我国拥有丰富的锂资源,但约有85%的锂存在于盐湖卤水[1],吸附法可直接从原始卤水中分离低浓度锂,工艺简单,环境友好,易规模化,锂离子选择性好,回收率高,是盐湖提锂的关键技术之一[2]。锂吸附剂制成球形等散装填料[3],利用液固吸附塔实现提锂。液体分布器对填料塔的流体力学性能和传质效率有着重要影响,决定了液体在填料床层分布的均匀性,是保证吸附效率的关键构件[4-5]。吸附剂填充高度过大时,塔内流体会出现沟流、壁流等不均匀分布的现象,吸附效率严重下降[6],需要液体再分布器重新均布流体。
槽式液体分布器因其性能稳定而广泛应用,但作为再分布器,自身没有集流结构,无法有效收集从上段填料层流出的液体,需要液体收集器配合,空间高度占用较大[7]。现有文献报道的液体再分布器多用于气液相共存的填料塔中,结构设计时多考虑气体的流通和分布问题,且气液间相互作用会促进液体分散。而在盐湖卤水提锂工艺中,吸附塔属于液固体系[8],仍采用针对气液固共存体系设计的液体再分布器,效果会受到影响。目前,针对该体系塔的液体再分布器研究较少,常见的有花型液体再分布器[9],其实际上是长度较短的中空倒锥,锥体小端呈花瓣型,花瓣之间安装伸向中心区的“凸杆”,将壁流导入中心区域[10]。但中心区域仅作为流体通道,没有设计均布液体的结构。当其应用于液固吸附塔时,中心区域因没有布液结构难以有效实现液体再均布。
针对上述不足,本文提出将液体再分布器设计成标准椭圆形封头的形式,利用椭球面将壁流引导至中心实现集流,利用中心孔和环缝实现液体再分布。利用计算流体力学(CFD)方法研究侧面环缝数量、尺寸及位置对液体分布状态的影响,优化标准椭圆封头式液体再分布器的性能。
1 方法
1.1 几何结构
标准椭圆封头式液体分布器在吸附塔内的位置及其结构如图1 所示,基本尺寸如下：直径600 mm,高150 mm,底面圆孔直径60 mm,侧面环缝的宽度、数量和开缝位置优化研究方案如表1 所示。将其置于直径600 mm、高6 350 mm 的吸附塔中,距液体入口25 mm.为研究液体再分布器对壁流效应的抑制作用,将液体入口划分为主流区和壁流区,壁流区宽度为15 mm.
表1 侧面环缝优化研究方案
Table 1 Optimization research scheme of side circumferential seam
①侧面环缝位置以沿长轴到中心的距离为标准衡量；②对照组3中的各结构分别以a-1至c-2命名。
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图1 吸附塔及液体再分布器示意图
Fig.1 Schematic diagram of adsorption tower and liquid redistributor
1.2 流体物性及边界条件
选用青海某盐湖的相关数据,在0.5 m 水深处,卤水的主要成分及物性参数如表2所示[11]。
表2 卤水的主要成分及物性参数
Table 2 Main components and physical parameters of brine
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以CFD 软件Fluent为基础,入口边界条件选择速度入口,总流量0.61 m3/h,主流区和壁流区的流速值根据流量与面积占比计算。李春利等[12]、TEMPLEMAN et al[13]研究表明,直径600 mm 的常规鲍尔环填料塔中,平衡壁流分率约30%,颗粒散堆填料塔的平衡壁流分率可达40%以上。本文取二者的中间值,将壁流量设为总流量的35%,出口边界条件设为自由出流,塔壁面设为无滑移边界条件。
由于本课题特殊的应用背景,整个流体计算域内仅为液体单相流,故采用稳态模型,湍流模型选用标准k-ε模型,压力-速度耦合采用SIMPLE 算法,动量、湍动能和耗散率方程均采用二阶迎风格式解算。
1.3 网格无关性验证及实验对比
采用四面体网格划分方式,并在环缝位置进行局部加密,网格数量分别设为1.66×106、2.44×106、3.22×106,在相同条件下观察网格数量对计算结果的影响。图2是液体再分布器下方2 000 mm时液相速度沿径向的分布曲线,不同网格数量的模拟结果相差不大,可以认为CFD 模型网格数量对模拟结果没有影响。考虑到计算精度与时间成本,最终选择将网格数量控制在2.44×106个左右。
图2 网格数量无关性验证结果
Fig.2 Grid quantity independence verification results
