2016, Vol. 33
2. 天津市天大北洋化工设备有限公司, 天津 300072
2. Beiyang Chemical Engineering Equipments Limited Corporation, Tianjin University, Tianjin 300072, China
垂直筛板塔是由日本三井造船公司在1968年前后开发的一种新型并流喷射塔板，具有负荷能力大、传质效率高、压降小、操作弹性大，防自聚堵塞能力等优点，因此该塔板在炼油、甲醇、化肥等行业广泛应用[1, 2]。
新型垂直筛板的传质过程不再是鼓泡状态。如图 1所示，塔内上升气体通过帽罩时形成低压区，再加上塔盘清液层的静压，使塔盘液体在帽罩底隙处被上升气体吸入，经过拉膜雾化，在帽罩内和塔板液层以上空间传质，液层中气泡很少，故塔板上的液层高度即为清液层高度[3, 4]。由于垂直筛板的气液传质机理和鼓泡型塔板不同，故持液量的分布规律与传统塔板区别很大。塔板上持液量的分布规律关系到塔板上压降、漏液量、液体的停留时间、气液接触状况，因此是影响塔板流体力学性能和结构设计的重要参数之一[5, 6]。
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| 图 1 VST气液流动接触状况 Fig.1 VST gas-liquid contact condition |
如图 1所示，RH-VST清液层高度(沿液流方向)分布不均，液面高度存在数个波峰、波谷。造成RH-VST清液层高度不均匀分布的主要原因是帽罩形体阻力、流道的渐缩与渐扩以及帽罩对周围液体的抽吸和提升作用。
针对以上问题，我们在RH-VST基础上，将塔板上原来的矩形开孔改为梯形开孔，帽罩横截面也由矩形相应改为梯形，从而开发了一种梯形孔垂直筛板TH-VST。其出色的导流性能使垂直筛板塔板的持液量分布不均问题显著改善，提高了塔板的操作弹性。
由于清液层高度是塔板持液量的关键参数，故对不同顶角的TH-VST的清液层高度分布进行了实验测量，并与相同结构参数的RH-VST进行了对比实验，确定了具有良好导流性能的梯形顶角范围，给出了持液量不均匀分布程度(参差度)的关联式，为工业应用提供了设计依据。
1 结构特点本次实验的对象是RH-VST和TH-VST，其结构见图 2a)和图 2b)。
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| 图 2 a)矩形孔垂直筛板和b)梯形孔垂直筛板 Fig.2 a) RH-VST and b) TH-VST |
罩体上除了液体进口方向外，其他三面均开雾膜分离孔，以防止气液混合物倒喷而产生返混。罩体下端除了液体出口方向外，其余三面均与塔板间有一定的间隙，以防止液体逆流吸入帽罩内而加剧液面波动。
TH-VST较RH-VST有以下3个特点：1)梯形帽罩由于其外壁结构的平滑过渡使得帽罩的形体阻力和流道的渐缩阻力较矩形帽罩减小；2)梯形帽罩体积的缩小而导致的抽吸和提升作用的减小，使得帽罩区的清液层高度回升；3)梯形帽罩在抽入液体时的推液作用。如图 3所示，VST上的液体在塔板底隙处被气流吸入帽罩，RH-VST气体对液体所产生的吸力与液流方向构成一垂角，对液流没有向前的推动力。TH-VST气体对液体所产生的吸力与液流方向构成1个锐角，从而产生推动液体向前流动的分力F2，加速液体流动，从而减小了参差度，改善塔盘的流体力学性能。
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| 图 3 底隙处液体受力示意图 Fig.3 Schematic diagram of force at the bottom gap |
本实验对4种不同顶角的TH-VST和1种具有相同结构参数的RH-VST进行实验，各塔板的结构参数见表 1。
| 塔板 | 开孔率/% | 顶角 θ/(°) |
| TH-VST-1 | 11.67 | 5.8 |
| TH-VST-2 | 10.00 | 11.4 |
| TH-VST-3 | 8.33 | 17.0 |
| TH-VST-4 | 6.67 | 22.6 |
| RH-VST | 13.33 | 0 |
实验在1 500 mm×400 mm的矩形塔内进行，采用空气-水系统，实验塔分为2层，下层为800 mm×400 mm气体分布板，上层为1块实验塔板，降液管低隙为65 mm，堰长为400 mm，板间距为600 mm。
实验工况范围为：板孔动能因子Fo=6～18 m/s(kg/m3)1/2，堰高hw=40～60 mm，液流强度Lw=12.5～62.5 m3/(m·h)。
实验流程如图 4所示。空气采用9-19-4.5风机输送，气体流量由UG-1涡街流量计测定。水采用IRG-80管道泵输送，液体流量由LZB-80转子流量计测定，由实验塔板流出的液体返回水槽循环使用。
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| 图 4 实验装置及流程图 Fig.4 Experimental equipment and flowchart |
