随着化工行业的发展，精馏塔尺寸逐渐成为制约化工行业向更大规模发展的瓶颈。而填料压降制约着塔径, 且压降越大能耗越大。由于规整填料采用规则的结构固定汽液流动方向，与分散填料相比其压降较小。研究人员不断对规整填料进行改进，以期进一步减小压降。

为减小压降，Li等^[1]将Mellapak 125X改进为波浪式波纹板规整填料，将填料盘间接触区域变为平滑结构，使流体流向改变平稳, 压降减小。Shilkin等^[2]设计出新型填料PD 10，通过减小2股气体间的相互作用减小压降。Lautenschlegera等^[3]对填料PD 10的垫片形状及分布进行了优化，得到效果优于PD10的规整填料。林秀锋等^[4]对多种低压降、高通量的规整填料在空分精馏中的开发应用进行了综述。

在对规整填料的研究中，CFD模拟由于成本低、耗时短且易获得流场数据的特点而备受青睐。如Hosseini等^[5]、Petre等^[6-7]、Tan等^[8]、王韬等^[9]利用CFD对规整填料内的压降、吸收、传质进行了研究。但此方法需要对数据的可靠性进行实验验证，常用的实验验证方法为流体可视化技术。目前有萘升化可视化技术^[10]、显色化学反应可视化方法^[11]、激光诱导荧光技术(LIF)^[12-14]和断层摄影技术(CT)^[15-16]等。

Petre等^[6-7]发现波纹片间产生的压降占全塔压降的65%~72%，这是由气体与填料表面、气体与气体间的相互碰撞2部分产生的。前者产生的压降为有效压降。后者虽在一定程度上强化传质，但大量能量的消耗使得压降升高。Monolith型规整填料在波纹填料间添加整块隔板，将上下2股气体隔开，使得压降大幅度减小。然而，有实验表明^[17]，该结构使液体分布不均，传质性能下降。液体堆积较严重的区域是填料的波谷区域，因此本研究避开波谷区域，将隔板添加至非波谷区，得到改进后的填料Mon-JKB-250Y。采用CFD技术对JKB-250Y和不同隔板边长Mon-JKB-250Y的压降、传质效率和单位压降下的传质系数进行比较，以期得到较适宜的隔板边长，同时采用显色化学反应可视化技术验证CFD数据的可靠性。

1 CFD模拟 1.1 物理模型

以JKB-250Y填料作为研究对象，其填料尺寸为106 mm×147 mm，结构参数如表 1，其中b为填料波长、h为填料高度、d为填料水力直径、α为流道与壁面夹角。2片规整填料间形成若干个传质单元，在每个传质单元的中部加入边长为λ mm的正方形隔板，单个Mon-JKB-250Y传质单元如图 1所示。若干个Mon-JKB-250Y传质单元形成了改进后的填料Mon-JKB-250Y，如图 2所示。实验时，隔板由模具刻出，各隔板之间有少量连接物；CFD模拟时，忽略各隔板间的连接物。取λ=0~21，当λ=0，即为JKB-250Y；当λ=21，即为Monolith型规整填料。

采用ICEM软件对其进行网格划分，对壁面区域进行边界层加密。经网格无关性验证后，采用的网格数约为6 300 000，边界层处网格的最小尺寸为0.1 mm。

1.2 数学模型 1.2.1 控制方程

工程上，在流速不高、压力变化小的场合，由于气体运动所引起的密度变化小，可将其视为不可压缩流体。本研究将气体视为不可压缩流体，对于不可压缩流体，其控制方程如下：

质量方程：

$ \nabla \cdot u = 0 $

(1)

动量方程：

$ \frac{{{\rm{D}}u}}{{{\rm{D}}t}} = g - \frac{1}{\rho }\nabla p + \nu {\nabla ^2}u $

(2)

式(1)~(2)中：u为流体速度，m·s^-1；t为时间，s；g为重力体积力；ρ为流体密度，kg·m^-3；p为流体压力，Pa；ν为流体的运动黏度，m²/s。

1.2.2 湍流模型

由于传质主要发生在填料表面，因此需对壁区的流体流动进行模拟。求解壁区流动一般采用壁面函数法或低雷诺数k-ε模型。由于传质现象受壁区湍流及边界层厚度影响，张燕来等^[19]发现Lam-Bremhorst低雷诺数模型更准确。因此本研究采用Lam-Bremhorst低雷诺数模型。

