文丘里卷吸型氣液分配器液體分配性能的結構參數研究

莫晗旸，雍玉梅，張廣積，于康，陳文強，楊超

（1中國礦業大學（北京）化學與環境工程學院，北京 100083；2中國科學院過程工程研究所，北京 100190）

引 言

氣液分配器是滴流床反應器中的重要內構件，以確保液體能夠均勻分布到整個反應器截面上，使填充的催化劑顆粒能夠均勻接觸到反應物，達到設計要求的反應效率[1-3]。按照氣液接觸機理不同，目前的氣液分配器可分為卷吸型[4]、溢流型[5]和混合型[6]。不同類型分配器擁有不同的分配性能、操作彈性、壓降等特點。卷吸型分配器是利用泡帽下端條縫附近的高速氣流將液體卷吸，經過環隙再流入降液管，最終噴射分布至填料床層的一類分配器[7]。由于在泡帽中形成了較大的速度和方向改變，它的液滴霧化效果較好，操作彈性大，能抵抗分配塔板傾斜和上層來料不均和推浪等問題[8]。然而，液體的中心匯聚現象一直是卷吸型氣液分配器難以解決的缺陷。被氣相夾帶的液體在上升至脫離環隙并流入降液管時會經歷一次向內側的180°流動方向變化，這使得所有液體的速度方向均指向中心，從而非常容易在降液管中心集聚，并形成非常穩定的液柱，既不利于液體的均布，其持有的高動能還會給填充床最上層的填裝顆粒帶來磨損[9]。

也有人嘗試通過加設額外內件結構的方式來緩解這個問題。王少兵等[10]通過在卷吸分配器上開設小泡帽，緩解了中心匯聚，但對液層卷吸效果有明顯削弱；張兵等[11]在降液管上均布圓孔，同時在降液管內部加設布液管，加大了分配器內部的液體通量和氣液混合效率。然而，很少有系統的卷吸型氣液分配器的結構因素與分配性能關系的研究成果，滴流床氣液分配器的工程設計還沒有通用的設計準則[12-13]。實驗是探索反應器內構件分配性能的有效途徑[14]，通常需要γ射線、X射線、渦管測速器或高速攝影機等來獲取液速分布數據[15-17]。但實驗效率低、費用高、耗時長，且無法捕捉內構件內的流場及相含率分布細節。

近年來，有許多采用計算流體力學（CFD）模擬反應器內構件的研究[14,18-19]。歐拉-歐拉多相模型是一種描述相含率高且界面不明顯的氣液兩相流動的有效方法。Jain等[20]采用歐拉-歐拉模型對簡化后的帶有分配器的氣液分配盤板進行模擬，初步預測了氣液兩相在分配器中的分布方式。Martínez等[21]采用歐拉-歐拉模型對單個卷吸型氣液分配器進行模擬，計算得到的液體分布結果與實驗測量基本吻合，證明了歐拉-歐拉數學模型用于內構件強化的可靠性。然而，歐拉-歐拉模型因為無法描述卷吸型氣液分配器內液滴的聚并與破碎，會影響氣液卷吸流動模擬的準確性。群體平衡(population balance equation,PBE)模型是一種描述離散相顆粒直徑分布隨主體流動變化的數學模型[22]，可與歐拉-歐拉模型耦合，準確描述液滴粒徑變化對多相流動的影響。結合實驗與先進的數值模擬，利用各自優勢，能夠形成高效、準確的氣液分配器研發流程。

本文基于卷吸型分配器的結構特征，提出了一種新型文丘里降液管卷吸型氣液分配器。首先搭建了氣液分配器性能實驗裝置，通過冷態實驗驗證新型氣液分配器的性能優劣；其次建立耦合群體平衡模型的歐拉-歐拉兩相流模型，與冷態實驗進行模型和程序有效性的驗證。按正交試驗設計安排實驗工況，用數值模擬方法對卷吸型分配器結構參數的顯著程度進行了系統研究，并給出主要幾何參數與氣液分配器性能的經驗關聯式。研究成果可為工程上卷吸型氣液分配器的結構優化與設計提供指導。

1 冷模氣液分配器實驗裝置及流程

1.1 冷模實驗流程

氣液分配器的研究通常是著眼于單個氣液分配器單元的液體分配性能。本文搭建了單個氣液分配器單元的冷模實驗裝置臺，實驗流程見圖1。

圖1 氣液分配器的液體分布性能冷模實驗流程示意圖Fig.1 Schematic diagram of cold-flow experiment of performance test on gas-liquid distributor

