基于CFD的喷射分配器结构优化

侯亚飞，商先永，李 伟，薄守石，孙兰义

(中国石油大学重质油国家重点实验室，山东 青岛 266580)

石油是一种非常重要的战略资源，同时也是不可再生资源，全球常规石油资源的储量约为430～570 Gt，而非常规石油资源，包括重质原油、超重原油、油砂等的储藏量约为1.1×1012t，因而从数量上看，非常规石油资源的储量为常规原油的2～2.7倍[1]。到目前为止，世界主要产油国已经进入到开发中后期，重质化和劣质化是世界原油的趋势[2-3]。因而从长远来看，重油加工比例将会越来越大，提高重油加工能力刻不容缓。加氢精制和加氢裂化都可以改善油品质量，降低油品的硫含量，因而对重油加氢相关技术的研究一直是重点，主要包括高性能催化剂的研制、开发新型高效的加氢组合工艺及其高效加氢内构件的开发等。

加氢反应主要在固定床加氢反应器内进行，固定床加氢反应器作为加氢装置的核心设备，其内部主要的内构件有入口扩散器、气液分配盘、积垢篮筐、急冷箱和催化剂床层支撑盘等[4]。气液分配盘是加氢反应器内构件中比较重要的一种，良好的性能是反应物料达到径向和轴向均匀分布的关键[5]。气液分配盘由单个分配器按照一定的排列方式组合而成，分配器按照工作原理可分为抽吸型、溢流型、喷射型和组合型。其中喷射型分配器气液操作弹性高，抗塔板倾斜能力强，分配效果好，现已成为高效内构件的代名词，而目前针对喷射分配器的相关研究较少。本研究借助计算流体力学(CFD)对喷射分配器进行流体力学模拟，在此基础上对分配器进行结构优化，以提高其综合性能。

1 喷射分配器结构与工作机理

图1 喷射分配器结构示意

喷射分配器主要由盖板、进气孔、上喷嘴和下喷嘴构成[6]，其总体结构示意见图1。正常工作时，分配盘上方的液体在塔盘上积累形成一定的液位，分配器上方具有进气孔，其结构为跑道状，即上下为半圆结构，中间为矩形结构连接起来。气相通过进气孔进入分配器内部，在上喷嘴处由于气体流通面积变小，气速增大，在降液管内外形成一定的压差，因而会产生抽吸作用。由于分配器溢流孔的开孔方向具有一定的切向角度，因而塔盘上的液体被抽吸进入中心管时会产生旋转效应，在管内液体被破碎为液滴，气液经过变径管加速、分散、雾化后，喷洒在下方的催化剂床层上。

2 模型验证

由于分配器内部气液两相流动复杂，因而选择正确的流体力学模型是CFD计算的前提和基础，不同的流体力学模型计算结果可能相差很大。华东理工大学开发了一种气液分流式分配器，设计并搭建了冷模实验装置，对气液分流式分配器在自主设计的实验装置上进行了冷模实验研究[7]。本研究通过数值模拟考察分配器在实验中不同工况下的压降，并对实验结果和模拟计算结果进行对比，确保所选流体力学模型的正确性。

2.1 流体力学模型

根据加氢反应器内气液两相流动的情况，作如下假设[8]：①气液两相为不可压缩的牛顿流体，流动形式为湍流；②不考虑两相之间的质量传递；③气液两相在流动过程中不发生相变；④气液两相之间压力相同，接触界面压降可以忽略不计。

2.2 几何模型与网格划分

气液分流式分配器的结构示意如图2所示，具体尺寸详见文献[7]。

图2 分配器结构示意

图3 三维模型与网格划分示意

2.3 边界条件

采用空气-水体系，空气和水的物性采用Fluent软件内置数据，水和空气的密度(20 ℃)分别为998.2 kgm3和1.225 kgm3，黏度(20 ℃)分别为1.003 mPa·s和0.017 9 mPa·s。模拟采用实验中的5个工况，如表1所示。计算域直径与实验装置尺寸相同，均为280 mm。计算域边界条件为：进口为速度入口，出口为压力出口，连续相为空气，分散相为水，湍流模型采用标准k-ε双方程模型，压力和速度的耦合算法采用SIMPLE算法，三维非稳态计算，时间步长设置为0.001 s，所有方程收敛标准为0.001，取150 s的计算结果，此时所有方程的残差曲线数值均持续稳定在0.001以下。

