空冷塔的氣體分布器進氣段流場分析及結構優化

丁 智 譚宏博 溫 娜 孫旭陽 孫 郁

（1.西安交通大學能源與動力工程學院；2.浙江智海化工設備工程有限公司；3.中國科學院理化技術研究所低溫工程學重點實驗室）

隨著空分裝置的日趨大型化，采用大孔隙率、低壓降、新型高效填料的空冷塔技術得到迅猛發展；其中，塔內氣流的初始分布、壓降等參數對填料塔的氣體分離效率和產品質量有著重大影響［1］。張呂鴻等基于幾種常用的氣體分布器，開發了軸徑向進料氣體分布器，實驗表明這種軸徑向進料分布器氣體分布的均勻性好，但造價高［2］。杜玉萍等通過數值模擬的方法研究了不同結構參數對雙列葉片式氣體分布器相關性能的影響情況，結果表明葉片數目和葉片直徑存在最優值，使分布器氣體均布性能達到最佳；大葉片傾角使分布器均布性能得到改善，但壓降有所增加［3～5］。Haghshenasfard M等對分布器結構進行優化，通過模擬與實驗相結合的手段，發現氣體入口直徑增大時，分布器的氣體均布性能逐漸變好［6］。Kouri R J和Sohlo JJ對塔徑500 mm的氣、液分布器進行實驗，實驗結果表明氣流進氣段分布均勻時，填料層內的氣流分布不再受填料和氣、液負荷的影響，壁流現象減弱；反之液體的壁流和溝流加重，進而影響氣液傳質和分離效果，因此優化大型空分裝置的空冷塔進氣結構、獲得均勻的進氣流場具有重要的研究意義［7］。

筆者針對4萬空分裝置的散堆填料空冷塔的單列葉片式氣體分布器，采用CFD數值模擬方法仿真進氣段氣流分布和壓降特性，分析了氣體分布器的性能及其影響因素。通過改變進氣參數和氣體分布器結構，比較了不同工況下空冷塔進氣段的流場分布特性，評價了其氣體分布不均勻度和壓降，并對單列葉片式氣體分布器結構進行優化以達到更好的綜合性能。

1 單列葉片式氣體分布器模型建立

1.1 物理模型

以某企業生產的4萬空分裝置用空冷塔進氣段為研究對象（進氣流量207 050 Nm3/h，進氣壓力481.2 kPa，進氣溫度378.15 K）。空冷塔直徑4 500 mm，氣體分布器段高度4 745 mm，駝峰板高度377 mm，填料層高度1 000 mm（圖1a）。分布器長3 800 mm、寬度1 290 mm，含有5片導流葉片和5片隔板（圖1b）。

