基于CFD的噴射分配器結構優化

侯亞飛，商先永，李 偉，薄守石，孫蘭義

(中國石油大學重質油國家重點實驗室，山東 青島 266580)

石油是一種非常重要的戰略資源，同時也是不可再生資源，全球常規石油資源的儲量約為430～570 Gt，而非常規石油資源，包括重質原油、超重原油、油砂等的儲藏量約為1.1×1012t，因而從數量上看，非常規石油資源的儲量為常規原油的2～2.7倍[1]。到目前為止，世界主要產油國已經進入到開發中后期，重質化和劣質化是世界原油的趨勢[2-3]。因而從長遠來看，重油加工比例將會越來越大，提高重油加工能力刻不容緩。加氫精制和加氫裂化都可以改善油品質量，降低油品的硫含量，因而對重油加氫相關技術的研究一直是重點，主要包括高性能催化劑的研制、開發新型高效的加氫組合工藝及其高效加氫內構件的開發等。

加氫反應主要在固定床加氫反應器內進行，固定床加氫反應器作為加氫裝置的核心設備，其內部主要的內構件有入口擴散器、氣液分配盤、積垢籃筐、急冷箱和催化劑床層支撐盤等[4]。氣液分配盤是加氫反應器內構件中比較重要的一種，良好的性能是反應物料達到徑向和軸向均勻分布的關鍵[5]。氣液分配盤由單個分配器按照一定的排列方式組合而成，分配器按照工作原理可分為抽吸型、溢流型、噴射型和組合型。其中噴射型分配器氣液操作彈性高，抗塔板傾斜能力強，分配效果好，現已成為高效內構件的代名詞，而目前針對噴射分配器的相關研究較少。本研究借助計算流體力學(CFD)對噴射分配器進行流體力學模擬，在此基礎上對分配器進行結構優化，以提高其綜合性能。

1 噴射分配器結構與工作機理

圖1 噴射分配器結構示意

噴射分配器主要由蓋板、進氣孔、上噴嘴和下噴嘴構成[6]，其總體結構示意見圖1。正常工作時，分配盤上方的液體在塔盤上積累形成一定的液位，分配器上方具有進氣孔，其結構為跑道狀，即上下為半圓結構，中間為矩形結構連接起來。氣相通過進氣孔進入分配器內部，在上噴嘴處由于氣體流通面積變小，氣速增大，在降液管內外形成一定的壓差，因而會產生抽吸作用。由于分配器溢流孔的開孔方向具有一定的切向角度，因而塔盤上的液體被抽吸進入中心管時會產生旋轉效應，在管內液體被破碎為液滴，氣液經過變徑管加速、分散、霧化后，噴灑在下方的催化劑床層上。

2 模型驗證

由于分配器內部氣液兩相流動復雜，因而選擇正確的流體力學模型是CFD計算的前提和基礎，不同的流體力學模型計算結果可能相差很大。華東理工大學開發了一種氣液分流式分配器，設計并搭建了冷模實驗裝置，對氣液分流式分配器在自主設計的實驗裝置上進行了冷模實驗研究[7]。本研究通過數值模擬考察分配器在實驗中不同工況下的壓降，并對實驗結果和模擬計算結果進行對比，確保所選流體力學模型的正確性。

2.1 流體力學模型

根據加氫反應器內氣液兩相流動的情況，作如下假設[8]：①氣液兩相為不可壓縮的牛頓流體，流動形式為湍流；②不考慮兩相之間的質量傳遞；③氣液兩相在流動過程中不發生相變；④氣液兩相之間壓力相同，接觸界面壓降可以忽略不計。

2.2 幾何模型與網格劃分

氣液分流式分配器的結構示意如圖2所示，具體尺寸詳見文獻[7]。

圖2 分配器結構示意

圖3 三維模型與網格劃分示意

2.3 邊界條件

采用空氣-水體系，空氣和水的物性采用Fluent軟件內置數據，水和空氣的密度(20 ℃)分別為998.2 kgm3和1.225 kgm3，黏度(20 ℃)分別為1.003 mPa·s和0.017 9 mPa·s。模擬采用實驗中的5個工況，如表1所示。計算域直徑與實驗裝置尺寸相同，均為280 mm。計算域邊界條件為：進口為速度入口，出口為壓力出口，連續相為空氣，分散相為水，湍流模型采用標準k-ε雙方程模型，壓力和速度的耦合算法采用SIMPLE算法，三維非穩態計算，時間步長設置為0.001 s，所有方程收斂標準為0.001，取150 s的計算結果，此時所有方程的殘差曲線數值均持續穩定在0.001以下。