冷模實驗選用25℃下的空氣-水體系，空氣通過氣體壓縮機打入，并通過轉子流量計調節流量；水直接取用當地自來水，通過提前校正并設置好流量的微量液體泵打入。氣液兩股流體在T形管內混合，最后通過氣液入口導管進入直徑為0.3 0m的密封完好的實驗容器內，氣體在容器內均布，液體在重力作用下在容器底部形成一定厚度的液層。待液層高度逐漸上升，氣液分配器在壓力差的推動下開始工作，高速氣體卷吸最靠近分配器的液層進入分配器內部，參與氣液混合。在分配器下側布置一個可上下移動的柵格收集器，用于捕捉從分配器出口噴出的分散液滴[圖2(a)]。

1.2 新型氣液分配器的結構

加工了最常見的Union Oil卷吸型、本文提出的采用文丘里降液管的溢流型與采用文丘里降液管的卷吸型（下文統一稱為新型分配器）三種氣液分配器，分別見圖2(b)～(d)。新型分配器是近期由作者團隊提出的將直筒型降液管改進為具備縮-擴形狀的文丘里管降液管的卷吸型分配器[23]。文丘里降液管的兩端敞開，側壁為向內凹陷的弧形，其兩端的直徑大于其中間部位的直徑。泡帽結構可以設計為直筒形或相似于降液管形，出口設計有碎葉板，強化液體再次分散。圖2(d)顯示了這種分配器的結構簡圖，并對分配器的主要結構參數進行了標識。降液管直徑φ1作為特征參數，除縮徑角Deg1、擴張角Deg2之外的其他所有結構參數均基于φ1進行無量綱化。

氣液分配器冷模實驗裝置完全由亞克力板制成，其中降液管與泡帽采用3根細支架固定；降液管與實驗容器、降液管與擴孔段均采用螺紋和生膠帶固定密封。

圖2中所示三類分配器的所有結構參數和實驗條件標準值見表1。Union Oil卷吸型分配器[圖2(b)]和采用文丘里降液管的溢流型分配器[圖2(c)]在和新型分配器相同的結構上（如降液管直徑φ1、花板直徑φ3等）采用完全相同的參數，以確保后續分配器類型對比實驗的結論可靠性。對于不同的結構特征（比如Union Oil卷吸型的泡帽直徑φ2），則以對應位置速度相等的原則來確定。

表1 氣液分配器標準結構和工況參數Table1 Standard structural and operation parameters of G-L distributor

圖2 三種類型的氣液分配器實驗裝備圖結構示意圖Fig.2 Schematic of three types of G-L distributor

本文以2萬噸對苯二甲酸二甲酯(dimethyl terephthalate,DMT)加氫工藝中的滴流床反應器為背景，根據其氣液分配塔板的開孔數換算得到單個氣液分配器單元的氣液流量，并根據降液管處雷諾數相等（Reg=18975.57 ；Rel=2594.71 ）原則進行換算，得到降液管內速度9.1 7m/s，環隙最大速度13.1 7m/s、最小速度7.4 1m/s，然后進一步換算得到實驗氣體流量18m3/h，實驗液體流量0.152 2m3/h。

本文采用小尺度柵格液體收集器來采集液體分布數據。它是一種外徑為360mm的容器，并以15mm為間隔，內置高度為300mm、厚度為3mm的方形排布柵格，用于接收不同位置的液體。在實驗結束后，通過量取所有柵格中的液位，可得知氣液分配器在指定截面上的液體分配均勻程度。

如圖1所示流程，對φ1=30mm的新型分配器重復進行兩次實驗，液體收集器頂端距離分配器出口135mm，集液計時約為30s，以液體分布結果進行核對。圖3顯示了兩次實驗在X=0mm位置上沿Y方向的液體速度分布。兩次實驗測得的速度分布非常相近，實驗系統誤差為1.4 5%，表明冷模實驗系統的可重復性良好。

圖3 實驗可重復性驗證(新型分配器,φ1=30mm,Ug=18m3/h,Ul=0.152 2m3/h)Fig.3 Validation on repeatability of cold-flow model experiment(new G-L distributor,φ1=30mm,Ug=18m3/h,Ul=0.152 2m3/h)