实验采用静压斜管测量板上清液层高度，该方法是将软管的一端连在塔板上的测量点处，软管另一端引出塔外与斜玻璃管液位计(液位计零点与塔板处于同一水平线)相连，构成液位连通器，故斜管内的液位高度就是塔板上清液层高度。
如图 5所示，液位计采用1支倾斜放置的玻璃管，其长度是垂直高度的10倍，这样就将液位计的读数放大了10倍，大大降低了视觉误差。
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| 图 5 清液层高度测量装置示意图 Fig.5 Schematic diagram of measuring device of clear liquid height |
测量点的位置与分布如图 6所示。沿液流方向，塔板上设置了6个不同位置处的清液层高度测量点。为了减小测量位置处液面波动带来的误差，每个测量位置设置了2个关于塔板纵向中心线对称的测量点，取这2个对称的测量点的清液层高度平均值得到该位置处的清液层高度hi(i=1～6)。
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| 图 6 测量点的位置示意图 Fig.6 Schematic diagram of the measurement position |
垂直筛板塔盘上的清液层高度分布与其结构设计和操作状况密切相关，目前在这方面还没有合适的数据和理论计算公式可以利用。传统的梯度计算存在正负梯度抵消的情况，而各塔板持液量在分布图上重叠交错，不能清晰地区分各种塔板持液量的不均匀分布性能的优劣。为便于评价垂直筛板塔板上持液量的不均匀分布程度，我们用参差度Δ来表示，参差度越大，说明液面波动剧烈，分布效果越差；参差度越小，持液量分布越均匀，其计算公式为式(1)。
| $\Delta ={{10}^{4}}\frac{1}{n}\sum\limits_{i=1}^{n}{{{\left( \frac{{{h}_{i}}-\bar{h}}{{\bar{h}}} \right)}^{2}}}$ | (1) |
式(1)中：n为清液层高度测量点总数，n=6；hi为塔板上第i个测量位置处的清液层高度；$\bar{h}$为整个塔板的平均清液层高度。
在同一冷模实验装置上，采用同样的测试方法对TH-VST和RH-VST塔板进行了对比实验，测得了塔板上6处不同位置处的清液层高度，从而得出不同操作状况下的参差度。
3.1 梯形顶角的影响由于篇幅的关系，仅给出在堰高40 mm时的实验结果，其他条件下的实验结果走势与之相同。图 7是hw=40 mm，Fo=12 m/s(kg/m3)1/2时，在不同的溢流强度下RH-VST和TH-VST塔板上的参差度和梯形顶角(RH-VST的顶角为0°)的关系。塔板参差度随着梯形顶角的增大，先减小后增大。TH-VST在大流量下的参差度较RH-VST有明显减小，故更适合在大流量的工况下使用。
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| 图 7 参差度与梯形顶角的关系 Fig.7 Relationship between non-uniform degree and the angle of Trapezoidal hole |
根据动量守恒原理，对塔板上进口截面和出口截面间区域内的液体在单位时间内进行动量衡算(水平液流方向)。在一定工况下，可得动量衡算式：
| $\begin{align} & \frac{Q_{L}^{2}\rho }{{{h}_{1}}{{w}_{1}}}+\frac{1}{2}h_{^{1}}^{2}\rho g+\alpha k{{Q}_{L}}\rho v\sin \theta = \\ & \frac{Q_{L}^{2}\rho }{{{h}_{2}}{{w}_{2}}}+\frac{1}{2}h_{2}^{2}\rho g+\int_{0}^{l}{\left( w+hl \right)\tau \text{d}l+{{f}_{j}}} \\ \end{align}$ | (2) |
在式(2)中，方程两端第1项表示单位时间内流入塔板进口截面和流出塔板出口截面的液体所具有的动量；方程两端第2项表示作用于两截面上由液体静压所产生的水平力；方程左端第3项表示上升气体对所吸入帽罩的液体所产生的沿液流方向的水平推动力；方程右端第3项表示塔板表面和壁面的摩擦阻力；方程右端第4项表示帽罩的形体阻力和流道的渐缩和渐扩等局部阻力。
RH-VST塔板底隙处液体的吸入方向为液流方向的垂向，对液流没有向前的推动力作用。随着梯形顶角θ的逐步增大，推动力沿液流方向的分量不断增加，故参差度有所减小。
随着顶角的进一步增加，塔板开孔率逐渐减小，梯形孔面积减小，导致帽罩体积减小，k值随之减小，进而塔板的帽罩提升量也随之减少，使推动力减弱。再者，随着梯形顶角的增加，帽罩窄边和宽边的差距逐渐增加，使得流体在流动过程中渐缩和渐扩等局部阻力逐渐增加。故当阻力增加超过推动力增加的时候，清液层的参差度又开始增加。
