滴流床反應器內噴射型分布器的霧化和均布性能

何 磊，梁 健，俞嘉琳，楊冰冰，揭 濤

（中國船舶集團有限公司 第七一一研究所，上海 201108）

滴流床反應器是一種典型的氣-液-固三相催化反應器，反應器內的氣液相以并流的形式通過催化劑床層，其中，液體是以滴流狀態通過固體催化劑，而氣體則是連續流動的狀態。由于氣液兩相的流型均接近于平推流，且氣液固三相間的相界面面積很大，因此可有效加強相間的傳熱傳質過程，加快化學反應速率，在石油化工、精細化工以及環境工程等領域得到了廣泛的應用［1］。氣液分布器作為滴流床反應器的關鍵內構件，作用是使液相物料能夠與氣相物料充分混合，并均勻地分布到催化劑床層表面。如果分布器的均布性能不佳，不良的液體分布可能會導致催化劑無法完全潤濕而形成嚴重的溝流，從而產生床層溫度分布不均、部分催化劑過早失活等問題，縮短催化劑使用壽命，降低產品質量甚至影響裝置安全［2-3］。為此，許多學者針對不同形式的氣液分布器開展了大量研究，充分了解不同操作工況、分布器結構、安裝位置等因素對床層內液體分布的影響，并在這些研究的基礎上開發了一系列新型的氣液分布器［4-8］。張洪旭等［9-10］通過在氣液出口加裝碎流板的方式對溢流型分布器進行優化，提高了分配器的液體噴淋覆蓋面，并有效改善了中心匯流現象。王少兵等［11］則開發了一種頂部具有旋流葉片的泡罩型分布器，解決了傳統泡罩型分布器的中心匯流及流動死區等問題。王振元等［12-14］提出了氣液分流的抽吸型分布器，不僅降低了液位對氣液分布器抽吸能力的影響，還提高了分布器的抗塔板傾斜性能。李登穩等［15-17］則開發了一種基于文丘里結構的抽吸型分布器，不僅能夠擴大液體的分散面積，同時還能夠提高分布器的液滴破碎性能。然而，現有關于滴流床氣液分布器的研究主要以煙囪型和泡罩型分布器為基礎進行結構的優化設計，而對于利用霧化噴嘴的噴射型分布器的研究開發則鮮有報道。熊杰明等［18-20］通過對泡罩型、煙囪型和噴射型三種液體分布器的液體均布性能進行比較后指出，噴射型分布器的均布性能顯著優于煙囪型和泡罩型，且可通過提高操作負荷、增加噴淋點密度等方式進一步提高分布器的液體分布效果。

本工作對寧波某化工廠一臺滴流床反應器內的噴射型液體分布器進行研究，以空氣和水為實驗介質，通過冷模實驗考察了不同操作工況下該分布器的霧化和均布性能，并構建了整個反應床層的液體分布云圖，為后續該化工廠擴建反應裝置，以及同類型噴射型液體分布器的設計應用提供一定的理論依據和參考。

1 實驗部分

1.1 分布器結構及布置形式

圖1a為某化工廠滴流床反應器內單床層分布器布置。該反應器催化劑床層的直徑為3 000 mm，噴淋系統采用6根不同長度的氣液分布器，分別由左右兩側插入反應器，交錯布置在床層上方800 mm高度處。每根氣液分布器上分別安裝有3個、5個或6個規格相同的霧化噴嘴，結構形式如圖1b所示，主要由液相噴嘴和氣相噴嘴組成。其中，液相噴嘴為壓力式機械霧化噴嘴，即僅依靠液相壓差實現液滴的破碎和霧化，而氣相噴嘴則設計為壓降較低的周向均布噴孔，使氣相物料可以由噴孔低速“流出”，從而不對液相物料的霧化產生干擾。在正常操作狀態下，氣、液兩相流體分別由反應器外部的環形集箱側線進料，經分布器分配至28個霧化噴嘴后噴出，所選霧化噴嘴在800 mm距離下的理論霧化覆蓋直徑為480 mm，而每根分布器上的霧化噴嘴也均以480 mm間距布置，使產生的霧化液滴能夠盡可能多地覆蓋整個催化劑床層。采用此噴嘴布置形式，反應床層上霧化液滴的理論覆蓋率約為72%。

圖1 噴射式分布器布置（a）及分布器局部結構（b）Fig.1 Schematic of the spray distributor layout(a) and local structure(b).

1.2 實驗裝置及方法

采用上述分布器布置形式，搭建了1∶1的霧化實驗平臺，采用中徑為3 000 mm的環管代替實際反應器的環形集箱，以空氣和水為氣、液相物料的模擬介質，考察整個床層噴嘴的霧化狀態和分布情況，具體實驗流程見圖2。

圖2 冷模實驗流程Fig.2 Setup of cold model test.