2 計算流體力學數值模擬方法及正交試驗設計

本文建立起耦合PBE的歐拉-歐拉兩相流模型，用冷模實驗對所建數學模型進行驗證，而后基于驗證后的模型，對氣液分配器內液體分配的性能進行數值模擬。采用數值模擬與實驗的方式對氣液分配器結構進行系統性研究，用最小代價進行新型氣液分配器的研發。

2.1 歐拉-歐拉多相模型

本文采用ANSYS Fluent v15.0 內置的歐拉-歐拉(Euler-Euler)多相模型來描述氣液分配器內部及出口側的氣液兩相流動。歐拉-歐拉多相模型不直接刻畫相界面，認為第二相“溶解”在第一相中參與流動，然后根據氣液兩相流體的滑移速度來計算相間曳力。歐拉-歐拉模型計算對宏觀上相界面不明顯的流動體系可以展現出較高的可靠性[24-25]。

在使用歐拉-歐拉模型求解氣液兩相流動時，氣液兩相流體分別擁有各自的速度場，共享一個壓力場。式(1)和式(2)分別為歐拉-歐拉模型的連續性方程和動量方程。

連續性方程：

動量方程：

式(2)中，Kg,l為氣液兩相滑移速度的系數項，其計算方法為：

其中，σ為氣液界面表面張力；μeff是有效黏度；dl為液相顆粒直徑，可通過實驗采集液滴數據將其指定為常數或關聯式。本文曾嘗試采用指定粒徑為常數的方式進行模擬，但在與冷模實驗進行驗證時發現單純的歐拉-歐拉兩相流模型很難獲得準確的液體分布。因為液層被氣相卷吸至分配器中并破碎為液滴時存在明顯的粒徑變小的現象，而單獨使用歐拉-歐拉模型無法體現這一過程。因此，本文將群體平衡模型耦合歐拉-歐拉兩相流模型中，體現液滴粒徑分布對液體分布的影響。

2.2 群體平衡模型

群體平衡(population balance equation,PBE)模型是一種描述顆粒相粒徑分布時空變化的模型方法，常用于流化床[26]和分配盤板的模擬[27]，但目前未見將其用于填充床內氣液分配器單元的文獻。本文通過使用PBE模型，獲得液滴粒徑dl在整個氣液分配器計算區域內的變化和分布，用于歐拉-歐拉模型的數值模擬，進而更準確地預估氣液兩相在分配器內及出口的分布。

PBE模型中描述粒徑分布的最常用方法是QMOM方 法(quadrature method of moments)[28]。然而，使用QMOM方法需要獲得氣液入口處的準確液滴粒徑分布，用于計算n階分布矩。本文所設計的實驗裝置無法獲取這些信息，故本文采用了最為直觀的離散分布法。不同于QMOM方法，離散分布法只需要輸入粒徑分布的上下限范圍和各個檔的液滴數量所占比例作為初始條件就可以開始計算。

本文將離散PBE的階數n設置為8，給定液滴的粒徑分布范圍為0.40 ～2.2 0mm，并給定入口處的平均液滴半徑為1.7 6mm。

在離散PBE模型中，將第n檔液滴的直徑設定為dn，其液滴粒徑數量分布比rl,n的傳輸方程見式(7)：

其中，Bbr,n和Dbr,n分別為由第n+1檔的液滴破碎而使第n檔液滴占比提升的速率和由當前一檔的液滴破碎而使自身占比降低的速率。Bbr,n和Dbr,n的計算方法分別見式(8)和式(9)：

其中，ΩB是顆粒的破碎速率，本文采用Luo破碎模型來計算液滴在氣液分配器中的破碎速率[29]。在求解式(7)～式(9)獲得每一檔內的液滴分布占比后，就可以通過式(10)求得Sauter平均粒徑d32。

獲得d32后，將其代替式(3)、式(5)和式(6)中的dl，即可實現PBE模型與歐拉-歐拉模型的耦合。

2.3 計算域、邊界條件和網格劃分策略

本文從滴流床反應器的分配塔板上選取一塊分配器單元，先采用Solidworks2018對氣液分配器的計算區域進行三維幾何建模，并提前布置好液體分布監控面[圖4(a)]，然后將幾何模型導入ICEMCFD，采用混合區塊策略對幾何體進行混合網格的建立和邊界條件的設定[圖4(b)、(c)]。氣液分配器單元位于計算域的最上方，分配器出口設置超過30倍φ1高度的遠場，以消除回流對液體分配結果的影響。

