一种立式径向流吸附器结构优化方法与流程

本发明涉及气体分离纯化领域，具体涉及一种立式径向流吸附器结构优化方法。

背景技术：

工业气体是现代工业的基础原材料，被喻为工业的“血液”。据统计，2016-2018年全球工业气体增长率保守估计为7％，到2018年，全球工业气体市场规模将超过1220亿美元，需求量巨大。目前，工业气体主要采用低温法的空气分离来获取，该方法具有纯度高，成本低的特点，更适合大规模工业气体的生产。

由于空气属于多组分气体，不能直接对原料气体进行分离，通常需要进行预先纯化处理，该处理过程所用到的设备称为吸附器，一般包括卧式水平床吸附器，立式轴向流吸附器和立式径向流吸附器吸附器。其中立式径向流吸附器因其占地面积小，能量消耗低更适合大型空分设备的发展。由于运输限制，吸附器直径无法过大，为提高吸附量，只能通过增加吸附器高度来实现，而通过增加高度的方法又会增大吸附床层高度与外环形流道的当量直径的比值，使得床层径向压降沿高度变化更加复杂，导致吸附器内径向流量分布更不均匀，吸附剂的利用率下降。

技术实现要素：

针对现有技术的不足，本发明的目的在于提供用于深冷技术领域中空分设备的一种立式径向流吸附器结构优化方法，经过优化的吸附器处理效果更佳。

一种立式径向流吸附器结构优化方法，包括以下步骤：步骤1，建立立式径向流吸附器初始模型，通过数值模拟计算得到初始流场；步骤2，对影响立式径向流吸附器效率的因素进行计算；步骤3，根据内外流道压降的均匀度式中，n为计算的数据个数；δpi为i点静压，pa；表示静压均值，pa，判断是否达到最优化状态，如果达到最优设计参数，便可使用吸附器，如果未达到最优设计参数，则进入优化阶段，直至达到最优化状态。

作为改进的是，步骤1中所述的初始模型包括入口、出口、罐体、内多孔管、中部多孔管、外多孔管，底部球冠封头、第一无孔钢圈、第二无孔钢圈、第三无孔钢圈、承重槽钢、中心流道分布器，外多孔管与罐体之间为外流道，内多孔管之间为内流道，所述入口位于罐体下端，所述出口位于罐体上端，所述内多孔管、中部多孔管和外多孔管下端均焊接于底部球冠封头上，上端分别连接第一无孔钢圈、第二无孔钢圈、第三无孔钢圈，所述外多孔管与中部多孔管的夹层为第一吸附区，所述中部多孔管和内多空管的夹层为第二吸附区，所述第一无孔钢圈、第二无孔钢圈和第三无孔钢圈悬挂于罐体内顶部，承重槽钢位于罐体顶部与外流道对应，所述外多孔管与罐体内壁之间的空腔为外流道，所述内多孔管和外多孔管之间的空腔内填充多孔介质作为吸附层，所述内多孔管围城的空腔为中心流道。

作为改进的是，所述第一吸附区内填料为活性氧化铝吸附剂，所述第二吸附区的填料为分子筛吸附器。

作为改进的是，步骤1中计算初始流场时，吸附等温方程采用dubinin-astakhov模型，即其中式中，m表示吸附剂吸附能的分布；v为单位质量吸附剂吸附的气体体积，m³；v0为有限微体积，m³；r为气体常数，j/(mol·k)；t为绝对温度，k；f为吸附剂表面能量分布函数；β为经验参数。

作为改进的是，所述外流道高径比决定吸附器的模型,当λl/(6dek)<<1时，吸附器属于动量交换控制模型；当λl/(6dek)>>1时；吸附器属于摩阻控制模型，当λl/(6dek)<1时，吸附器属于动量交换占优势模型；当λl/(6dek)>1时，吸附器属于摩阻占优势模型，式中，λ为摩擦阻力系数；l为外流道管长，m；de为当量直径，m；k为动量交换系数，由于λ和k两个值一般较接近，所以流动模型主要取决于6dek的值，为最大化吸附器的吸附效率，吸附器的de较小，而l较大，此时外流道属于摩阻控制型模型，吸附器内外流道径向压降通常呈现先减后增的变化规律。

作为改进的是，步骤2中所述因素为孔隙率、内流道截面积、外流道截面积和中心流道分布器的结构。

进一步改进的是，所述孔隙率分别决定的外孔管惯性阻力系数和内孔管惯性阻力系数，其中，惯性阻力系数c2的计算公式为式中，c1为经验值，取值0.62；dx为板厚度，m；为孔隙率。

