齒邊導向浮閥塔板流體力學性能的研究及其工業應用

王世忠，齊　亮，姚克儉

（浙江工業大學　化學工程系，浙江　杭州　310032）

工業技術

齒邊導向浮閥塔板流體力學性能的研究及其工業應用

王世忠，齊亮，姚克儉

（浙江工業大學化學工程系，浙江杭州310032）

在直徑1 219 mm的有機玻璃塔內，以空氣-水為實驗物系，對齒邊導向浮閥塔板的流體力學性能進行研究。測定塔板壓降、漏液、霧沫夾帶等性能參數，并與F1型浮閥塔板進行對比。實驗結果表明，齒邊導向浮閥塔板的關閉平衡點的閥孔動能因子（F0）比F1型浮閥塔板大6.25％，開啟平衡點的F0比F1型浮閥塔板大2.9％； 浮閥處于全開階段時， 齒邊浮閥塔板的干板壓降比F1型浮閥塔板小22％～25％；齒邊導向浮閥塔板的漏液分率比F1型浮閥塔板約低10.97％～27.35％；齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶比F1浮閥塔板的大10.7％～18.8％。

齒邊導向浮閥塔板；浮閥塔板；壓降；漏液；霧沫夾帶

浮閥塔是20世紀50年代初開發的一種高效的氣液傳質設備，它改變了以往的塔板結構，減小了浮閥塔板上的液相返混，使上升的氣體以水平方向吹向浮閥板面的液層［1-3］。目前我國運用最為廣泛的是F1型浮閥塔板［4］，但F1型浮閥存在浮閥易磨損、易脫落等缺點［5］。針對F1型浮閥的缺點，人們開發了一系列新型浮閥，這些新型浮閥的主要特點包括：改變浮閥的結構增加導向作用；改變閥面周邊的設計；改變浮閥的整體設計，盡量不采用圓盤形的浮閥［6-13］。

計算流體力學（CFD）技術已成為研究塔板上流場的可行性方法，塔板上的CFD模擬包括氣相模擬、液相模擬和氣液兩相流模擬［14-15］。塔板傳質效率主要是由塔板流場決定。因此對塔板流場進行研究，掌握其分布情況，對于塔板的設計有重要的意義。塔板上的氣液兩相流的狀態很大程度上取決于氣相流場的分布［16-17］，因此有必要采用CFD技術對氣相穿過齒邊導向浮閥的流場進行研究。

本工作以水-空氣為實驗物系，在實驗塔中對齒邊導向浮閥塔板的流體力學性能進行研究，對塔板壓降、漏液、霧沫夾帶等性能進行測定，并與F1型浮閥塔板的性能進行比較。

1　實驗部分

1.1齒邊導向浮閥的結構與特點

齒邊導向浮閥塔板的結構見圖1。齒邊導向浮閥在保留齒邊浮閥［5］主要結構的基礎上改進了部分結構：閥面上由原有的楔形凹槽改為箭形凹槽，增加閥面兩側齒的個數等。齒邊導向浮閥的結構主要包括閥面兩側的齒、齒邊導向浮閥背液閥腿上的導向孔、齒邊導向浮閥閥面上的箭形凹槽等。對齒邊浮閥的兩項改進措施，目的是使齒邊導向浮閥對塔板上的液體和氣體的流動具有一定的導向作用，從而提高塔板效率。

圖1　齒邊導向浮閥塔板的結構Fig.1　Structure of flow-guided serrated valve tray.

氣體從下層塔板通過齒邊導向浮閥時，氣體從浮閥兩側及導向孔吹向液層，與圓盤形浮閥（氣體從浮閥四周吹出，相鄰浮閥間的氣體會發生對沖）相比，液體在塔板上的返混現象減小。通過齒邊導向浮閥的氣體會被浮閥齒分割成若干流股，同時浮閥齒有利于克服液體的表面張力，使得塔板上的鼓泡均勻細化，氣液接觸表面積增大，泡沫層的穩定性提高，有利于傳質的進行。

氣體從下層塔板通過齒邊導向浮閥時，閥面上的箭形凹槽（箭頭方向指向液流方向）引導氣體折轉進入上層塔板的液層，減小氣體通過浮閥的阻力。由背液閥腿上的導向孔吹出的水平方向的氣體，推動塔板面上的液體向前流動，使得塔板上的液體返混程度及弓形區的滯留減小。