對于邊界條件，本文在入口處采用氣液兩相的速度入口，出口處采用壓力出口，其他墻壁全部處理為無滑移墻壁。在模擬初始化時先人為填充一層一定厚度的液面以減小計算量。隨著卷吸過程的進行，液面會逐漸趨于一個穩定的高度，并待分配器操作穩定后不再變化。

混合網格，指的是結構化網格（規則排列的正六面體網格）與非結構化網格（不規則排列的異形網格）的一種組合。通常而言，結構化網格能使流場計算取得更精準的結果，但只有簡單的幾何結構容易進行網格結構化劃分。對于很難進行結構化網格劃分的或劃分網格數巨大的復雜結構，只能采用貼體的非結構化網格進行過渡。

對于氣液分配器，其復雜結構在于降液管部分的花板結構[圖4(b)]，若采用結構化網格劃分，結構網格數量大于300萬，其計算代價工程應用很難接受。本文對降液管區域采用非結構化網格，其他區域采用正六面體結構化網格。

圖4 氣液分配器網格劃分Fig.4 Mesh configuration of G-L distributor in simulations

非結構化網格有較多種類，本文采用的非結構網格是一種正六面體與五面體棱柱網格組合的掃掠型網格。這種網格能夠平穩實現結構性網格和非結構性網格的過渡，在高度方向上能夠保持正交性質，因此比常用的四面體網格直接過渡具備更好的網格質量。

2.4 網格無關性驗證

本文對計算區域內網格無關性進行驗證。如圖5所示，一共設計了3種不同網格劃分方案進行模擬計算，對噴淋高度為0.13 5m處的液體速度分布進行三種網格劃分方案的比較。結果顯示，當網格數達到910000后，速度分布曲線隨網格數的變化很小。為了節省計算資源，本文選擇910000網格劃分方案。

圖5 Euler-PBE模型的網格無關性驗證(新型分配器,φ1=30mm,Ug=18m3/h,Ul=0.152 2m3/h)Fig.5 Mesh independence test on Euler-PBE model with experimental data(new G-L distributor,φ1=30mm,Ug=18m3/h,Ul=0.152 2m3/h)

3 液體分布性能評估方法

3.1 分布不均勻度

利用液體速度分布的變異系數(coefficient of variance,CoV)來代表氣液分配器的分布性能[30]。CoV的定義式為：

其中，ul代表當地液速為平均當地液速。在冷模實驗中，ul通過一定時間內各個柵格捕獲的液體含量換算得到；在數值模擬中，ul可以通過讀取各網格點的信息直接得到。

CoV的數學意義是標準差與均值的商。因此，CoV越大代表分布越不均勻，反之亦然。

3.2 噴淋半徑

噴淋半徑是評估氣液分配器性能的指標之一，關乎到氣液分配器在盤板上的排列布置的設計[31]。目前尚未有文獻清晰定義噴淋半徑的計算方法。本文提出利用閾值的階躍函數來獲取離散采樣范圍的噴淋面積(Sc)，據此計算當量噴淋半徑Rc：

其中，A是每個采樣區域的面積；ε(ueff)是間斷點ueff的階躍函數；ueff是需要設置的閾值。通過統計所有采樣點的ueff是否大于所設閾值，大于閾值則將當地采樣面積加和進噴淋面積Sc中。ε(ueff)的物理含義是：當局部液速大于閾值ueff時，階躍函數ε(ueff)取1，代表采樣當地處有液體覆蓋；反之，則代表液體沒有覆蓋，或液體量少至不足以使該區域的液量得到累積。最后，在認為氣液分配器的噴淋形狀是一個類圓形的假設上，再將得到的Sc換算為當量噴淋半徑Rc。ε(ueff)的表達式見式(12)。

可見，ueff的選取直接影響了噴淋半徑的大小。在冷模實驗上，本文定義ueff為累積1%的集液管高度所對應的當地液速。1%集液管高度是冷模實驗中液體含量的測量下限，將該值換算為液相速度，就可以確定ueff。也可以將ueff的選取理解為當某一處的液速低于最高液速100倍時，認為液體沒有覆蓋到該處。由此，可以看出ueff與取樣時間無關。由于冷模實驗和數值模擬都采用液體速度進行評價，因此兩種方法沿用了同一個ueff。