實驗過程中，水槽內的水通過離心泵送入液相管道，依次經過流量計、調節閥、壓力表后，進入分布器的液相噴嘴，經噴嘴霧化后匯流入地下水池。由于液相噴嘴外圈的氣體流速較低，對液相物料的霧化基本不會產生干擾，因此在實驗過程中，始終保持氣相環管內的空氣流量為恒定值。為考察分布器中每個霧化噴嘴出口液體分配的均勻性，在每個霧化噴嘴出口處，利用集液袋對噴嘴出口液體進行收集，從而實現每個噴嘴流量的測量。

另外，為更清晰地反映液相噴嘴的霧化性能，本工作還針對單個噴嘴進行了測試分析。實驗時在噴嘴下方800 mm處布置有一塊集液板，用于測定液體噴淋至床層表面時的分布情況，集液板的尺寸為500 mm×500 mm，由15×15個小方格組成；利用高清攝像機采集噴嘴出口的霧化圖像，并通過Image J軟件進行圖像分析獲得噴嘴的霧化角和霧化邊界；利用濟南微納公司Winner 319型激光粒度分析儀獲得霧化液滴的粒徑分布。

冷模實驗以實際運行的額定工況為基準，60%～110%工況范圍內，每間隔10%選取實驗工況點，分別對單噴嘴和整個床層（28個噴嘴）的霧化情況進行測量，詳細實驗條件見表1。

表1 冷模實驗條件Table 1 Cold model test conditions

2 結果與討論

2.1 液相噴嘴流量特性

圖3為實驗測得的單噴嘴和28個噴嘴的壓力-流量特性曲線。由圖3可知，隨液相流量的提高，霧化所需的入口壓力也隨之提高，且與流量的變化呈二次函數關系。單噴嘴流量相同的工況下，整層噴嘴實驗所需的壓力僅略高于單噴嘴實驗的壓力，說明液體在環管和分布器內的局部阻力和沿程阻力損失較小，整個系統能夠滿足各個工況下液體霧化的壓力需求。

圖3 液相流量與壓力的變化曲線Fig.3 Variation of pressure with the liquid flow.

2.2 液相噴嘴霧化特性

根據在噴嘴出口所采集到的液體霧化圖像，能夠得到霧化液滴自噴嘴噴出后的運動軌跡圖像，測量噴嘴出口到噴霧炬外包絡線形成的兩條切線之間的夾角，即為噴嘴的出口霧化角（α）。而由于液滴重力的影響，噴霧炬在離開噴嘴出口后會很快產生一定程度的收縮，因此噴霧炬實際覆蓋范圍內的噴霧錐角會略小于噴嘴出口霧化角，即為噴嘴的實際霧化角（β）。

圖4為不同工況下噴嘴出口噴霧炬的外包絡線。根據圖4所示的噴霧炬外包絡線，可測得實驗噴嘴霧化角隨入口壓力的變化曲線，如圖5所示。

圖4 不同工況下噴嘴出口噴霧炬的外包絡線Fig.4 Schematic of atomizing spray envelope under different conditions.

圖5 噴嘴霧化角隨入口壓力的變化曲線Fig.5 Variation of atomization angle with the inlet pressure.

由圖5可知，隨液相流量的增加，噴嘴入口壓力逐漸提高，α和β隨壓力先大幅度增加后趨于平穩；當入口壓力高于0.8 MPa后，噴嘴的霧化角幾乎不再發生變化，β約為83°。而由于入口壓力提高，霧化液滴的運動速度和動量逐漸增大，重力對液滴運動軌跡的影響逐漸減小，因此α和β之間的差值逐漸減小至定值，霧化液滴的覆蓋直徑也趨于穩定。

圖6為不同工況下噴嘴霧化液滴的粒徑分布。由圖6可知，大部分霧化液滴的粒徑集中在40～120 μm，呈單峰分布。隨液相流量的增加，粒徑為40～80 μm的霧化液滴逐漸增加，且隨入口壓力的提高，增加趨勢愈發明顯，說明增大噴嘴入口壓力對提高噴嘴霧化性能有顯著作用。另外，圖中的虛線還反映了霧化液滴粒徑的累計百分比達到90%時所對應的粒徑尺寸，即在實驗工況范圍內，90%霧化液滴的平均粒徑均小于160 μm。其中，在110%工況條件下，90%霧化液滴的平均粒徑小于110 μm。

圖6 不同工況下噴嘴霧化液滴的粒徑分布Fig.6 Particle size distribution of atomized droplets under different conditions.

2.3 噴嘴霧化液滴分布均勻性

根據集液板內每個方格內所收集液體的液位高度，可計算得到每個方格內的液體體積，進而得到實驗過程中每個方格內液體體積占總流量的百分含量。圖7為不同工況下液滴體積分數沿噴嘴徑向分布的曲線。由圖7可知，噴嘴霧化液滴呈中間高兩邊低的正態分布，當噴嘴流量較低時（60%，70%工況），霧化液滴的分布均勻性較差，存在明顯的中心匯流現象。隨噴嘴流量的增大，液滴的分布均勻性逐漸改善，當操作負荷大于80%工況時，霧化液滴的分布基本服從相同的分布曲線，液滴體積分數的最大值與最小值的差值均在6%左右。

圖7 不同工況下噴嘴霧化液滴的分布均勻性Fig.7 Distribution uniformity of atomized droplets under different conditions.