1.2裝置

齒邊導向浮閥塔板流體力學性能測試的實驗裝置見圖2。實驗塔及塔板的結構尺寸見表1。實驗塔的材質為透明的有機玻璃，塔內安裝相同的3塊塔板，其中，中間層塔板為測試塔板，上層塔板為液體分布板，下層塔板為氣體分布板。在上層塔板之上安裝霧沫夾帶收集板，用于收集霧沫夾帶量，同時塔的頂部安裝一層絲網填料除霧器，以保證準確測量霧沫夾帶。在下層塔板之下安裝一層漏液收集板兼作氣體初步分布板。

實驗物系為空氣-水。由離心式鼓風機輸送空氣，經對夾式孔板流量計計量后從塔底進入塔內；水由離心泵輸送，經法蘭式孔板流量計計量后至塔頂的降液管。塔板壓降采用U型壓差計測量。

圖2　實驗裝置Fig.2　Schematic diagram of experimenting column.

表1　實驗塔及塔板的結構參數Table 1　Structural parameters of the experimenting column and trays

2　結果與討論

2.1干板壓降

干板壓降（Δpd）是氣體通過塔板上的開孔所產生的阻力損失。Δpd主要與塔板的板型和浮閥的質量有關［18］。隨著氣速的增大，浮閥經歷3個不同的開啟階段：浮閥全關、浮閥開啟、浮閥全開。

齒邊導向浮閥塔板和F1型浮閥塔板Δpd的比較見圖3。由圖3可見，隨閥孔動能因子（F0）的增大，齒邊導向浮閥塔板和F1型浮閥塔板的Δpd均增加，同時在A點處出現一個交點。這是由于在浮閥全關階段的塔板壓降主要由塔板上浮閥的總質量和浮閥與塔板間的初始開縫面積決定。由于F1浮閥與塔板的初始開縫面積大于齒邊導向浮閥與塔板的初始開縫面積，所以在交點之前（F0較小時）F1浮閥塔板的Δpd較小；在交點之后（F0較大時），由于F1浮閥的總質量較大，所以齒邊導向浮閥塔板的Δpd較小。

經分析可知，齒邊導向浮閥塔板的關閉平衡點（即所有浮閥處于關閉狀態且當氣速增大時，第一個浮閥開始開啟的點）的F0比F1浮閥塔板大6.25％；齒邊導向浮閥塔板的開啟平衡點（即所有浮閥處于打開狀態且當氣速降低時，第一個浮閥開始關閉的點）的F0比F1型浮閥塔板大2.9％。當浮閥處于開啟階段時，浮閥的質量是影響塔板壓降的主要因素，F1浮閥的總質量較大，故Δpd也較大；浮閥處于全開階段時（F0大于開啟平衡點），在圖3中F0>10（m·s-1）（kg·m-3）0.5時可以認為浮閥處于全開階段，齒邊導向浮閥塔板的Δpd比F1浮閥塔板的小22％～25％。

圖3　齒邊導向浮閥塔板和F1浮閥塔板Δpd的比較Fig.3　Comparison between the dry plate pressure drops（Δpd）of flow-guided serrated valve trays and F1 valve trays.

2.2濕板壓降

齒邊導向浮閥塔板的濕板壓降（Δpw）與F0的關系見圖4。由圖4可見，在同一F0下，Δpw隨液流強度的增加而增大。這是因為當液流強度增加時，塔板上的液層高度也會增高，此時氣體通過塔板上的液層阻力也會增加。

由圖4還可看到，與Δpd變化趨勢不同的是，隨F0的增加，Δpw變化只有兩個階段，即開啟階段和全開階段，而沒有全關階段，這是塔板上的液面落差和液封造成的。

結合實驗現象可知，在液流強度一定的條件下，浮閥開啟過程中隨F0的增加，齒邊導向浮閥塔板的Δpw先緩慢增加后逐漸減小或者直接減小（無增加段），這是實驗過程中始終存在的現象（見圖4中F0<9（m·s-1）（kg·m-3）0.5的壓降曲線）。這種現象是由于齒邊導向浮閥的背液閥腿上的導向孔的作用使得塔板上液層降低，此時氣體通過液層的阻力降也會變小。當液流強度小時，浮閥開啟相對于較大的液流強度容易，所以Δpw直接出現減小階段。浮閥全開后，隨F0的增大，齒邊導向浮閥塔板的Δpw逐漸增大（見圖4中的壓降曲線逐漸升高段）。隨液流強度的增加，浮閥的氣量操作范圍逐漸減小。

圖4　齒邊導向浮閥塔板的Δpw與F0的關系Fig.4　Relationship between wet plate pressure drop（Δpw）of the flow-guided serrated valve tray and F0.