3.3 壓力降

壓力降(ΔP)是指氣液兩相流體通過氣液分配器時造成的動能損失，優選的氣液分配器應該具備高分配性能、低壓力降的特點。在數值模擬和冷模實驗中，氣液分配器的壓力降都可通過計算出入口的壓力差來獲取。

4 結果分析與討論

4.1 冷模實驗數據分析

4.1.1 不同種類分配器的液體分布性能比較 首先通過實驗進行三種氣液分配器比較，評價新型氣液分配器性能的優劣。圖6給出了三種氣液分配器(φ1均為30mm)在流動距離為0.13 5m處的液速分布云圖。每張云圖上標注了噴淋半徑(Rc)，并用虛線圈示意了噴淋面積。

由圖6可見，Union Oil卷吸型氣液分配器的液速分布在中心部分很大，而周圍較小，代表中心匯聚現象最為嚴重，噴淋半徑最低，Rc=0.096 1m。采用文丘里降液管的溢流型氣液分配器和新型氣液分配器的中心匯聚得到緩解，噴淋半徑也比Union Oil卷吸型的稍大。采用文丘里降液管的溢流型和新型氣液分配器的性能都優于Union Oil卷吸型氣液分配器，說明文丘里降液管是液體分布性能改善的關鍵結構。

圖7顯示了三種氣液分配器的壓力降和在流動距離為0.13 5m處的CoV和Rc。相比Union Oil型 氣液分配器，新型氣液分配器的壓降低，氣液分布更均勻，噴淋半徑更大。

由圖6、圖7可知，無論是對于溢流型還是卷吸型，采用新設計的文丘里降液管均明顯減弱了中心匯流，其分配性能比采用直降液管的Union Oil型氣液分配器都更好。

圖6 不同氣液分配器(φ1=30mm)在流動距離0.13 5m處的液體速度分布云圖Fig.6 Contours of liquid velocity distribution at flow distance of0.13 5m of different types of G-L distributor(φ1=30mm)

圖7 不同氣液分配器(φ1=30mm)的壓力降和流動距離0.13 5m處的液相CoV和RcFig.7 ΔP,CoV and Rc of different G-L distributor(φ1=30mm)at flow distance of0.13 5m

4.1.2 氣液比對液體分布性能的影響 在滴流床加氫反應器運行時，其操作條件會根據床層溫度在一定范圍上進行調整。本文通過調節氣速，使氣液比在98～138的范圍內變化，檢驗新型分配器在工藝操作條件下的操作彈性。

圖8顯示了新型分配器在不同實驗氣液比（分別為Ug=14.4 ,18.0 ,21.6m3/h并固定Ul=0.152 2m3/h）下的壓力降和在流動距離為0.13 5m處的CoV和Rc。可見，本文提出的新型分配器在氣液比發生一定程度改變時，液體的分配性能不會發生顯著變化，這說明新型氣液分配器的穩定操作彈性良好。

圖8 不同氣液比(Ug/Ul)下的壓力降和流動距離0.13 5m處的液相CoV和Rc(Ug=14.4 ～21.6m3/h,Ul=0.152 2m3/h)Fig.8 ΔP,CoV and Rc under different Ug/Ul at flow distance of 0.13 5m(Ug=14.4 ～21.6m3/h,Ul=0.152 2m3/h)

4.1.3 擴孔角度對液體分布性能的影響 文丘里降液管是本文提出的新型氣液分配器區別于常規卷吸型的主要結構特性，其中擴張段的擴孔角度決定了氣液混合流體離開降液管的噴射角度。因此，本文冷模實驗測試不同角度的擴孔對新型分配器性能的影響。

圖9顯示了在Ug=18m3/h,Ul=0.152 2m3/h，擴孔角度Deg2=30°、45°和不加裝擴孔的情況下新型氣液分配器的液體分配性能。Deg2=30°時所對應的氣液分配器的液體的CoV最低、Rc最高；而當Deg2=45°，CoV和Rc反而出現了逆向趨勢，在擴孔處可能發生了邊界層分離，氣體不具備足夠的徑向動能，裹挾液滴向外圍運動分布。后面的模擬工作中證實了這個現象。

圖9 不同擴孔角度(Deg2)的壓力降和流動距離0.13 5m處的液相CoV和RcFig.9 ΔP,CoV and Rc of different Deg2at flow distance of 0.13 5m

