固定床反應器內構件-溢流型分配器的數值模擬與結構優化

薄守石， 張 旭， 劉敬敬， 雷瑞星， 孫蘭義

(中國石油大學(華東) 重質油國家重點實驗室， 山東 青島 266580)

近幾十年來加氫技術發展迅速，加氫催化劑活性得到了巨大的提高，而加氫反應器及其內構件的性能對催化劑能否發揮其活性起到極其重要的作用[1]，開發和設計性能優良的固定床加氫反應器內構件是目前研究的主要方向之一。

在固定床加氫反應器中，液相在催化劑床層中的分布效果對反應器的穩定運行和產品質量有很大影響[2]。液相分布不均勻可能會使催化劑效率大大降低，并導致催化劑床層局部過熱和催化劑結焦失活。氣-液分配盤作為固定床加氫反應器中的重要內構件，其作用是使氣-液兩相進行相互接觸，利用氣相對液相的破碎和分散作用，將液相均勻地噴灑在催化劑床層表面，氣-液分配盤的性能決定了液相能否在催化劑床層表面實現均勻分布[3]。氣-液分配盤通常是由許多氣-液分配器按某種特定的排列方式安裝在塔盤上，塔盤上所有氣-液分配器的分配效果疊加形成氣-液分配盤的分配效果。一個氣-液分配盤上一般分布有成百上千個氣-液分配器，由于計算機性能的限制，氣-液分配盤的模擬研究不易實現，所以單個氣-液分配器分配效果的研究顯得尤為重要。筆者從液相噴灑面積、液相分布不均勻度以及壓降3個方面考察單分配器的分配性能。工業上采用的大多數分配器按工作原理可分為抽吸型、溢流型、噴射型和組合型4類[4]。其中溢流型分配器結構簡單，分配點密度高，液位差為主要驅動力，適用于更寬范圍的氣相負荷；缺點是對液體高度變化敏感，抗塔板傾斜能力很差，液相入口很容易結焦或被碎屑堵塞[5]。

Raynal等[6]使用計算流體力學軟件對溢流型分配器進行了2D及3D的模擬，選用流體體積函數VOF模型，探究了溢流型分配器的流動狀態，并確定了液相流動對分配器的分配效果有顯著影響。Alvarez等[7]使用計算流體力學軟件，研究了分配器下方催化床層截面的液相噴灑狀況，得到了溢流型分配器的流體力學行為。侯亞飛等[4-5]和柳士開等[8]選用歐拉-歐拉多相流模型和RNGk-ε兩方程湍流模型對溢流型、抽吸型和噴射型分配器的性能進行了數值模擬，并對3種分配器進行了結構優化。李登穩等[9]對文丘里型分配器進行了數值模擬，使用了標準、RNG和可實現的3種k-ε湍流模型，結果表明，3種湍流模型的模擬結果相差甚微，并通過冷模實驗證明了模擬結果的準確性。

筆者基于溢流型分配器結構特點，設計了一種液體分布均勻、液相噴灑面積大以及壓降低的固定床加氫反應器分配器，并對溢流型分配器進行了數值模擬與結構優化。

1 模型驗證

中國石化石油化工科學研究院設計并搭建了直徑500 mm的冷模實驗裝置，采用空氣-水體系對聯合油公司生產的UOC型氣-液分配器進行了CFD模擬，并對比實驗數據和模擬數據，以驗證模型的可靠性[10]。其中幾何模型、網格劃分、流體力學模型、控制方程以及邊界條件等見參考文獻[5]。

與文獻[10]中實驗測量的數據相同，筆者同樣考察了分配器下方150 mm橫截面液相體積分數的徑向分布，模擬數據與實驗數據對比結果如圖1所示。由圖1可知，模擬數據與實驗數據吻合較好，說明所選模型能夠體現分配器中的實際氣-液流動狀態，為后續分配器的模擬與優化奠定了基礎。