表1 不同操作工况

2.4 模拟结果与实验结果对比

图4 模拟结果与实验结果对比■—实验结果； ●—模拟结果

将5个工况下的分配器压降实验结果与数值模拟结果进行对比，结果见图4。由图4可见，分配器压降模拟结果与实验结果一致，误差在10%以内，说明所选流体力学模型准确。

3 喷射分配器数值模拟

3.1 操作条件

实际加氢反应器内部为油和氢气，因此模拟均基于油和氢气展开。处理量和操作条件均参考文献[9]。文献中的分配器形式为CZII型，中心管内径为69 mm，分配盘上安装139个分配器，根据开孔率相同的原则，换算成喷射分配器的安装数目为236个。单分配器的处理量根据操作条件折合到单个分配器的承受量计算。操作条件为：温度330 ℃，压力8.2 MPa，气液总处理量5.13 m3h，计算域横截面积为0.141 2 m2，则可计算得到进口气液速度为0.010 1 ms，液相分率为0.044 78。油气的液相和气相密度(330 ℃)分别为691.90 kgm3和13.25 kgm3，黏度(330 ℃)分别为0.225 3mPa·s和0.013 5mPa·s。

3.2 结果分析

评价分配器的性能主要从操作弹性、压力降和分配的均匀度来考虑，其中分配均匀度最重要，可从两方面考虑，一是液体喷洒的范围，二是液体流率沿径向的峰值，液体喷洒的范围越宽，峰值越小，则分配器的分配性能越好[10]。通常情况下加氢装置中分配器下方200 mm处为催化剂床层，因此，考察分配器下方200 mm处的液体分布情况。图5和图6分别为沿径向液相速度和液相分率曲线。

图5 分配器下方200 mm处的液体速度径向分布

图6 分配器下方200 mm处的液体分率径向分布

经过后处理得到操作条件下分配器的模拟压降为1 954 Pa，由分配器液相分率分布可以计算得到喷洒面积为0.050 6 m2，此外也可看出液相分布比较集中。从图5液相速度分布可以看出，速度分布梯度变化较大。为了更精确地定量表示液体分布的均匀性，引入液体分布不均匀度的概念，计算式[9]如下：

(1)

4 喷射分配器优化分析

4.1 进气孔优化

在前面原始构型模拟的基础上进行优化，分配器上方具有6个跑道状的进气孔，先考虑将进气孔倾斜一定的角度，进而使进入孔的气体产生旋转，这样可以与液体充分接触混合，将液体破碎为液滴，以期获得更好的分配效果。在此考虑3种情况，分别将跑道状的进气孔倾斜10°，20°，30°，改进的结构如图7所示。

图7 改进的分配器结构

图8为分配器下方200 mm处截面液相分率云图。由图8可以看出，与原始构型相比，改进的分配器构型中分配器喷洒面积明显有所扩大，其中倾斜10°时中心区域液相峰值偏高，倾斜20°和30°时中心区域峰值相对较低，喷洒面积也更大，因而相比于10°时分配性能有所提高。

图8 分配器下方200 mm处截面液相分率云图

由式(1)计算几种不同分配器的分布不均匀度，结果见图9。从图9可以看出，改进的3种分配器的分布不均匀度均有所减小，其中倾斜20°时分布不均匀度最小，为0.196，相比于原始构型减小了13.06%。因而确定进气孔倾斜20°。

图9 不同分配器分布不均匀度

4.2 喷嘴结构优化

在前文基础上，针对喷嘴结构进行优化，思路是将原来分配器下方的喷嘴结构去掉，改成半球状喷嘴，在半球上沿圆周均匀开孔，其中半球最下方不开孔，如图10所示。考察不同开孔方式对分配器分配性能的影响。结构1分配器半球状喷嘴沿圆周开3排Φ5 mm的圆孔，由下至上个数分别为8，10，12；结构2分配器半球状喷嘴沿圆周开2排Φ5 mm的孔，由下至上个数分别为10和12；结构3分配器半球状喷嘴也沿圆周开2排孔，其中上排孔为4个Φ10 mm的孔，下排为8个Φ5 mm的孔。