4.2 數值模擬數據分析

4.2.1 數學模型的驗證 實驗驗證了本文所提出的新型氣液分配器性能的優勢，為了認識新型氣液分配器的幾何參數對其性能的定量關系，本文接下來采用數值模擬方法對不同結構參數的新型分配器進行研究，以減少實驗時間和費用。首先本文驗證所建耦合PBE的歐拉-歐拉流體模型的可靠性。圖10給出了兩種數學模型的數值模擬和冷模實驗獲得截面液速分布。由圖可見，僅用歐拉-歐拉模型進行計算的分布值與實驗結果相差較遠，沒有捕捉到兩個小峰；而采用歐拉-歐拉模型與PBE模型耦合的模擬值與實驗值吻合較好，說明在模擬氣液分配器內氣液流動過程時有必要引入PBE模型，通過描述液滴的粒徑，獲得更準確的液體分布。

圖10 數值模擬與冷模實驗在流動距離0.13 5m處的Ul驗證Fig.10 Comparison of Ul profiles based on numerical simulation and experimental data at flow distance of0.13 5m

4.2.2 PBE計算液滴粒徑分布 本文采用離散PBE模型來描述卷吸型氣液分配器內部的液滴粒徑分布。離散PBE需要給定入口邊界處的粒徑分布組成和粒徑的變化范圍。由于實驗無法準確獲取分配器內部的液滴粒徑變化范圍，本文假設入口處液體初始直徑為2.2 0mm。

圖11(a)顯示了PBE模型耦合歐拉-歐拉模型的計算結果，展示了液滴粒徑在分配器內的等值面分布。可見，液層在被氣體夾帶卷吸至泡帽內時，液滴粒徑顯著下降；然后又隨著降液管中的流動進一步下降。圖11(b)顯示了通過PBE模型計算的分配器出口液滴粒徑分布。可知分配器出口處的液滴平均粒徑為0.9 8mm，比入口處的2.2 0mm有著顯著降低，同時也與文獻值較為接近，符合卷吸型氣液分配器內液滴卷吸破裂聚并過程。

圖11 液滴粒徑在卷吸型分配器內的分布Fig.11 Distribution of droplet size in bubble cap distributor

4.2.3 正交工況設計 為了探究新型氣液分配器結構參數對分配性能的貢獻程度，并對新型卷吸型氣液分配器的設計提出指導，本文使用SPSSAU在線正交試驗設計軟件設計了9因素3水平的正交模擬工況，見表2。為了和實驗加工件保持一致，所有壁面厚度均為5mm。

4.2.4 新型氣液分配器幾何結構參數的顯著性分析 在已驗證的數學模型基礎上，針對表2所示的正交工況開展了模擬實驗，研究新型氣液分配器不同幾何結構參數對CoV、Rc及壓降的影響程度。

圖12顯示了所有正交試驗樣本中液體分布的最優和最劣性能的水平配置（分別為表2中的實驗1和實驗2），結果顯示，在表2的水平配置下設計新型氣液分配器，其性能會在本文設計的工況范圍內出現差異，如CoV的變化范圍在0.77 ～2.53 ，Rc的變化范圍在0.12 ～0.0 5m。這說明在工程上仍存在較大的研發新型氣液分配器和優化已有氣液分配器的必要性，因為其性能還有較大的提升空間。

圖12 正交樣本下的最優與最劣CoV與Rc變化曲線Fig.12 Best and worst profiles of Rc and CoV in orthogonal experiments

表2 氣液分配器模擬工況設計（L27（3，9））Table2 Orthogonal experiments of numerical simulation on G-L distributor（L27（3，9））

圖13顯示了9個因素對CoV、Rc及壓降的相關顯著程度。條縫高度、泡帽高度、擴孔角度、花板直徑對CoV和Rc的相關性都比較顯著；而泡帽直徑、降液管高、變徑角度和擴徑角度對壓降顯著。同時，CoV和Rc有著高度的一致性，強化液體分布的均勻性也會增大噴淋半徑，擴徑角度對CoV和Rc顯著的因素，擴徑角度Deg2=30°時，Rc最大、CoV和壓降最低。

圖13 CoV、Rc與壓力降的因素顯著性Fig.13 Main effect plots response for CoV,Rc,andΔP

在冷模實驗中，擴徑角度Deg2=30°的液體分布性能明顯好于其他擴徑角度，本文認為這是因為當Deg2超過30°時出現了邊界層分離現象。圖14顯示了Deg2=15°、30°和45°時的擴張角結構和對應的氣相流線。Deg2=15°時氣相流線在擴張處比較光滑，但受結構所限無法向徑向外側運動；Deg2=30°時氣相流線在擴張處雖然存在非常不明顯的旋渦，但能夠相對平滑地向外運動；Deg2=45°時在擴張處則存在明顯的逆向流旋渦，代表邊界層分離現象的出現。結合數值模擬和冷模實驗結果，說明邊界層分離現象的出現不利于氣相裹挾液滴向外運動，在設計擴張段角度時應進行規避。