1.2.3 表面反应模型

将填料中的液体设为壁面物质，故整个流场为气相单相流。气体流经壁面时与壁面物质发生反应，以表面反应模型模拟气相传质过程：

$ \eqalign{ &\sum\limits_{i = 1}^{{N_{\rm{g}}}} {{{g'}_{i, {\rm{r}}}}} {G_i} + \sum\limits_{i = 1}^{{N_{\rm{b}}}} {{{b'}_{i, {\rm{r}}}}} {B_i} + \sum\limits_{i = 1}^{{N_{\rm{s}}}} {{{s'}_{i, {\rm{r}}}}} {S_i}\buildrel {{K_{\rm{r}}}} \over \longleftrightarrow \sum\limits_{i = 1}^{{N_{\rm{g}}}} {g_{i, {\rm{r}}}^n} {G_i} + \cr &\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\;\sum\limits_{i = 1}^{{N_{\rm{b}}}} {{{b''}_{i, {\rm{r}}}}} {B_i} + \sum\limits_{i = 1}^{{N_{\rm{s}}}} {{{s''}_{i, {\rm{r}}}}} {S_i} \cr} $

(3)

式(3)中：g_{i, r}'、b_{i, r}'、s_{i, r}'、g_{i, r}"、b_{i, r}"、s_{i, r}"为气相、吸附项、吸附后生成物的化学计量系数；G_i、B_i、S_i为气相、吸附项、吸附后生成物；N_g、N_b、N_s为气相、吸附项、吸附后生成物的物种种数；K_r为反应常数。

1.2.4 传质模型

在含有化学反应的过程中，质量传递方程为：

$ \frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\rho {Y_i}} \right) + \nabla \left( {\rho {Y_i}u} \right) = - \nabla {J_i} + {R_i} + {S'_i} $

(4)

式(4)中：Y_i为组分i的质量分数；J_i为组分i的扩散通量，kg·m^-2·s^-1；R_i为化学反应的净产生速率，kmol·s^-1；S_i'为额外产生速率，kmol·s^-1。本研究计算的流体为单相流体，故S_i'=0。式(4)中的Y_i、R_i都可由表面反应模型得到，式(4)得到的J_i即传质速率。

1.2.5 边界条件设置

入口采用速度入口，氨气的质量分数为0.01，JKB-250Y的F因子为0.9~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5，出口采用压力出口，壁面采用恒壁温，无滑脱边界条件。其中：F因子为气相动能因子，$ F = u\sqrt \rho $，u为气体的空塔速度，m·s^-1，ρ为气体密度，kg·m^-3。

2 实验 2.1 实验原理

采用显色化学反应可视化技术^[11]测量规整填料内氨气的传质系数，实验装置如图 3所示。

将贴有滤纸的规整填料固定在基准点上，与8片同型号不贴滤纸的规整填料组成填料盘放入风洞，由定量罐控制的氨气与空气混合后由左侧进入，发生如下反应：

$ \begin{array}{l} \;\;\;\;\;\;\;\;\;\;{\rm{N}}{{\rm{H}}_3} + {{\rm{H}}_{\rm{2}}}{\rm{O}} \Leftrightarrow {\rm{NH}}_4^ + + {\rm{O}}{{\rm{H}}^ - }\\ 2{\rm{N}}{{\rm{H}}_4}{\rm{OH + MnC}}{{\rm{l}}_2} \to 2{\rm{N}}{{\rm{H}}_4}{\rm{Cl + Mn}}{\left( {{\rm{OH}}} \right)_2}\\ \;\;\;\;\;\;{\rm{Mn}}{\left( {{\rm{OH}}} \right)_2} + {{\rm{H}}_{\rm{2}}}{{\rm{O}}_2} \to {\rm{Mn}}{{\rm{O}}_2} \downarrow + 2{{\rm{H}}_{\rm{2}}}{\rm{O}} \end{array} $

具体过程为：将浸满双氧水(H₂O₂)和氯化锰(MnCl₂)混合溶液的滤纸贴在填料表面，当NH₃接触到滤纸后，迅速与之发生反应，使得滤纸表面颜色发生变化。将变色后的滤纸置于HPScanjet 4850扫描仪(标准分辨率为4 800×9 600 dpi)中进行彩色图像处理，选取红色数值(R)表征颜色强度，用于反映产物MnO₂的量。整个过程由气相传质阻力控制，产物的多少反映气相传质系数的大小。

传质过程为：

$ \int_{t = 0}^{{t_1}} {{N_{\rm{i}}}{\rm{d}}t} = \int_{t = 0}^{{t_1}} {k\left( {{C_{\rm{i}}} - {C_{\rm{w}}}} \right){\rm{d}}t} $