圖1 水體積分數徑向分布模擬數據與實驗數據對比Fig.1 Comparison of water volume fraction radialdistribution between experiment and simulation

2 溢流型分配器結構優化

2.1 基本構型模擬

2.1.1 基本構型結構

該溢流型分配器結構較為簡單，其頂部側方對稱開有2個矩形切口作為氣相入口，氣相入口上部設置擋板用于阻止液相從頂部直接流入分配器內，分配器下部三側錯位開6個圓孔作為液相入口，降液管底部未設置碎流板，具體結構如圖2所示。

圖2 溢流型分配器三維模型Fig.2 Three-dimensional model of overflow distributor

2.1.2 模擬條件

以國內某石化裝置固定床加氫反應器的基礎物流數據和氣-液相物性參數作為模擬數據，該反應器的基礎物流數據和氣-液相物性參數分別如1和表2所示。

表1 反應器基礎物流數據Table 1 Reactor basic logistics data

表2 氣-液相物性參數Table 2 Physical parameters of gas and liquid phases

該反應器分配盤上布置有1153個溢流型分配器。根據加氫反應器的總處理量以及溢流型分配器的個數計算每個溢流型分配器的氣-液相負荷，單個溢流型分配器的氣相流量為3.0708 m3/h，液相流量為0.3687 m3/h，氣液相總流量為3.4395 m3/h。按溢流型分配器間距確定單個分配器計算域直徑為0.236 m，計算域橫截面面積為0.04374 m2。反應器入口處氣-液相混合速率為0.02184 m/s，液相體積分數為0.1072。

2.1.3 模擬結果分析

通常情況下加氫裝置中分配盤下方200 mm橫截面為顆粒填充物。分配器下方200 mm橫截面的液體分布情況見圖3。由圖3(a)可以看出，該分配器下方200 mm橫截面的液相噴灑直徑范圍約為-0.096～0.086 m，液相分布略偏離分配器中心。該分配器直徑為28 mm，液相噴灑范圍的直徑為分配器直徑的6.5倍，噴灑面積為0.026 m2。由圖3(b)可以看出，分配器下方200 mm橫截面液相速率峰值為1.19 m/s，液相速率分布也存在偏心(速率峰值不在分配器中心)現象。另外經過后處理計算得到分配器的壓力降為117.81 Pa。

圖3 分配器下方200 mm橫截面處的液體分布情況Fig.3 Liquid distribution at 200 mm below the distributor(a) Liquid volume fraction； (b) Liquid volume velocity

為了對分配器的液體分布性能進行定量比較，筆者引入液體分布不均勻度的概念，其定義式如式(1)所示[11]。

(1)

2.2 分配器結構優化

2.2.1 氣相入口結構優化

氣相入口的變化會影響氣相的進氣速率和流動狀態。在氣相入口面積不變的前提下，氣相入口優化考察5種情況，分別為：側方1口、側方2口(基本構型)、側方3口、側方4口、側方5口。5種分配器結構如圖4所示，計算結果如圖5和表3所示。

圖4 5種分配器的三維模型Fig.4 Three-dimensional models of five distributorsGas inlet structure: (a) 1 Hole; (b) 2 Holes; (c) 3 Holes;(d) 4 Holes; (e) 5 Holes

圖5 分配器下方200 mm橫截面液相體積分數云圖Fig.5 Contour of the liquid phase volume fraction on the200 mm horizontal plane below the distributorGas inlet structure: (a) 1 Hole; (b) 2 Holes;(c) 3 Holes; (d) 4 Holes; (e) 5 Holes

如圖5所示，5種構型在分配盤下方200 mm橫截面的液相分配狀況相似，僅側方4口的液相體積分數深色部分的面積較小。由表3可知:分配器的氣相入口為側方4口時的液相噴灑面積最大，約為0.036 m2；側方4口分配器的不均勻度最小，與基本構型側方2口分配器相比有明顯改善；比較壓降計算結果，5種構型中側方4口壓降最低，為117.07 Pa。