圖14 不同Deg2的擴張段內部的氣相速度矢量分布Fig.14 Vector of gas phase velocity in expanding part with different Deg2

4.3 分布變異系數與壓降的經驗關聯式

為了獲得正交工況的定量成果，本文通過多元非線性擬合的方法，對新型氣液分配器的壓降和液體分布的變異系數CoV進行了顯著因素的經驗關聯式 擬合Reg=15180.46 ～22770.68 且Rel=2075.768 ～3113.652：

圖15給出了使用式(12)和式(13)的計算值與實驗值的對比。可見，ΔP和CoV的所有數據點都落在了誤差范圍內。ΔP的誤差更小，而CoV的誤差更大一些。式(12)和式(13)可為氣液分配器設計和優化提供充分的理論支持和依據。

圖15 CoV與壓力降的經驗關聯式計算值與實驗值的對比Fig.15 Comparison of empirical and experimental data on CoV andΔP

5 結 論

本文提出了一種具有文丘里降液管的新型卷吸型氣液分配器，搭建了氣液分配器性能實驗冷態裝置，進行了新型氣液分配器性能實驗；建立了耦合群體平衡模型的歐拉-歐拉兩相流模型，數值模擬了文丘里卷吸型氣液分配器氣液兩相分配流動過程。實驗和數值模擬結合，系統性考察了各結構參數對卷吸型氣液分配器性能的影響。主要結論如下。

（1）冷模實驗證明本文提出的新型文丘里降液管卷吸型氣液分配器，其氣液分配性能要明顯好于常見的Union Oil卷吸型分配器。

（2）使用耦合PBE的歐拉-歐拉模型能夠獲得卷吸型氣液分配器內更準確的氣液分布。

（3）冷模實驗和數值模擬表明：文丘里降液管結構是改善氣液分布性能的關鍵，降液管擴張角度Deg2=30°時對液體分布最有利。

（4）正交工況模擬結果表明：分布均勻度與噴淋半徑的大小存在一致性，良好的分布均勻度意味著更大的噴淋半徑；條縫高度、泡帽高度、擴孔角度、花板直徑對CoV和Rc的相關性都比較顯著；而泡帽直徑、降液管高、變徑角度和擴徑角度對壓降顯著。

（5）基于實驗和數值模擬獲得數據，擬合新型氣液分配器壓降和液體分布的變異系數的關聯式，其相對誤差限分別為10%和20%，處于工程設計可接受的范圍。

符號說明

A——采樣區域面積，m2

Bbr,n——由第n+1檔的液滴破碎導致的第n檔液滴數量分布比增加的速率，m-3·s-1

CD——曳力系數

CoV——液速分布的不均勻系數

Dbr,n——由第n檔的液滴破碎導致的第n檔液滴數量分布比減小的速率，m-3·s-1

Deg1——氣液分配器中的文丘里管縮徑段角度，（°）

Deg2——氣液分配器中的文丘里管擴張段角度，（°）

dl——液相粒徑，m

FD——曳力

H——液相離開氣液分配器出口的距離，m

h——氣液分配器中的長度結構參數，m

Kg,l——相間動量交換系數，kg/(m3·s)

N——樣本數量

p——當地壓力

rl,n——第n檔的液滴數量占總液滴數量分布的比值

Rc——噴淋半徑，m

Reg,Rel,Reslip——分別為氣相、液相和滑移雷諾數

Sc——噴淋面積，m2

ueff——閾值液相速率，m/s

ug,ul——分別為當地的氣速、液速，m/s

Vn——第n檔的液滴體積，m3

ag,al——分別為當地的氣液相含率

μq——第q相黏率

ρg,ρl——分別為氣、液相密度，kg/m3

τl——液相松弛時間，s

φ——氣液分配器中的直徑結構參數，m

下角標

i——笛卡爾坐標系下的任意方向

j——與i方向正交的任意方向

max——最大值

min——最小值

n——PBE模型中第n檔

q——任意相，q=g為氣相，q=l為液相