为了验证计算模型的准确性,采用上述模拟方法,参照修云飞[14]的排管式液体分布器冷模水力学实验,建立1/2支管4的模型,选取静止工况下4-1至4-4出液口的流量数据进行对比,分析结果如图3所示。通过计算得到各出液口实验与模拟流量值的相对误差绝对值最大为8.57%,最小仅0.73%,平均误差为1.17%.修云飞[14]的模拟结果与实验结果之间的最大误差为9.4%,平均误差为4.7%.因此,认为本文所建数值模型较为准确,可用来进行液体分布器相关性能的研究。
图3 静止工况下实验与模拟流量值对比
Fig.3 Comparison of experimental and simulated flow values under static conditions
1.4 数据分析方法
液相分布均匀性是评价液体再分布器分配性能的一个重要指标,本文使用两种方法进行分析。
1) 基于流速的液体分布不均匀度。于坤等[15]、MARCANDELLO et al[16]在实验中采用液体分布不均匀度定量评估液相分布均匀性,如式(1)所示：
其中,n为监测区数量,本文以壁流区厚度为参考,每隔15 mm 取一圆环监测体积流量,中心监测区是半径15 mm 的圆,从内向外依次标记为1-20,因此n取20；u为吸附塔平均液体表观线速度,ui为各监测区液体表观线速度,i=1,2,…,n.Mf为液体分布不均匀度,介于0～1之间[17-18],Mf为0表示各监测区域液相速率相同,为完全均匀的理想分布状态,Mf为1表示液体只有1个区域有液体通过,为最差分布状态。
2) 基于流量的分布均匀性。上述基于流速的液体分布不均匀度评价方法可用来定量描述液体分布质量的优劣,但只能针对全局进行评价,不能反映引起偏差的原因,无法为液体再分布器的设计指出具体的改进方向。因此,又引入了基于流量的分布均匀性评价方法。MOORE et al[19]提出了监测面积与流量成正比的假设来评价液体分布器的分布质量,即将各监测面积占总面积的百分比等于各监测面体积流量占总流量的百分比作为理想分布状态。其中,将各监测面液相体积流量占整个截面上液相总流量的百分比定义为液相体积流量分率,并采用CORREL函数得到各结构监测面上液相体积流量分率与理想分布状态的相关系数R以评价液体再分布器的分配性能,R值越接近1,认为其分布效果越好。同时,因为本结构是基于花型液体再分布器主流区液体分配不均进行改进的,所以采用本方法对主流区进行评价,观察主流区液体的分布均匀性。
2 结果与讨论
2.1 侧面环缝数量的影响
表1中的对照组1是仅改变侧面环缝数量的对比结构。由图4可知,本设计的平衡壁流分率较初始状态降低了30%以上,远低于初始状态,认为可以很好地打破壁流效应。同时,几种液体再分布器的液相分布不均匀度在0.1以下。对照两类常用的液体分配器,BL 型分配器的液体分布不均匀度为0.318,溢流型分配器基本构型的分布不均匀度为0.154 4,本设计具有良好的液体再分布性能。
图4 不同侧面环缝数量的平衡壁流分率及其液相分布均匀性
Fig.4 Equilibrium wall flow fraction and liquid phase distribution uniformity of the number of different side circumferential seams
再分布器下方1 m 处(流动基本达到充分发展状态)各监测面液体分布情况如图5所示。受无滑移边界条件影响,越靠近边壁流速越小,因此液相体积分率无法达到理想分布状态。标准椭圆封头式液体再分布器提高了紧邻壁流区的4个监测区内液相体积流量分率,其相关系数高于花型液体再分布器。环缝数量增加,相关系数值增大,但增加幅度却显著降低。环缝数量超过3,液相分布均匀性提高有限,但会显著削弱再分布器强度,安全隐患较高。综合考虑,环缝数量以3为宜。
图5 液体再分布器下方1 000 mm 处主流区的液体分布
Fig.5 Liquid distribution in the main flow area 1 000 mm below the liquid redistributor
2.2 侧面环缝尺寸的影响
在环缝数量为3的基础上进一步优化缝隙尺寸(表1中的对照组2).从图6可以发现几种结构都有效抑制了壁流的发展。虽然花型再分布器的平衡壁流分率最低,但液相分布不均匀度却高于其他结构,其原因在于花型分布器过分削弱了紧邻壁流区的3个监测区内液相体积流量分率(如图7所示)。环缝尺寸为7 mm 时,主流区液体分布与理想分布的相关系数超过0.95,达到最佳。
图6 不同侧面环缝尺寸的平衡壁流分率及其液相分布均匀性