圖1 單列葉片式氣體分布器模型

空冷塔段和氣體分布器模型部分參數如下：

空冷塔

塔壁厚 8 mm

駝峰板厚度 10 mm

分布器

入口直徑 1 246 mm

葉片寬度 1 290 mm

葉片厚度 4 mm

隔板厚度 4 mm

葉片弧度 90°

1.2 控制方程和數值模型

1.2.1 控制方程

對于不可壓縮粘性流體，流動時需滿足質量、能量和動量守恒定律，流動特征可用連續性方程和雷諾平均方程表示：

式中 Fg——體積力，N；

p——壓力，Pa；

u——流體表觀速度，m/s；

μ——氣體動力粘度，Pa·s；

ρ——流體密度，kg/m3；

τ——時間，s。

湍動模型采用標準k-ε模型［8］，湍動能k和湍動能耗散率ε以運輸方程描述：

標準湍動能

湍動能耗散率

式中 v——運動粘度，m2/s；

vT——渦團運動粘度，m2/s。

標準k-ε模型中的系數使用Launder和Spalding的推薦值，即C1ε=1.44，C2ε=1.92，σk=1.3，σε=1.3。

1.2.2 多孔介質模型用于描述多孔介質滲流的Darcy定律［9］如下：

式中 C2——慣性阻力，1/m；

l——填料層厚度，m；

Δp1——流體流過填料層時的壓降，Pa。

Ergun方程［10］用于預測填充床內部的流動阻力：

式中 Dp——顆粒平均直徑，m；

εk——床層孔隙率。

1.2.3 定量評價指標

理想的氣體分布器應使出口處的氣體速度達到均勻分布，其量化指標為氣體分布不均勻度M［11］，用來衡量氣體分布均勻性，對出口各點進行整體性評價，其物理意義是氣體在某個截面上的分布均勻程度，該物理量數值越小，表示氣體分布越均勻，該氣體分布器的性能也越好。其定義式為：

式中 F——截面面積，m2；

F0——截面總面積，m2。

氣體經過分布器后的能量損失量化指標為分布器壓降Δp。分布器壓降定義為整個計算域內入口處與出口處的壓力差，即：

式中 pin——分布器入口壓力，Pa；

pout——分布器出口壓力，Pa。

1.3 網格劃分及邊界條件設置

1.3.1 網格劃分及無關性驗證

空冷塔網格采用四面體網格，對氣體分布器、駝峰板與填料層接觸面進行局部加密。計算了300萬到710萬間的7種網格模型的流場分布特性，并給出了空冷塔進氣段的總壓降。以總壓降為評價指標，結果表明，網格數目較少時，模擬所得壓降較大；當網格數為640萬到710萬之間時，整體壓降維持在301 Pa左右，增加網格對模擬結果無明顯的影響，因此筆者最終選取網格數量為640萬的計算模型用于研究。

1.3.2 邊界條件設置

模型入口為Velocity-inlet，出口為Pressureoutlet，湍流模型采用標準k-ε模型，考慮了流場中各點的湍動能傳遞，適用于某些復雜的流動。相關工況參數如下：

空氣入口流速 7.59～13.64 m/s

空氣入口溫度 378.15 K

空氣入口密度 5.36 kg/m3

空氣入口濕度 20%

空氣出口壓力 481 200 Pa

壓力速度耦合采用SIMPLE算法，壓力離散方式選用“PRESTO!”算法，動量方程、湍動能、湍動能方程、對流項均采用“一階迎風格式”進行離散，過程考慮重力加速度9.8 m/s2。當所用物理量（如連續性、速度等）的殘差降至10-4以下時，可認為計算達到精度要求。

2 研究結果與討論

2.1 空冷塔進氣段氣流分布及壓降特性

本節研究含駝峰板和填料層的單列葉片式氣體分布器的性能，通過模擬定性分析計算域內的流場分布、壓力場分布等指標，選擇分布器典型截面：沿豎直方向的對稱截面（H截面）和出口截面（Outlet截面），空冷塔進氣段內部流場分布特性如圖2所示。

圖2 典型截面速度等勢圖、矢量圖和壓力等勢圖

由圖2a可見，氣流進入氣體分布器后，撞擊導流葉片速度增大，經導流葉片導流后，氣體向左下方流動，且氣體速度逐漸減小，并在底部形成渦旋區域；圖2b給出了H截面的壓力等勢圖，氣流經入口到導流葉片處，壓力明顯增大，這是由于氣流撞擊導流葉片，動能轉化為壓力能；空冷塔內分布器上方總壓低于分布器下方壓力，該模型總壓降為302.58 Pa，流經氣體分布器壓降為275.44 Pa，占總壓降的約89%，經駝峰板壓降為32.64 Pa，占總壓降的10%左右。由Outlet截面速度矢量圖（圖2c）可見，Outlet截面速度分布相對均勻，平均速度為0.97 m/s，氣體分布不均勻度為0.313，但是存在明顯的回流區域，結合Outlet截面壓力等勢圖（圖2d）可見，回流導致該區域壓力較低，氣體回流會導致空冷塔內部換熱不均等后果，改善氣體回流是優化的重要方向。