(5)

由于氨气易被吸收且反应迅速，可近似认为壁面浓度C_w=0，主体浓度C_i为常数，故：

$ k = \frac{{NV}}{m} $

(6)

式(6)中：N_i为氨气单位时间单位面积的传质量，又称传质速率，kg·m^-2·s^-1；k为氨气的气相传质系数，m·s^-1；C_i为氨气的主体浓度，kg·m^-3；C_w为氨气的壁面浓度，kg·m^-3；N为氨气的总传质量，kg·m^-2；V为混合气体的流量，m³·s^-1；m为氨气质量，kg。

2.2 标定原理

依据文献^[10]，在雷诺数为0~600 000范围内，传质系数和气体流速之间的关联式为：

$ j\sqrt {\frac{{G{D_{\rm{P}}}}}{\mu }} = 1.08 $

(7)

$ j = \frac{{kS{c^{2/3}}}}{u} $

(8)

式(7)~(8)中：Sc为Schmidt常数；G为混合气体的质量流率，kg·s^-1；D_p为标定所用薄片的水力直径，m；μ为混合气体的黏度，Pa·s。

标定方法如图 4所示，在风洞中心放置正方形薄片(20 mm×20 mm)，将同等大小润湿后的滤纸贴在薄片上。使流速u保持不变，通过改变进气量m得到不同传质量N，从而建立N与R之间的关系。

3 结果与讨论 3.1 湍动能

如图 5所示为当F=2.1 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时，JKB-250Y，Mon-JKB-250Y (λ=12.6 mm)的一个传质单元的对称面的湍动能云图，体现的是传质单元内流体的湍流强度。

由图 5a)知，JKB-250Y的下部平行区域和上部三角区域湍流强度不大，2区域连接处湍流强度最大，因为上下2股流体在该处相遇，扰动增大、阻力增加。由图 5b)知，在上下部分间加入隔板后，大大减小了交叉区域的湍动能，因为隔板将该处的2股流体隔开，扰动减弱，压降势必减小。湍动能减小是压降减小的一个本质原因。该规律在其余隔板尺寸时相似。

3.2 压降 3.2.1 F因子的影响

如图 6所示为JKB-250Y，Mon-JKB-250Y(λ=12.6 mm)的压降与F因子的关系。

如图 6所示，由于能量损失与气相流速呈指数关系，即与F因子呈指数关系。因此，压降随F因子的增大呈指数地增加。该规律在其余隔板尺寸时相似。

Mon-JKB-250Y(λ=12.6 mm)较JKB-250Y而言，内置隔板减弱了2股交叉流动流体间的碰撞，能量损失降低，压降减小。在F=0.9~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时，压降减小了28%~32%。

3.2.2 隔板边长的影响

如图 7所示为F=1.2、2.1、2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时，Mon-JKB-250Y的压降与隔板边长的关系。

为获得最适宜隔板边长，图 7得到了压降与隔板边长的关系曲线。由图 7可知，压降随隔板边长的增加而减小，即隔板边长越大，越能有效减小交叉通道内的两股流体碰撞，减小能量损失，但两者不呈线性关系。

当F=2.7、2.1、1.2 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5，λ=16 mm时压降的最大减小幅度分别为44.7%、42.3%、38.3%。当λ=16.8 mm时，压降分别减小了39.4%、38.7%、36.9%，其减小压降的平均效果已达到加入整片隔板(λ=21 mm)的88%以上。

3.3 传质效率

根据双膜理论，采用N_i=kA(C_i-C_w)考察规整填料的传质效率，往往同时关注传质面积A和平均传质系数k。

加入隔板后，传质面积增加、比表面积a增加。不同隔板边长的Mon-JKB-250Y比表面积和本模型尺寸下的传质面积如表 2所示。

3.3.1 F因子的影响

如图 8和图 9所示分别为JKB-250Y，Mon-JKB-250Y(λ=12.6 mm)的k与F因子的关系及kA值与F因子的关系。

由图 8可知，由于平均传质系数k与流速呈正比关系，即与F因子呈正关系，故随着F的增加，总传质效率增加。该规律在其余隔板尺寸时相似。

较JKB-250Y而言，Mon-JKB-250Y(λ=12.6 mm)由于加入隔板后，气相碰撞产生的涡流减少，使得强化传质的能力减弱，进而传质系数k减小。在F=0.9~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5范围内，k减小10.8%~12.6%。