表3 氣相入口結構優化計算結果Table 3 Calculation results of the gas inletstructure optimization

根據以上計算結果綜合分析可知，對氣相入口進行優化的5種結構中，氣相入口結構為側方4口時，整體性能最佳。液相噴灑面積比基本構型增大了24.91%；液相分布不均勻度比基本構型減小了6.73%；壓降也最小。因而，以氣相入口為側方4口的分配器為基準進行下一步優化。

2.2.2 液相入口半徑優化

分配器的分配性能也受到液相入口半徑的影響，液相入口較大時，液相的處理量不變，面積越大，液相流速越低，液相沿壁流動效果就會越嚴重，液相不能被有效分散，從而影響分布效果；而液相入口較小時，液相可能會在分配盤上不斷積累，導致液相從分配器頂端的氣相入口流入，影響分布效果[5]。因而需要對分配器的液相圓形入口半徑進行優化。5種分配器計算結果如圖6、圖7與表4所示。

從圖6和圖7可以看出，液相入口半徑為2 mm時，液相沿頂部氣相入口進入，存在嚴重的中心匯流現象，中心區域體積分數較大，原因主要是和液相入口結構有關。液相入口為小孔，一定的液位高度的流體通過小孔，當孔徑較小，流體流速較大時，流體在管中心匯合，形成中心匯流。液相入口半徑為3～6 mm的液相體積分數相差不大。由表4可知:液相入口半徑為3 mm的分配器液相沿徑向的分布范圍最大，4 mm次之，5 mm和6 mm的噴灑面積相同且最小；液相入口半徑為3 mm的分布不均勻度最小，為0.1486； 5種分配器中液相入口半徑為2 mm的分配器壓降最小，半徑為3 mm的壓降次之。

圖6 分配器縱截面液相體積分數云圖Fig.6 Contour of the distributor vertical section liquid volume fractionLiquid inlet radius/mm: (a) 2; (b) 3; (c) 4; (d) 5; (e) 6

圖7 分配器下方200 mm水平面液相體積分數云圖Fig.7 Contour of the liquid phase volume fraction on the200 mm horizontal plane below the distributorLiquid inlet radius/mm: (a) 2; (b) 3; (c) 4; (d) 5; (e) 6

表4 液相入口半徑優化計算結果Table 4 Optimization calculation results of liquid inlet radius

根據以上計算結果綜合分析可知，液相入口半徑為3 mm的分配器不均勻度最小，壓降較低，噴灑面積最大。因而，選用液相入口半徑為3 mm圓孔的分配器作為優化構型，并以此結構為基礎進行優化。

2.2.3 液相入口排列方式優化

分配器側壁上的液相入口可有多重排列方式，其對分配器性能也有較大的影響，因而對液相入口的排列方式進行模擬優化。在液相入口半徑為3 mm的前提下，考察6種分配器結構，分別為一側錯開型、兩側錯開型、三側錯開型、兩側并列型、三側并列型和四側并列型，結構形式如圖8所示。

圖8 6種分配器的三維模型Fig.8 Three-dimensional models of 6 dispensersArrangement of liquid inlet: (a) 1 Side stagger; (b) 2 Sides stagger;(c) 3 Sides stagger; (d) 2 Sides parataxis;(e) 3 Sides parataxis; (f) 4 Sides parataxis

由圖9可知，一側錯開型和兩側錯開型的液相分布均存在較為嚴重的偏心現象，三側并列型中心匯集區域較小，其余構型的液相分布效果相似。由表5可知：3種錯開型分配器的液相噴灑面積相同，3種并列型分配器的液相噴灑面積相同，并列型的液相噴灑面積略大于錯開型，但相差不大；并列型的分布不均勻度均低于錯開型，其中三側并列型分配器的分布不均勻度最低，為0.1462；并列型分配器的壓降均比錯開型分配器大，在并列型分配器中以三側并列型最小為128.14 Pa，比三側錯開型高9.46%，但其壓降增大的幅度是可以接受的。