齒邊導向浮閥塔板和F1浮閥塔板Δpw的比較見圖5。由圖5可見，當F0＜7（m·s-1）（kg·m-3）0.5時，齒邊導向浮閥塔板的Δpw比F1浮閥塔板小3％左右，這是因為此時浮閥處于開啟階段，塔板上液層厚度相近，Δpw的不同主要是由Δpd不同造成的；當F0＞7.5（m·s-1）（kg·m-3）0.5時，齒邊導向浮閥塔板的Δpw比F1浮閥塔板小，這是由塔板上液層厚度、浮閥的質量等原因造成的；在實驗的F0范圍內，齒邊導向浮閥塔板的Δpw均小于F1浮閥塔板；當F0較大時，隨F0的增大，齒邊導向浮閥塔板和F1浮閥塔板的Δpw急劇增加。

圖5　齒邊導向浮閥塔板與F1浮閥塔板Δpw的比較Fig.5　Comparison between Δpwof flow-guided serrated valve tray and F1 valve tray.

2.3塔板漏液

齒邊導向浮閥塔板的漏液分率與F0的關系見圖6。由圖6可見，在同一液流強度下，隨F0的增加，漏液分率減小；在相同的F0下，隨液流強度增加，漏液分率增大，這一規律與其他浮閥類塔板的漏液規律相同；當F0＜5（m·s-1）（kg·m-3）0.5時，液流強度對漏液分率的影響較大；當F0＞6（m·s-1）·（kg·m-3）0.5時，液流強度對漏液分率的影響趨向一致，這是因為當F0增大時，齒邊導向浮閥塔板的漏液量逐漸減小，所以不同的液流強度下的漏液分率非常接近。

圖6　齒邊導向浮閥漏液分率與F0的關系Fig.6　Relationship between the weeping fraction and F0for flow-guided serrated valve.

齒邊導向浮閥塔板與F1型浮閥塔板漏液分率的比較見圖7。由圖7可見，在同一液流強度下，齒邊導向浮閥塔板的漏液分率均小于F1浮閥塔板，這也表明齒邊導向浮閥塔板的漏液量也小于F1型浮閥塔板。齒邊導向浮閥塔板部分的氣體是從背液閥腿的導向孔吹出，因此降低了塔板上的液面梯度，推動了液體流向降液管的方向，減小了塔板上的漏液量。同一噴淋密度下，齒邊導向浮閥塔板的漏液分率比F1型浮閥塔板的低10.97％～27.35％。

圖7　齒邊導向浮閥塔板與F1浮閥塔板漏液分率的比較Fig.7　Comparison between the weeping fractions of flow-guided serrated valve tray and F1 valve tray.

2.4霧沫夾帶

齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶與F0的關系見圖8。由圖8可見，當F0相同時，隨液流強度的增加，霧沫夾帶增大；在同一液流強度下，當F0較小時霧沫夾帶趨向于零，當F0較大時霧沫夾帶隨F0的增加而急劇增大；當液流強度較大時，霧沫夾帶隨F0的增加而越快增加。

圖8　齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶和與F0的關系Fig.8　Relationship between the entrainment（ev）and F0of flowguided serrated valve tray.

齒邊導向浮閥塔板和F1型浮閥塔板霧沫夾帶的比較見圖9。由圖9可見，在相同的液流強度下齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶均高于F1 型浮閥塔板。這是由于齒邊導向浮閥的齒形邊對氣體有分割作用，使得氣體被分割成很多細小的流股，從齒形縫中吹出的氣體對液體具有較大的沖力，因而當氣液兩相分離時，氣體中會帶有大量的液相。F1型浮閥的周邊是帶有折邊的，當氣體從閥孔吹出時浮閥的折邊對氣體具有導向作用，使得氣體折轉進入液相，氣體對液相的沖擊力相對齒邊導向浮閥塔板較小。因此，齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶比F1型浮閥塔板的大10.7％～18.8％。

圖9　齒邊導向浮閥塔板與F1型浮閥塔板霧沫夾帶的比較Fig.9　Comparison betweenevof flow-guided serrated valve tray and F1 valve tray.