但传质面积A增加18.3%，其增加的程度大于传质系数k减小的程度。由图 9知，在F=0.9~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5范围内，kA增加3.1%~5.5%，即总传质效率增加3.1%~5.5%。

3.3.2 隔板边长的影响

如图 10和图 11所示为F=1.2、2.1、2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时Mon-JKB-250Y的k与隔板边长的关系及kA值与隔板边长的关系。

由图 10知，随着隔板边长的增加，气相碰撞产生的涡流减少，使得强化传质的能力减弱，进而传质系数k减小。F=2.7、2.1、1.2 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时传质系数k最多可分别减少26.1%、26.4%、27.6%。当λ=16.8 mm时，传质系数k分别减少10.9%、10.8%、12.0%。

但是，随着隔板边长的增加，传质面积A增加。λ=21.0 mm时，传质面积A增加46.76%;λ=16.8 mm时，传质面积A增加32.5%。其增加程度大于传质系数k的减小程度。故总传质效率随隔板边长的增加而增大。由图 11知，F=2.7、2.1、1.2 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时总传质效率最大可分别提高8.2%、8.1%、5.9%。当λ=16.8 mm时，总传质效率已分别提高约7%、6.9%、5.2%，其提高总传质效率的效果已达到加入整片隔板(λ=21 mm)的85%以上。

3.4 单位压降下的传质系数 3.4.1 F因子的影响

如图 12所示为JKB-250Y，Mon-JKB-250Y (λ=12.6 mm)的单位压降下的传质系数(k/Δp)与F因子的关系。

由图 12知，因为传质系数k与F因子呈正比关系，压降Δp与F因子呈指数关系，所以随着F因子的变大，Δp的增加程度比k的增加程度大，故单位压降下的传质系数减小。

较JKB-250Y而言，Mon-JKB-250Y(λ=12.6 mm)传质系数k虽然有所减小，但压降Δp减小的程度更大，故在F=0.9~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5范围内，单位压降下的传质系数提高了约29%~38%。

3.4.2 隔板边长的影响

图 13所示为JKB-250Y、Mon-JKB-250Y单位压降下传质系数(k/Δp)与隔板边长的关系。图 14为Mon-JKB-250单位压降下的传质系数提高率与隔板边长的关系。

图 13得到了在F=1.2、2.1和2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时单位压降下传质系数(k/Δp)随隔板边长的变化曲线。由于传质系数k和压降Δp均随隔板边长的增加而减小，由图 13知两者的比值出现了极值，即存在一个最适宜隔板边长，使得k/Δp的值最大。最适宜隔板边长随着F的增加而增加，即流体流速越大，隔开上下2股流体需要的隔板越大。在F=1.2~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5范围内，最适宜隔板边长为14.7~16.8 mm。

由图 14知，F=1.2、2.1、2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5时，单位压降下的传质系数最高可分别提高约30%、33%和37%。

3.5 标定曲线

当F=1.5 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5、T=300 K、P=101.325 kPa时，标定实验得到的N与R的关系如式(9)所示：

$ N = B\exp \left( { - R/C} \right) + D $

(9)

式(9)中：B=5.48；C=119.20；D=-0.75。

3.6 CFD模拟结果验证

如图 15所示为JKB-250Y和Mon-JKB-250Y(λ=16 mm)k值的CFD模拟数据和实验数据比较图。

分别对JKB-250Y和Mon-JKB-250Y(λ=16 mm)采用显色化学反应可视化技术进行分析，比较实验数据与CFD模拟数据。由图 15可知，CFD模拟结果与实验结果平均相对误差小于10%，故模拟结果可靠。

4 结语

通过CFD对JKB-250Y规整填料内流体的流动和传质特性的模拟，并佐以显色化学反应可视化实验研究验证，探讨了F因子和规整填料内置隔板边长对压降及传质的影响，得出以下主要结论：

1) 随着F的增加，压降增加、总传质效率增加、单位压降下的传质系数减小。

2) 增大内置隔板边长，压降减小、总传质效率增加、单位压降下的传质系数先增加后减小。在F=1.2~2.7 m·s^-1·(kg·m^-3)^0.5范围内，隔板边长为14.7~16.8 mm的Mon-JKB-250Y是最适宜方案。

3) 优化方法可以减小压降、提高传质性能，该方法对规整填料的优化具有一定的参考价值，且具有一定的实际运用价值，但对于不同型号的规整填料，最适宜内置隔板边长还需要做进一步的研究。