為改善空冷塔內流場分布，降低空冷塔總壓降，必須改進分布器結構以提高其綜合性能。為優化氣體分布器的氣體均布效果，一方面在未改變空冷塔結構的情況下，可分析改變進氣工況對分布器性能的影響規律；另一方面改變空冷塔進氣結構，即改變氣體分布器結構參數，根據模擬不同的結構參數，發現氣體入口直徑和導流葉片寬度對分布器性能影響顯著。因此，筆者討論不同入口氣體速度和不同氣體分布器結構參數對空冷塔進氣段氣流特性的影響規律。

2.2 分布器性能研究

2.2.1 入口氣體速度改變對分布器性能的影響

根據前文介紹的空冷塔結構可知，豎直方向上0～623 mm為氣體出分布器到駝峰板底端區域，623～1 000 mm為駝峰板區域，1 000～1 600 mm為填料層區域。

4萬空分裝置空氣流量對應為207 050 Nm3/h，當空分裝置變負荷運行時，空氣流量會在額定流量的70%～120%范圍內變化，因此有必要研究流量變化下的入口氣體速度對氣體分布器性能影響規律。圖3反映不同入口速度下空冷塔內部不同截面壓力和氣體分布不均勻度變化曲線。

圖3 不同入口氣體速度下截面壓力和氣體分布不均勻度變化曲線

由圖3a可知，在氣體即將進入駝峰板時均有一個壓力最大值，結合圖3b，氣體剛出氣體分布器后隨著截面位置升高，不均勻度逐漸降低，氣體分布逐漸均勻，這是氣體流道變窄、截面壓力升高所致；當入口氣體速度最大時，對應截面壓力最高，經駝峰板壓降可達45 Pa，在填料層內部壓力逐漸趨于穩定。其中隨著入口氣體速度增大，各部分壓降逐漸增大，流經駝峰板后氣體分布不均勻度升高，這是因為駝峰板開孔在板兩側，氣體流過駝峰板孔后朝各個方向流動，因此駝峰板對氣體分布起到反向作用，經過填料層，不均勻度逐漸降低，在填料層0～300 mm時，氣體分布不均勻度降低較明顯，在300～600 mm時，氣體分布不均勻度降低較小后逐漸趨于穩定，可見填料層的存在使氣體分布不均勻度降低0.5，填料層前300 mm的均布氣體效果最明顯。

圖4為該模型的總壓降和氣體分布不均勻度隨著入口氣體速度變化曲線。隨著入口氣體速度的不斷增加，壓降呈穩定上升趨勢，氣體速度從7.59 m/s增加到13.64 m/s時，壓降從129.51 Pa增加到414.34 Pa，不均勻度從0.273增加到0.350，入口氣體速度每增加10%，壓降升高23.37%，不均勻度增加4.48%。可見，進氣流量增加，不利于降低壓降和提高均布效果。為減小空冷塔內氣體流動的壓降、提升流場的均勻性，應在較小進氣流量下運行。

圖4 入口氣體速度對總壓降和氣體分布不均勻度的影響曲線

2.2.2 氣體入口直徑對分布器性能的影響

在該模型原進氣流量的基礎上，比較了分布器導流葉片寬度、導流葉片數量及導流葉片增加隔板等工況，分析發現氣體入口直徑、導流葉片寬度的改變對分布器壓降和出口截面氣體分布不均勻度的影響較大，因此將對改變分布器入口直徑和導流葉片寬度的情況進行具體分析。

根據分布器模型結構，分別取4種氣體入口直徑（996、1 120、1 246、1 300 mm）的氣體分布器模型進行模擬分析。分析結果如圖5所示。

根據圖5可知不同氣體入口直徑對應的截面壓力和氣體分布不均勻度的變化趨勢是一致的，由圖5a可見，氣體出分布器后壓力緩慢上升，在即將進入駝峰板時壓力達到最大值，且氣體入口直徑越小截面壓力越大，經過駝峰板后，壓力損失也越大，氣體在進入填料層后壓力逐漸趨于穩定。圖5b反映氣體分布不均勻度的變化趨勢，氣體出分布器后，分布逐漸均勻，經過駝峰板后氣體離散，在填料層0～400 mm內，氣體分布不均勻度降低較為明顯，在400～600 mm內，氣體分布逐漸穩定。比較4種結構可知，氣體入口直徑越大，氣體分布不均勻度越小，氣體分布越均勻。