表1 不同操作工況

2.4 模擬結果與實驗結果對比

圖4 模擬結果與實驗結果對比■—實驗結果； ●—模擬結果

將5個工況下的分配器壓降實驗結果與數值模擬結果進行對比，結果見圖4。由圖4可見，分配器壓降模擬結果與實驗結果一致，誤差在10%以內，說明所選流體力學模型準確。

3 噴射分配器數值模擬

3.1 操作條件

實際加氫反應器內部為油和氫氣，因此模擬均基于油和氫氣展開。處理量和操作條件均參考文獻[9]。文獻中的分配器形式為CZII型，中心管內徑為69 mm，分配盤上安裝139個分配器，根據開孔率相同的原則，換算成噴射分配器的安裝數目為236個。單分配器的處理量根據操作條件折合到單個分配器的承受量計算。操作條件為：溫度330 ℃，壓力8.2 MPa，氣液總處理量5.13 m3h，計算域橫截面積為0.141 2 m2，則可計算得到進口氣液速度為0.010 1 ms，液相分率為0.044 78。油氣的液相和氣相密度(330 ℃)分別為691.90 kgm3和13.25 kgm3，黏度(330 ℃)分別為0.225 3mPa·s和0.013 5mPa·s。

3.2 結果分析

評價分配器的性能主要從操作彈性、壓力降和分配的均勻度來考慮，其中分配均勻度最重要，可從兩方面考慮，一是液體噴灑的范圍，二是液體流率沿徑向的峰值，液體噴灑的范圍越寬，峰值越小，則分配器的分配性能越好[10]。通常情況下加氫裝置中分配器下方200 mm處為催化劑床層，因此，考察分配器下方200 mm處的液體分布情況。圖5和圖6分別為沿徑向液相速度和液相分率曲線。

圖5 分配器下方200 mm處的液體速度徑向分布

圖6 分配器下方200 mm處的液體分率徑向分布

經過后處理得到操作條件下分配器的模擬壓降為1 954 Pa，由分配器液相分率分布可以計算得到噴灑面積為0.050 6 m2，此外也可看出液相分布比較集中。從圖5液相速度分布可以看出，速度分布梯度變化較大。為了更精確地定量表示液體分布的均勻性，引入液體分布不均勻度的概念，計算式[9]如下：

(1)

4 噴射分配器優化分析

4.1 進氣孔優化

在前面原始構型模擬的基礎上進行優化，分配器上方具有6個跑道狀的進氣孔，先考慮將進氣孔傾斜一定的角度，進而使進入孔的氣體產生旋轉，這樣可以與液體充分接觸混合，將液體破碎為液滴，以期獲得更好的分配效果。在此考慮3種情況，分別將跑道狀的進氣孔傾斜10°，20°，30°，改進的結構如圖7所示。

圖7 改進的分配器結構

圖8為分配器下方200 mm處截面液相分率云圖。由圖8可以看出，與原始構型相比，改進的分配器構型中分配器噴灑面積明顯有所擴大，其中傾斜10°時中心區域液相峰值偏高，傾斜20°和30°時中心區域峰值相對較低，噴灑面積也更大，因而相比于10°時分配性能有所提高。

圖8 分配器下方200 mm處截面液相分率云圖

由式(1)計算幾種不同分配器的分布不均勻度，結果見圖9。從圖9可以看出，改進的3種分配器的分布不均勻度均有所減小，其中傾斜20°時分布不均勻度最小，為0.196，相比于原始構型減小了13.06%。因而確定進氣孔傾斜20°。

圖9 不同分配器分布不均勻度

4.2 噴嘴結構優化

在前文基礎上，針對噴嘴結構進行優化，思路是將原來分配器下方的噴嘴結構去掉，改成半球狀噴嘴，在半球上沿圓周均勻開孔，其中半球最下方不開孔，如圖10所示?？疾觳煌_孔方式對分配器分配性能的影響。結構1分配器半球狀噴嘴沿圓周開3排Φ5 mm的圓孔，由下至上個數分別為8，10，12；結構2分配器半球狀噴嘴沿圓周開2排Φ5 mm的孔，由下至上個數分別為10和12；結構3分配器半球狀噴嘴也沿圓周開2排孔，其中上排孔為4個Φ10 mm的孔，下排為8個Φ5 mm的孔。