进一步改进的是，所述中心流道分布器的结构受直径和长度控制，所述直径包括顶面圆直径和底面圆直径。

进一步改进的是，所述中心流道分布器为空心圆柱体、空心圆台体或空心圆锥体。

进一步改进的是，所述中心流道分布器分为两部分，上部分为空心圆柱体，下部分为实心圆台体，通过空心多孔管或丝网围城的圆柱体连接上部分和下部分，所述上部分直径、多孔管直径或丝网围城的圆柱体直径与下部分顶面直径相等。

作为改进的是，所述中心流道分布器的结构调控包括以下步骤：第一步，整体优化，认为上部分布器和下部分布器直径相等，优化三变量：直径、上部分布器长度、下部分布器长度，判断是否达到最优设计，是则得到吸附器最优设计参数，否则转入局部优化阶段；第二步，针对整体优化的不足，进行局部优化，进而得到最终优化参数。

进一步改进的是，局部优化是指将中心流道分布器等分为0-0.5h和0.5h-h两个部分，h为中心流道长度，单位为m。

有益效果：

本发明是一种数值模拟的方法，在做结构优化的过程中，成本更低，效率更高；将数值模拟的结果与实验测量结果进行比较，验证了模拟实验的可靠性；计算考虑吸附时的传热传质的过程，更加准确地计算了吸附器流场的变化；将影响吸附器吸附效率的三大因素同时考虑，更全面地揭示了各个因素的影响程度，对吸附器的设计参数进行了综合地研究；最后将优化后的模型与原模型进行比较，验证了优化设计的有效性。

附图说明

图1是吸附器初始模型的示意图，其中，入口1，出口2，罐体3，内侧多孔管4，外侧多孔管5，分子筛吸附床6，氧化铝吸附床7，底部球冠封头8，第一无孔钢圈9，第二无孔钢圈10，第三无孔钢圈11，承重槽钢12。

图2是本发明方法的优化流程图；

图3是模拟计算结果与实验测量值的对比图；

图4是不同孔隙率对应的归一化氧化铝床层压降均匀度变化曲线图；

图5是不同直径对应的归一化床层压降均匀度的变化曲线图；

图6是采用整体优化方法得到的中心流道分布器相关结构与床层压降均匀度的关系图，其中，a图表示中心流道分布器直径为0.18m时，床层压降均匀度与上部分布器、下部分布器长度的关系；b图表示分布器直径为0.20m时，床层压降均匀度与上部分布器、下部分布器长度的关系；c图表示分布器直径为0.22m时，床层压降均匀度与上部分布器、下部分布器长度的关系；

图7是采用整体优化方法得到中心流道分布器最优设计结构下的床层压降均匀度归一化曲线图；

图8是采用局部优化方法得到的中心流道分布器相关结构与床层压降均匀度的关系图，其中，a表示采用局部优化方法得到的下部分布器长度与床层压降均匀度的关系图；b表示采用局部优化方法得到的下部分布器直径与床层压降均匀度的关系图；c表示采用局部优化方法得到的上部分布器长度与床层压降均匀度的关系图。

图9是采用局部优化方法得到的分布器最优设计结构下的压降均匀度归一化曲线；

图10是优化设计后的模型示意图，其中，上部空心圆柱体分布器13，下部实心圆台体分布器14，多孔空心圆柱体15。

图11是优化设计后的模型穿透曲线与初始模型穿透曲线的对比图，其中，a表示co2气体穿透的全过程图；b表示co2气体穿透时的局部放大图。

具体实施方式

下面结合附图与实施例详细介绍本发明技术方案。

实施例1建立立式径向流吸附器初始模型，通过数值模拟计算得到初始流场

如图1是吸附器初始模型结构示意图，初始模型包括入口、出口、罐体、内多孔管、中部多孔管、外多孔管，底部球冠封头、第一无孔钢圈、第二无孔钢圈、第三无孔钢圈、承重槽钢、中心流道分布器，外多孔管与罐体之间为外流道，内多孔管之间为内流道，所述入口位于罐体下端，所述出口位于罐体上端，所述内多孔管、中部多孔管和外多孔管下端均焊接于底部球冠封头上，上端分别连接第一无孔钢圈、第二无孔钢圈、第三无孔钢圈，所述外多孔管与中部多孔管的夹层为第一吸附区，所述中部多孔管和内多空管的夹层为第二吸附区，所述第一无孔钢圈、第二无孔钢圈和第三无孔钢圈悬挂于罐体内顶部，承重槽钢位于罐体顶部与外流道对应，所述外多孔管与罐体内壁之间的空腔为外流道，所述内多孔管和外多孔管之间的空腔内填充多孔介质作为吸附层，所述内多孔管围城的空腔为中心流道。入口和出口直径为0.20m，罐体直径0.84m，内多孔管和外多孔管直径分别为0.2986m和0.7586m，分子筛和氧化铝床层厚度分别为0.19m和0.04m，第一无孔钢圈、第二无孔钢圈、第三无孔钢圈的长度分别为0.2612m、0.2236m、0.2036m，其他相关参数如图所示。