当梯形顶角为4°时，梯形孔窄边较矩形孔缩短了17.5%，开孔率为12.17%。开孔形状能与矩形产生较明显的差别。当梯形顶角为8°时，梯形孔窄边较矩形孔缩短了35%，开孔率为11%，帽罩体积较RH-VST降低了17.5%。能够保证塔板的开孔率与传质效率。且在此范围内，塔板的参差度较小。综合塔板流体力学性能、帽罩形体差别、塔板开孔率和塔板传质效率确定最佳顶角范围为4°～8°。
3.2 液体流量的影响图 8是hw=40 mm，Fo为9 m/s(kg/m3)1/2和12 m/s(kg/m3)1/2时，RH-VST和TH-VST-1上参差度和溢流强度的关系。
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| 图 8 参差度与溢流强度的关系 Fig.8 Relationship between non-uniform degree and liquid weir load |
2种塔板的参差度都随着溢流强度的增大而增大，这是流量的增大使得帽罩的形体阻力和塔板的板面和壁面等摩擦阻力不断增大的缘故。
当溢流强度Lw＜25 m3/(m·h)时，2种塔板上参差度基本一致。当溢流强度Lw＞25 m3/(m·h)时，TH-VST的参差度小于RH-VST。在Fo=12 m/s(kg/m3)1/2，Lw=50 m3/(m·h)时，TH-VST-1的参差度较RH-VST低17.34%。这是因为在液相负荷比较小时，清液层高度低，帽罩提升量较少，梯形孔塔板的推动力很小，加之参差度很小，故对参差度的降低作用不是很明显。随着液相负荷的增加，帽罩提升量也增加，帽罩的抽吸作用使推动力逐步增加，使得参差度较RH-VST也有明显的降低。实验数据也证明了这一点，TH-VST-1进口区域测量点1和2的液位差明显小于RH-VST，导流作用明显。
3.3 气速的影响图 9是hw=40 mm，液流强度Lw=50 m3/(m·h)和62.5 m3/(m·h)时，RH-VST和TH-VST-1上参差度和板孔动能因子的关系。2种塔板的参差度都随着板孔动能因子的增大，先减小后增大。
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| 图 9 参差度与板孔动能因子的关系 Fig.9 Relationship between non-uniform degree and Fo |
根据物料守恒原理，在稳态下，进入塔板空间的液体流量等于离开塔板的液体流量。故塔板入口流量=塔板出口流量+帽罩提升流量+漏液流量+雾沫夹带流量。而塔板出口流量=塔板面积(扣除帽罩)×清液层高度×液体流速。在稳态下，塔板面积和液体流速是一定的，故塔板出口流量则是清液层高度分布的关键参数。雾沫夹带流量很小，可以忽略不计，所以帽罩提升量与漏液流量便是影响清液层高度及分布的重要参数。
随着板孔动能因子的增大，帽罩提升量随之增大，而漏液流量随之减小，二者的综合作用使得板上平均清液层高度先增加后减小。当Fo=6 m/s(kg/m3)1/2时，由于气速较小，漏液流量较大，塔的操作状况不稳定，所以造成清液层高度波动较大。随着气速增大，漏液流量迅速减小，而帽罩提升流量虽然略有增大，但变化不大，此时漏液流量起主导作用，故参差度有所减小。故在气速适中时，参差度最小，操作状态最佳。随着气速进一步增加，漏液量基本保持为0，但帽罩提升流量不断增大，此时帽罩提升流量起主导作用，当Fo=18 m/s(kg/m3)1/2时，帽罩区域和出口区域的清液层高度明显降低，使清液层的分布发生较大变化，故而参差度有所回升。
从两类塔板参差度的对比来看，TH-VST-1的导流性能明显优于RH-VST。在hw=40 mm，Lw=62.5 m3/(m·h)时，TH-VST在不同板孔动能因子下的平均参差度较RH-VST低26.63%。
3.4 参差度的关联式根据实验数据，利用Origin软件对影响参差度的有关参数进行回归，得到了2种塔板参差度的关联式。
RH-VST塔板
| $\begin{align} & \Delta =1.801L_{W}^{1.349}F_{o}^{-0.0853}h_{w}^{-0.730} \\ & {{R}^{2}}=0.92148 \\ \end{align}$ | (3) |
TH-VST塔板
| $\begin{align} & \Delta =12.125{{\theta }^{0.298}}L_{w}^{1.039}F_{o}^{0.1405}h_{w}^{-0.960} \\ & {{R}^{2}}=0.86003 \\ \end{align}$ | (4) |
式(3)和(4)中，Δ为参差度；θ为梯形顶角；Lw为溢流强度，m3/m·h；Fo为板孔动能因子，(m/s)(kg/m3)1/2；hw为溢流堰高，mm。
4 结论1)TH-VST具有良好的导流性能，与传统的RH-VST相比，在大流量的情况下能够有效降低参差度，改善塔板持液量的不均匀分布。
2)参差度随着溢流强度的增加而增加，随着板孔动能因子和梯形顶角的增加，参差度先减小而后又有所回升。具有良好导流性能的梯形顶角范围为4°～ 8°。
3)给出了塔板参差度的计算关联式，为梯形孔塔板的设计开发提供了一定的依据。
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