圖9 分配器下方200 mm橫截面液相體積分數云圖Fig.9 Concentration cloud map of liquid phasevolume fraction in the horizontal plane of200 mm below the distributorArrangement of liquid inlet: (a) 1 Side stagger; (b) 2 Sides stagger;(c) 3 Sides stagger; (d) 2 Sides parataxis;(e) 3 Sides parataxis; (f) 4 Sides parataxis

表5 液相入口排列方式優化計算結果Table 5 Optimization calculation results of theliquid inlet arrangement

根據模擬結果可以看出，由于錯開型分配器的每個液相入口高度不同，導致各液相入口的進液量不同，從而使液相分率峰值偏離分配器中心，影響分配盤上各個分配器下方液相的有效均勻疊加。三側并列型分配器的分布不均勻度最小，且無偏心現象，壓降在可接受范圍內，故選擇三側并列型分配器進行下一步優化研究。

2.2.4 碎流板結構優化

從上面的模擬情況可以看出，經過以上初步優化后的溢流型分配器仍存在液相中心匯流現象，考慮在分配器下方20 mm處添加與分配器內徑等徑的碎流板。考察6種情況，分別為無碎流板、平板不開孔、平板開三孔、平板開四孔、平板開六孔和平板開八孔。5種碎流板結構如圖10所示。

圖10 5種分配器碎流板結構Fig.10 5 Types of the distributor fragment structureDebris flow plate structure: (a) Flat plate without holes; (b) 3 Holes; (c) 4 Holes; (d) 6 Holes; (e) 8 Holes

由圖11可知：添加碎流板后，分配器下方低高空處出現了無液相區域，但在距離分配器底部一定距離后，無液相區域消失；由于添加碎流板后，氣液混合物在碎流板作用下向兩側分散，可有效消除中心匯流現象，當碎流板開孔后，部分氣液混合物通過開孔流動，減少了氣液混合物的動量，擴散角減小，所以添加平板不開孔型碎流板分配器的噴射角度最大。由表6可知：在添加碎流板的分配器中，碎流板開孔后，噴灑面積明顯比不開孔的小，隨著開孔個數的增加，單孔面積的減少，噴灑面積逐步增大，平板不開孔碎流板的噴灑面積最大，為0.044 m2，比無碎流板分配器大22%；平板不開孔碎流板的分布不均勻度最小，為0.1399，與基本構型相比降低了9.4%，對于開孔碎流板，其基本趨勢為碎流板開孔數量越多，分布不均勻度越小；所有添加碎流板后的分配器壓降幾乎一致，均高于無碎流板的分配器。這是由于碎流板的阻礙作用，增加了分配器的壓力損失，故而壓降增加。但壓降僅增加了10 Pa，增長幅度較小，在可接受范圍內。

圖11 分配器縱截面液相體積分數云圖Fig.11 Distributor vertical section liquid volume fraction cloud imageDebris flow plate structure: (a) No debris flow plate; (b) Flat plate without holes; (c) 3 Holes; (d) 4 Holes; (e) 6 Holes; (f) 8 Holes

表6 碎流板結構優化計算結果Table 6 Calculation results of structure optimizationof debris flow plates

根據模擬結果可知，與基本構型相比，添加平板不開孔型碎流板分配器的分布效果更好，噴灑面積最大，與基本構型相比增加了69.2%，分布不均勻度最低。因此推薦采用添加平板不開孔型碎流板的分配器。

3 結 論

在某加氫裝置操作工況條件下，對溢流型分配器進行了數值模擬與結構優化，確定了優化后的新溢流型分配器結構：氣相入口為側方四孔，液相入口半徑為3 mm，液相入口排列方式為三側并列，并添加平板不開孔型碎流板。新溢流型分配器相較于基本構型分布不均勻度降低了9.4%，噴灑面積增加了69.2%，分配效果得到了有效提升。