度多元模型回歸方差分析

根據(jù)表5得到的調(diào)整值R2=0.987 7，精確度為41.397。方差分析結(jié)果中，F(xiàn)值越大、P′值越小，表明分析結(jié)果越可靠。例如，P′=0.001，表示99.9%的概率認(rèn)為結(jié)論是正確的。R2=0.987 7，表明不均度的變化有98.77%來源于參數(shù)變化。精確度數(shù)值遠(yuǎn)大于4，表明此模型是可靠的。

由表5中F值可知，試驗(yàn)中各因素對(duì)不均度的影響程度從大到小的排序是A、B、C，對(duì)壓降的影響程度順序是C、A、B。

3.1.4 擬合效果

為了評(píng)價(jià)各觀測數(shù)據(jù)相對(duì)于回歸擬合是否為異常點(diǎn)，進(jìn)行擬合效果的學(xué)生化殘差分布分析，結(jié)果見圖12和圖13。

圖12 改進(jìn)模型2壓降預(yù)測值殘差分布

圖13 改進(jìn)模型2不均度預(yù)測值殘差分布

判斷的標(biāo)準(zhǔn)是，圖形中數(shù)據(jù)點(diǎn)偏離直線越遠(yuǎn)，學(xué)生化殘差值越大，擬合效果越差。由圖12和圖13可知，數(shù)據(jù)點(diǎn)基本分布在直線或直線兩側(cè)，模型的擬合效果較好。

3.2 響應(yīng)面分析

3.2.1 壓降

因素A、B、C交互影響改進(jìn)模型2壓力等高線圖見圖14，壓力響應(yīng)面圖見圖15。因素A、B越大，表明多孔板孔隙率越大，多孔板阻力系數(shù)越小，壓力損失越小。

圖14 因素A、B、C交互影響改進(jìn)模型2壓力等高線圖

圖15 因素A、B、C交互影響改進(jìn)模型2壓力響應(yīng)面圖

由圖14和圖15可以知道，分布器壓力損失隨著因素A、B的增大而減小，隨著因素C的增大而增大。

3.2.2 不均度

因素A、B、C交互影響改進(jìn)模型2不均度等高線圖見圖16，不均度響應(yīng)面圖見圖17。由圖16和圖17可知，因素A、B交互作用明顯。因素C恒定、因素B小于9時(shí)，隨著因素A的增大，不均度逐漸降低；因素C恒定、因素B大于9時(shí)，隨著因素A的增加，不均度首先下降，然后增大。因素A、C間和因素B、C間交互較弱。當(dāng)因素B恒定，隨著因素A的增大，不均度逐漸減小；當(dāng)因素A恒定，隨著因素B的增大，不均度逐漸減小。

圖16 因素A、B、C交互影響改進(jìn)模型2不均度等高線圖

圖17 因素A、B、C交互影響改進(jìn)模型2不均度響應(yīng)面圖

3.2.3 最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)

多孔板參數(shù)A和參數(shù)B的增大，會(huì)導(dǎo)致多孔板孔隙率的增加。根據(jù)多孔板參數(shù)A和參數(shù)B計(jì)算多孔板孔隙率（孔隙面積/圓截面面積），得到的多孔板孔隙率與氣體分布器不均度散點(diǎn)關(guān)系圖見圖18，多孔板孔隙率與氣體分布器出口端回流面積百分?jǐn)?shù)散點(diǎn)關(guān)系圖見圖19。根據(jù)所得回歸方程計(jì)算，得到不同入口速度下氣體分布器最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)關(guān)系曲線，見圖20。

圖18 多孔板孔隙率與不均度關(guān)系圖

圖19 多孔板孔隙率與氣體分布器出口端回流面積百分?jǐn)?shù)關(guān)系圖

圖20 不同入口速度下氣體分布器最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)

由圖18可看出，隨著多孔板孔隙率的增大，不均度首先減小，然后逐漸增大。因此，在孔隙率變化的范圍內(nèi)，不均度存在最小值。由圖19可以看出，當(dāng)孔隙率小于10%，分布器出口出現(xiàn)回流；當(dāng)孔隙率大于10%，分布器出口端無回流。由圖20可以看出，隨著流速的逐漸增大，最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)B在7～10逐漸增大，結(jié)構(gòu)參數(shù)A小范圍波動(dòng)。

4 結(jié)語

以壓力損失和氣體速度不均度為評(píng)價(jià)指標(biāo)，對(duì)雙切向環(huán)流式氣體分布器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，利用數(shù)值模擬的方法對(duì)比了不同模型間的性能差異，優(yōu)選出了加設(shè)多孔板的氣體分布器。對(duì)于優(yōu)選出的多孔板氣體分布器，利用RSM研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)與工況條件的交互作用對(duì)分布器性能的影響，得到了不同流速下分布器最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)，具有一定工程指導(dǎo)意義。

相比于原分布器模型，加設(shè)多孔板的雙切向環(huán)流氣體分布器具有更低的壓力損失和更均勻的氣體分布，且能夠通過控制多孔板的孔隙率抑制分布器出口端的回流現(xiàn)象，當(dāng)多孔板孔隙率大于10%時(shí)，分布器出口不會(huì)出現(xiàn)回流現(xiàn)象。多孔板孔隙率與分布器出口速度不均度的關(guān)系是非線性的，隨著多孔板孔隙率的增大，速度不均度首先迅速下降，然后緩慢回升，因此存在最優(yōu)多孔板孔隙率值。根據(jù)RSM，試驗(yàn)中各因素對(duì)不均度的影響順序是 A、B、C，對(duì)壓降的影響順序是 C、A、B。 隨著流速的增大，最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)B在7～10逐漸增大，結(jié)構(gòu)參數(shù)A小范圍波動(dòng)。