Fig.6 Equilibrium wall flow fraction and liquid phase distribution uniformity with different side circumferential seam sizes
图7 液体再分布器下方1 000 mm 处主流区的液体分布
Fig.7 Liquid distribution in the main flow area 1 000 mm below the liquid redistributor
如图8所示,环缝尺寸为4 mm 时,液体再分布器下方存在较大的旋涡,随着环缝尺寸的增加,旋涡越来越小,直至7 mm 时此现象消失。由图9可知,液体经再分布器后需要经过一定的流动空间发展才能达到最终分布状态,旋涡的存在增加了液体充分发展所需的空间。环缝宽度在7 mm 时,流体充分发展所需的空间最短。
图8 侧面环缝尺寸为4 mm 时的速度矢量图
Fig.8 Velocity vector diagram when side circumferential seam size is 4 mm
图9 不同侧面环缝尺寸的Y-Z平面液相速度云图
Fig.9 Liquid phase velocity nephogram ofY-Zplane with different side circumferential seam sizes
2.3 侧面环缝位置的影响
在环缝数量为3、宽7 mm 的基础上进一步优化环缝位置(表1中对照组3).由图10可知各结构的平衡壁流分率都低于5%,与初始状态相比大幅度下降,壁流得到有效抑制。当环缝分别距离吸附塔几何中心100、200、290 mm 时,液相分布不均匀度仅0.03,远低于其他结构。结合图11可知,其原因在于中部区域的液相体积流量分率被抑制,紧邻壁流区的3个监测区内液相体积流量分率得到提升,从而主流区整体的液相分布更接近理想状态。
图10 不同侧面环缝位置的平衡壁流分率及其液相分布均匀性
Fig.10 Equilibrium wall flow fraction and liquid phase distribution uniformity with different side circumferential seam lccations
图11 液体再分布器下方1 000 mm 处主流区的液体分布
Fig.11 Liquid distribution in the main flow area 1 000 mm below the liquid redistributor
在最佳的环缝排布方式中,内侧的两条环缝位置在其他对照组中多次出现,对优化液体分布影响有限。因此,最外侧环缝的位置是影响液体分布均匀性的关键。在本研究中,外侧环缝位于壁流区内,且距离边壁10 mm 效果最佳。当其过于靠近边壁时(对照组b-4),分配效果反而削弱。在黏性作用下,壁流区内侧流速高,外侧流速低。在最佳的环缝排布方式中,分析其边壁附近的速度矢量图(图12)发现,外侧环缝可引导壁流区的部分高速流体穿过分布器,调控液体速度大小和方向,使紧邻边壁监测面的流量和通流面积相匹配,从而实现液体均布。
图12 对照组b-3局部速度矢量图
Fig.12 Local velocity vector of control group b-3
这一设计思路与现有液体分布器的设计区别显著。花型液体再分布器首先将壁流完全截断,并将其向中心导引。研究表明,如果允许部分壁流液体穿过再分布器,不仅抑制了壁流效应,还可以提升主流区边缘的液体流量,使主流区布液更均匀。
3 结论
现有液体再分布器多针对气液固共存体系开发,结构设计时多考虑气体的流通和分布问题,将其应用于仅存在液固两相的吸附体系内,效果将受影响。针对此体系中的液体再分布需要,本文提出一种新型标准椭圆封头式液体再分布器,封头曲面实现集流作用,中心孔和环缝实现液体再分布。采用CFD 方法研究了环缝数量、尺寸和位置对液体分布均匀性的影响,为此液体再分布器的优化设计提供指导。主要结论如下：
1) 对于壁流分率35%的来流,在椭球中心沿直径向外100、200、290 mm 位置排布尺寸为7 mm 的3条环缝,液体均布效果最佳。
2) 现有液体再分布器通常在边壁设置截流结构,将壁流完全截断再引向中心实现再分布。而在本文提出的设计方案并未完全截断壁流,仅减小了其通流面积,在椭球曲面作用下壁流液体被导引至主流区外侧,解决了因壁面黏性造成的此区域液体流量远低于中心的问题,实现液体充分均布。
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