圖5 氣體入口直徑對截面壓力和氣體分布不均勻度的影響曲線

氣體入口直徑對模型總壓降和氣體分布不均勻度的影響如圖6所示，隨著氣體入口直徑的不斷增大，壓降和氣體分布不均勻度逐漸減小，氣體入口直徑從996 mm增加到1 300 mm時，壓降從699.98 Pa降低到250.27 Pa，不均勻度從0.414降低到0.236，氣體入口直徑每增加10%，入口氣體速度降低17.36%，壓降大約降低35.65%，氣體分布不均勻度約降低9.21%。

圖6 氣體入口直徑對總壓降和氣體分布不均勻度的影響曲線

2.2.3 導流葉片寬度對分布器性能的影響

圖7所示為不同導流葉片寬度對應的截面壓力和氣體分布不均勻度的變化趨勢。如圖7a所示，氣體出分布器后壓力緩慢上升，在即將進入駝峰板時壓力達到最大值，經過駝峰板后，壓力大約降低20～50 Pa左右，氣體在進氣填料層后壓力逐漸趨于穩定。由圖7b可見，氣體出分布器后不均勻度逐漸降低，分布逐漸均勻，經過駝峰板后不均勻度升高，進入填料層后不均勻度逐漸降低后趨于穩定。

圖7 導流葉片寬度對截面壓力和氣體分布不均勻度的影響曲線

圖8反映導流葉片寬度對總壓降和氣體分布不均勻度的影響趨勢，由圖8可見，隨著導流葉片寬度的增加，壓降逐漸降低，不均勻度也逐漸降低，導流葉片寬度在1 000～1 290 mm時，壓降和氣體分布不均勻度降低趨勢明顯。導流葉片寬度從1 032 mm增加到1 548 mm時，壓降從648.07 Pa降低到244.63 Pa，氣體分布不均勻度從0.376降低到0.304，導流葉片寬度每增加10%，整體壓降降低13.72%～36.42%，不均勻度降低2.30%～12.78%，可見，導流葉片變寬會使分布器綜合性能提高，在導流葉片寬度為1 290～1 550 mm之間時，壓降和氣體分布不均勻度降低趨勢減弱，考慮到導流葉片寬度增加會使分布器側板、上蓋板等參數均增加，因此導流葉片寬度選取1 290 mm較為合適。

圖8 導流葉片寬度對壓降和氣體分布不均勻度的影響曲線

3 結論

3.1 空冷塔原始進氣結構和工況條件下，氣體流動在空冷塔內局部發生渦流和回流現象，氣體流場均勻性較差（氣體分布不均勻度為0.313），氣體出口平均速度為0.97 m/s，總壓降為302.58 Pa，駝峰板壓降32.64 Pa。

3.2 入口氣體速度對空冷塔進氣段流場影響顯著，增加入口氣體速度造成總壓降的增加和氣體流場均勻性的惡化，氣體速度從7.59 m/s增加到13.64 m/s時，壓降從129.51 Pa增加到414.34 Pa，氣體分布不均勻度從0.273增加到0.350，為減小空冷塔內氣體流動的壓降、提升流場的均勻性，應控制入口流量在144 938～207 050 Nm3/h。

3.3 研究了不同氣體入口直徑、導流葉片寬度下空冷塔內部氣體流場分布情況，發現在計算的工況參數范圍內，氣體入口直徑從996 mm增加到1 300 mm時，壓降從699.98 Pa降低到250.27 Pa，氣體布不均勻度從0.414降低到0.236；導流葉片寬度從1 032 mm增加到1 548 mm時，壓降從648.07 Pa降低到244.63 Pa，氣體分布不均勻度從0.376降低到0.304；可見增加氣體入口直徑和導流葉片寬度均降低了總壓降并使流場分布更加均勻。