圖10 不同噴嘴結構的分配器

圖11為不同噴嘴結構的分配器液相分率云圖。從圖11可以看出：改進的3種結構比原始構型噴灑面積有所增大；改進1構型效果不好，液相分率在中心區域達到0.006 5，匯集現象比較嚴重；改進2構型分配器噴灑面積明顯變大，液相分配也較均勻；改進3構型與原始構型相比，噴灑面積最大(0.141 2 m2)，增大了179.05%，覆蓋了整個計算域，液相分配也更加均勻，此外經過后處理得到結構3的壓降為2 149.4 Pa，相比于原始構型增大了10%。

圖11 不同噴嘴結構的分配器液相分率云圖

由式(1)計算4種構型的分布不均勻度，結果見圖12。從圖12可以看出，改進1構型的分配器分布不均勻度比20°構型稍大，為0.199，改進2構型和改進3構型分布不均勻度與20°構型相比均有所下降，分別為0.157和0.095，不均勻度相比分別降低了19.89%和51.53%，因而改進3構型分配器分配性能最好，與原始構型相比，分布不均勻度降低了57.96%。

圖12 不同噴嘴結構的分配器分布不均勻度結果

4.3 操作彈性分析

操作彈性是衡量分配器性能的一項重要指標，意為進料的氣液流量發生波動時分配器的分配性能狀況，在此考察氣液流量波動對改進的分配器性能的影響。經過模擬發現，在基礎工況的-80%～+5%范圍內，改進的分配器分配性能很好，模擬結果如圖13所示。

圖14為不同負荷下的不均勻度。從圖14可以看出，改進的分配器在-80%負荷下的分布不均勻度為0.169，在+5%負荷下的不均勻度為0.026，處于改進分配器基礎工況的分布不均勻度之間，且均小于原分配器在基礎工況下的分布不均勻度0.226，相比分別減小了25.22%和88.50%，因而可認為改進分配器的操作彈性范圍為-80%～+5%。

圖13 分配器下方液相分率云圖

圖14 分布不均勻度結果

4.4 抗塔板傾斜能力分析

抗塔板傾斜能力是分配器設計的重要指標，在分配器的安裝過程中，由于人為因素和設備因素，分配盤或多或少不會保持絕對水平，一般都會有一定的傾斜角度，因而分配器的抗塔板傾斜能力顯得尤為重要。在分配器彼此之間高度不一致時，考察其抗塔板傾斜能力。模擬方法參考文獻中的試驗方法，將2個相同的分配器安裝在塔板上，兩個分配器的安裝高度相差10 mm，用來模擬實際生產操作中的最差工況[11]。在兩個分配器的出口分別監測液體流量，通過考察兩個分配器的流量差異來反映其抗塔板傾斜能力的強弱。抗塔板傾斜三維建模結構如圖15所示。

圖15 三維建模結構

定義塔板傾斜敏感度系數βQL來表征分配器的抗塔板傾斜能力，其計算式[11]如下：

(2)

式中，QLow和QHigh分別為安裝在低位置和高位置的分配器單位時間流過的液體體積。通過定義式可以看出，βQL為0表示塔板傾斜與否對于分配器的分配性能沒有影響，βQL越大則表示抗塔板傾斜能力越差。

改進的分配器QLow為8.90×10-5m3s，QHigh為3.72×10-5m3s，帶入式(2)計算得到βQL為0.410。原型分配器QLow為8.95×10-5m3s，QHigh為3.67×10-5m3s，同樣可計算得到βQL為0.418，因而相比之下改進的分配器與原分配器相比提高了2%。

5 結 論

(1)對噴射分配器原始構型進行模擬，得到其壓降為1 954 Pa，分布不均勻度為0.226，噴灑面積為0.050 6 m2。

(2)經過模擬優化從噴灑面積、分配均勻度、壓降等方面進行綜合比較可知，優化結構的分配器性能有較大幅度提高。最終確定分配器進氣孔的數目為6個，與中心線的夾角為20°，噴嘴部分大孔為4個Φ10 mm的圓孔，小孔為8個Φ5 mm的圓孔。

(3)經過結構優化的分配器，分布不均勻度降低57.96%，噴灑面積增大179.05%，壓降增大10%，在基礎工況的-80%～+5%下操作性能較好，抗塔板傾斜能力提高2%。