图10 不同喷嘴结构的分配器

图11为不同喷嘴结构的分配器液相分率云图。从图11可以看出：改进的3种结构比原始构型喷洒面积有所增大；改进1构型效果不好，液相分率在中心区域达到0.006 5，汇集现象比较严重；改进2构型分配器喷洒面积明显变大，液相分配也较均匀；改进3构型与原始构型相比，喷洒面积最大(0.141 2 m2)，增大了179.05%，覆盖了整个计算域，液相分配也更加均匀，此外经过后处理得到结构3的压降为2 149.4 Pa，相比于原始构型增大了10%。

图11 不同喷嘴结构的分配器液相分率云图

由式(1)计算4种构型的分布不均匀度，结果见图12。从图12可以看出，改进1构型的分配器分布不均匀度比20°构型稍大，为0.199，改进2构型和改进3构型分布不均匀度与20°构型相比均有所下降，分别为0.157和0.095，不均匀度相比分别降低了19.89%和51.53%，因而改进3构型分配器分配性能最好，与原始构型相比，分布不均匀度降低了57.96%。

图12 不同喷嘴结构的分配器分布不均匀度结果

4.3 操作弹性分析

操作弹性是衡量分配器性能的一项重要指标，意为进料的气液流量发生波动时分配器的分配性能状况，在此考察气液流量波动对改进的分配器性能的影响。经过模拟发现，在基础工况的-80%～+5%范围内，改进的分配器分配性能很好，模拟结果如图13所示。

图14为不同负荷下的不均匀度。从图14可以看出，改进的分配器在-80%负荷下的分布不均匀度为0.169，在+5%负荷下的不均匀度为0.026，处于改进分配器基础工况的分布不均匀度之间，且均小于原分配器在基础工况下的分布不均匀度0.226，相比分别减小了25.22%和88.50%，因而可认为改进分配器的操作弹性范围为-80%～+5%。

图13 分配器下方液相分率云图

图14 分布不均匀度结果

4.4 抗塔板倾斜能力分析

抗塔板倾斜能力是分配器设计的重要指标，在分配器的安装过程中，由于人为因素和设备因素，分配盘或多或少不会保持绝对水平，一般都会有一定的倾斜角度，因而分配器的抗塔板倾斜能力显得尤为重要。在分配器彼此之间高度不一致时，考察其抗塔板倾斜能力。模拟方法参考文献中的试验方法，将2个相同的分配器安装在塔板上，两个分配器的安装高度相差10 mm，用来模拟实际生产操作中的最差工况[11]。在两个分配器的出口分别监测液体流量，通过考察两个分配器的流量差异来反映其抗塔板倾斜能力的强弱。抗塔板倾斜三维建模结构如图15所示。

图15 三维建模结构

定义塔板倾斜敏感度系数βQL来表征分配器的抗塔板倾斜能力，其计算式[11]如下：

(2)

式中，QLow和QHigh分别为安装在低位置和高位置的分配器单位时间流过的液体体积。通过定义式可以看出，βQL为0表示塔板倾斜与否对于分配器的分配性能没有影响，βQL越大则表示抗塔板倾斜能力越差。

改进的分配器QLow为8.90×10-5m3s，QHigh为3.72×10-5m3s，带入式(2)计算得到βQL为0.410。原型分配器QLow为8.95×10-5m3s，QHigh为3.67×10-5m3s，同样可计算得到βQL为0.418，因而相比之下改进的分配器与原分配器相比提高了2%。

5 结 论

(1)对喷射分配器原始构型进行模拟，得到其压降为1 954 Pa，分布不均匀度为0.226，喷洒面积为0.050 6 m2。

(2)经过模拟优化从喷洒面积、分配均匀度、压降等方面进行综合比较可知，优化结构的分配器性能有较大幅度提高。最终确定分配器进气孔的数目为6个，与中心线的夹角为20°，喷嘴部分大孔为4个Φ10 mm的圆孔，小孔为8个Φ5 mm的圆孔。

(3)经过结构优化的分配器，分布不均匀度降低57.96%，喷洒面积增大179.05%，压降增大10%，在基础工况的-80%～+5%下操作性能较好，抗塔板倾斜能力提高2%。