在其他噴淋密度下，齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶較F1型浮閥塔板也較大，這是由齒邊導向浮閥周邊齒形狀的結構導致的。目前，對于測試氣液兩相的檢測手段并不完善，對于實驗中出現齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶較大的情況，采用CFD模擬進行分析。

3　齒邊導向對浮閥塔板流體力學的影響

采用Fluent軟件（6.3版）對齒邊導向浮閥的流體力學進行數值模擬，進一步探究齒邊的導向作用對浮閥性能的影響。假設氣體流過浮閥空隙的流動是湍流，參照Wang等［6］的模擬結果選用RNGκ-ε模型。關于網格劃分，靠近浮閥及塔板處采用非結構四面體網格，其他區域采用六面體網格。考慮到計算區域為幾何形狀對稱，以半個塔盤為模擬對象。

選用分離式求解器，并采用有限體積法離散控制方程，采用二階精度的離散格式處理對流項，采用SIMPLEC算法處理壓力-速度耦合，亞松馳因子使用Flunet軟件中的默認值。

對于邊界條件在入口處采用速度進口條件，且假設速度均勻分布，與入口平面垂直。入口處的湍流參數用湍流強度和水力學直徑描述，湍流強度為0.16（Re）-1/8。在出口處采用壓力出口條件，且認為流動為充分發展。對于塔側壁、塔板、浮閥壁面采用無滑移邊壁條件。

干板壓降實驗值與模擬值的比較見圖10。從圖10可看出，模擬結果和實驗結果基本吻合。所建立的模型可用于描述塔內氣相流動。

圖10　干板壓降實驗值與模擬值的比較Fig.10　Comparison between simulated Δpdand measured Δpd.

氣體在塔板上不同位置處的速率分布見圖11。

圖11　氣體在塔板上不同位置處的速度分布Fig.11　Gas velocity distributions on the column tray.Condition：superficial velocity 2 m/s.

由圖11可見，從齒邊處噴出的氣體折轉進入塔板上部的空間，而從齒邊與齒邊之間噴出的氣體則直接流向塔板上部的空間。在實際工況下，氣體垂直向上流入塔板的上部會對液相產生較大向上的沖力，從而造成霧沫夾帶增大。而F1型浮閥的周邊都有折邊，所以齒形的結構可以認為是齒邊導向浮閥塔板霧沫夾帶較大的原因之一。

4　工業應用

對中國石油某分公司催化裂化裝置的吸收穩定系統進行擴能增效改造，根據用戶提供的吸收穩定系統的現場數據，對吸收穩定系統的分餾塔、吸收塔、解析塔、再吸收塔及穩定塔進行模擬計算并對其結果進行標定，并對其中的分餾塔、吸收塔、解析塔及穩定塔采用DJ-6型塔板（齒邊導向浮閥塔板）進行了改造。

催化裂化裝置的吸收穩定系統改造后的產品指標見表2。由表2可見，主要產品的生產數據均低于或好于設計指標。改造取得了預期的目的。

表2　催化裂化裝置的吸收穩定系統改造后的主要產品指標Table 2　Major indexes of the products after a catalytic cracking unit was revamped

5　結論

1）齒邊導向浮閥塔板的開啟平衡點的F0比F1型浮閥塔板約大2.9％，關閉平衡點的F0比F1型浮閥塔板大6.25％。浮閥處于全開階段時，齒邊導向浮閥塔板的Δpd比F1浮閥小22％～25％。齒邊導向浮閥塔板的Δpw均小于F1型浮閥塔板。

2）在同一F0下和同一液流強度下，齒邊導向浮閥塔板的漏液分率均小于F1型浮閥塔板，即齒邊導向浮閥塔板的操作下限更低。

3）同一液流強度下，當F0相同時，齒邊導向浮閥塔板的霧沫夾帶大于F1型浮閥塔板，這是由于齒邊導向浮閥的本身結構特點所決定的。

4）齒邊導向浮閥塔板工業應用取得良好效果，證明齒邊導向浮閥塔板是一種高效大通量高彈性的新型塔板，值得進一步推廣應用。

［1］潘忠濱，姚克儉，李育敏，等.新型浮閥塔板研究進展［J］.化工進展，2005，24（9）：956-963.