另外，隨噴嘴入口壓力提高，霧化液滴的覆蓋直徑逐漸增大，因此當實驗負荷較大時，部分液滴會因霧化覆蓋面積過大而未能被集液板收集。經分析發現，在80%工況下，集液板所收集的液體量為實驗總流量的81%；而當實驗負荷大于80%工況時，集液板所收集的液體量約為實驗總流量的74%。由于實驗所用集液板的尺寸為500 mm×500 mm，與分布器中每兩個霧化噴嘴的布置間距480 mm較接近，從而能夠反映整層分布器的實際運行情況，即當操作負荷大于80%工況時，會有25%的液滴與其他噴嘴的霧化區域發生重疊。

2.4 分布器液體分配均勻性

為考察分布器對液體分配的均勻性，對不同工況條件下每個噴嘴出口的液體流量進行測量，得到各個工況下每個噴嘴出口流量與均值的偏差曲線，如圖8所示。由圖8可知，不同工況下分布器的均布性能基本一致，各噴嘴出口流量與均值的偏差均在 ±8% 范圍內。除 2，4，9，12，17，18，21，27 外，其余噴嘴出口流量與均值的偏差均在±5%范圍內，而導致個別噴嘴偏差較大的原因則可能是由于這些噴嘴的孔徑尺寸在加工過程中略有偏差。另外，從總體趨勢上看，各支管的噴嘴出口流量均由進料側向支管尾部逐漸減小，而隨著負荷的提高，這一現象逐漸改善，說明流量提高有助于減小管內沿程阻力對分布器均布性能的影響。

圖8 不同工況下各噴嘴出口流量與均值的偏差曲線Fig.8 Deviation curves between the outlet flow of each nozzle and the mean value under different conditions.

為更直觀地反映分布器的均布性能，采用不均勻度（Mf）為評判指標，對分布器整體和各支管的流量分配均勻程度進行比較，計算方法如式（1）所示［9，19-22］：

式中，N為所統計的噴嘴數量；Qi為統計時間內第i個噴嘴的出口流量，g；為所統計N個噴嘴出口流量的平均值，g。

Mf越大表示分布器的均布性能越差，反之則表示分布器的液體分配越均勻。表2為不同工況下分布器整體和各支管噴嘴出口流量的Mf。由表2可知，隨操作負荷的提高，分布器整體和各支管的Mf均有所減小。對不同支管的Mf進行比較可見，三噴嘴支管的分配均勻性較五噴嘴和六噴嘴支管更好，且距離環管進料口較遠的支管的均勻性遠好于靠近環管進料口一側的支管。分析可知，這主要是由于各支管入口與環管內液體流動方向的夾角不同，造成局部阻力不同所致。

表2 不同工況下分布器整體和各支管噴嘴出口流量的MfTable 2 Mf of the nozzle outlet flow of the whole distributor and each branch pipe under different conditions

2.5 反應床層液體分布均勻性

根據霧化液滴分布曲線，可求得液滴體積分數與霧化直徑的相關函數，并通過Matlab軟件得到霧化液滴在所覆蓋區域內的體積分數分布云圖，如圖9a所示。而根據各噴嘴出口的實際液體流量，將28個噴嘴的液體分布按布置形式進行組合和疊加，則能夠得到實際運行過程中反應床層上的液體分布云圖，如圖9b所示。圖9c為100%工況下，整層分布器的冷模實驗圖像。對比圖9b與圖9c可知，反應床層液體分布云圖與冷模實驗圖像中的霧化場液滴分布基本一致，說明該液體分布云圖能夠反映實際反應床層的液體分布情況。在額定工況下，反應床層上霧化液滴的實際覆蓋率為91%，液體分布均勻，且能有效避免壁流效應。

圖9 100%工況下單噴嘴和整層分布器的霧化液滴分布情況Fig.9 Atomized droplet distribution of single nozzle and whole distributor under rated condition.

3 結論

1） 霧化噴嘴的入口壓力隨液相流量的增加而逐漸增大，且與流量的變化呈二次函數關系；單噴嘴流量相同的工況下，整層分布器所需的入口壓力與單噴嘴實驗基本相同，分布器內的阻力損失對噴嘴流量特性的影響較小。

2） 當入口壓力低于0.8 MPa時，噴嘴的霧化角隨入口壓力大幅度增加，當入口壓力高于0.8 MPa后，噴嘴的霧化角基本不變，維持在83°左右；霧化液滴的覆蓋直徑與噴嘴霧化角具有相似的變化規律。

3） 霧化液滴的粒徑主要集中在40～120 μm，呈單峰分布狀態；當液相流量由60%增至110%時，粒徑為40～80 μm的霧化液滴逐漸增加，噴嘴的平均霧化粒徑隨之減小。

4） 在整層分布器中，各噴嘴出口的流量偏差均在±8%以內，且操作負荷越高，液體的流量分配越均勻；額定工況下，反應床層上霧化液滴的實際覆蓋率為91%，液體分布均勻，且能夠有效避免壁流效應。