［2］王少鋒，項曙光，等.浮閥塔板最新應用研究進展［J］.化工進展，2014，33（7）：1677-1683.

［3］李玉安，路秀林，趙培，等.導向浮閥塔板和F1型浮閥塔板的比較［J］.石油化工，1996，25（8）：563-568.

［4］梁治國.BTV4浮閥塔板的開發研制［D］.東營：中國石油大學（華東），2006.

［5］任敏山，姚克儉，李育敏，等.齒邊浮閥塔板流體力學性能的研究［J］.石油化工，2005，34（4）：356-359.

［6］Wang Lianghua，Cui Juejian，Yao Kejian，et al.Numerical Simulation and Analysis of Gas Flow Field in Serrated Valve Column［J］.Chin J Chem Eng，2008，16（4）：541-546.

［7］中國石油化工股份有限公司，浙江工業大學.齒邊浮閥：中國，200520100562.X［P］.2006-04-12.

［8］趙培，祁建偉，熊丹柳，等.波紋導向浮閥塔板的傳質性能［J］.化工進展，2010，29（增刊）：106-110.

［9］靳永青.齒形導向浮閥塔板的流體力學和傳質性能研究［D］.上海：華東理工大學，2008.

［10］樊勝利.齒形導向浮閥塔板的流體力學性能研究及工程應用［D］.上海：華東理工大學，2012.

［11］周三平，樊玉光，陳兵，等.鋸齒邊窄條閥塔板流體力學和傳質性能實驗研究［J］.化學工程，2006，34（2）：4-7.

［12］楊宏喜.一種新型浮閥塔板傳質性能的研究［D］.上海：華東理工大學，2012.

［13］蘭州石油機械研究所.現代塔器技術［M］.北京：中國石化出版社，2005：336-364.

［14］姜碩.新型固定閥塔板流體力學實驗研究及數值模擬［D］.天津：天津大學，2012

［15］姚偉.組合導向浮閥塔板兩相流場的CFD模擬［D］.上海：華東理工大學，2012

［16］崔覺劍，王良華，姚克儉，等.折邊固定閥塔板氣相流場的測定和數值模擬［J］.石油化工，2007，36（4）：354-357.

［17］趙培，李健，熊丹柳，等.組合導向浮閥塔板氣相流體力學性能的CFD模擬［J］.化工進展，2009，28（增刊）：331-335.

［18］劉艷升，趙景芳，張連生，等.V-4型浮閥塔板流體力學性能研究［J］.化學工程，1994，22（ 6）：7-15.

（編輯李治泉）

Hydrodynamic Properties and Industrial Application of Flow-Guided Serrated Valve Trays

Wang Shizhong，Qi Liang，Yao Kejian
（College of Chemical Engineering，Zhejiang University of Technology，Hangzhou Zhejiang 310032，China）

The hydrodynamic performances of flow-guided serrated valve trays were experimentally studied within an air-water system in an organic glass column with an inner diameter of 1 219 mm.The pressure drop，weeping and entrainment of the flow-guided serrated valve trays were measured and compared with those of F1 valve trays.The F-factors of the flow-guided serrated valve tray holes are 6.25％ and 2.9％ larger than those of the F1 valve tray holes at the valve-closed balance point and at the valve-opened balance point，respectively.The pressure drop of the flow-guided serrated valve trays are 22％-25％ lower than that of the F1 valve trays when the F-factors exceeded the closed balance points.The weeping of the flow-guided serrated valve trays is 10.97％-27.35％ lower than that of the F1 valve trays.The entrainment of the flow-guided serrated valve trays is 10.7％-18.8％ higher than that of the F1 valve trays.

flow-guided serrated valve trays；valve trays；pressure drop； weeping；entrainment

1000-8144（2015）09-1100-06

TQ 053.5

A

2015-04-13；［修改稿日期］2015-05-31。

王世忠（1988—），男，山東省聊城市人，碩士生。聯系人：姚克儉，電話 0571-88320952，電郵 yaokj@zjut.edu.cn。