实施例2对影响立式径向流吸附器效率的因素进行计算

如图2是本发明方法的优化方法流程图，优化主要分为三大步：孔隙率的优化，外流道截面积和内流道截面积，中心流道分布器结构的优化，其中，孔隙率的优化包括外孔管孔隙率和内孔管孔隙率的优化过程，中心流道分布器包括下部分布器和上部分布器，下部分布器需要优化的结构主要有顶面圆直径，底面圆直径，长度三个变量，而由于装配和制造的约束，上部分布器顶面圆直径和底面圆直径与下部分布器顶面圆直径相等，所以上部分布器需要优化的变量只有长度，当各个变量都处于最优状态时，系统达到最优状态，此时各变量即为分布器最优设计参数。

实施例3根据床层压降均匀度，判断是否达到最优化状态，如果达到最优设计参数，便可使用吸附器，如果未达到最优设计参数，则进入优化阶段，直至达到最优化状态

所述床层压降均匀度是指内流道静压与外流道静压的差值。

如图3是模拟计算结果与实验测量值的对比图，根据实验所采用的吸附器进行建模，对相关参数进行设置，采用本发明计算方法进行计算，最后将计算结果与实验测量的结果进行比较。

计算时，流量为2000m³/h，co2浓度为400ppm，温度为293k的加工气体由入口进入，再径向穿过外多孔管、第一吸附区、中部多孔管、第二吸附区和内多孔管，在中心流道聚集后由出口排出，在此过程中，孔隙率、内流道截面积、外流道截面积以及中心流道分布器的结构对流体的均匀分布有着重大的影响。

由图3可知，计算得到的穿透曲线与实验测量的穿透曲线在穿透时间点和穿透趋势上都非常吻合，验证了本发明方法的可靠性。

图4是内多孔管和外多孔管的不同孔隙率对应的归一化氧化铝床层压降变化曲线图，由图可知，在吸附过程中，降低内外多孔管孔隙率，分子筛和氧化铝床层气流均匀度均有大幅度提升；降低外侧多孔管孔隙率，分子筛床层流场均匀度有所提高，但氧化铝床层流场均匀度先稍微下降后有所提升，具体数值见表1，由数据可得到最优的内多孔管的孔隙率和外多孔管的孔隙率分别为0.30和0.435。

表1床层压降均匀度随孔隙率的变化

图5是内、外流道截面积对应的归一化压降变化曲线图，由图可知，在吸附过程中，床层压降呈现先减后增的规律，外侧流道截面积相比内侧流道截面积对流场均匀度的影响更大，具体数值见表2，由数据可得到最优的内外流道截面积分别为0.27m和0.84m。

表2床层压降均匀度随内流道截面积以及外流道截面积的变化

图6是采用整体优化方法得到的中心流道分布器相关结构与床层压降均匀度的关系图，在整体优化时，假设上部分布器和下部分布器直径相同，且都采用圆柱体分布器，a，b，c表示直径分别0.18m，0.20m，0.22m时，中心分布器长度与压降的关系曲线。通过计算得到分布器直径与上部分、下部分长度的关系，结果如表3所示，从而确定当顶面圆直径为0.20m时，床层压降均匀度能取得最大值。

表3不同分布器直径下不同上部分布器长度和下部分布器长度对床层压降均匀度的影响

图7是采用整体优化方法得到中心流道分布器最优设计结构下的床层压降均匀度归一化曲线，由图可知，在整体优化后，压降均匀度相比原模型更高，更逼近气流均布的理想曲线，与气流均布理想曲线相比，吸附器中心流道底部压降过高，顶部压降过低，说明还有进一步优化的空间。

图8是采用局部优化方法得到的中心流道分布器相关结构与床层压降均匀度的关系图，在局部优化时，为简便装配过程，认为上部分布器为空心圆柱体，下部分布器顶面圆直径与上部分布器直径相等，为0.20m，其中a，b分别表示采用局部优化方法得到的下部分布器底面圆直径和分布器长度对床层压降均匀度的影响曲线图，c表示采用局部优化方法得到的上部分布器长度对压降的影响曲线图。通过计算得到下部分布器对高度为0.4m到1.0m处压降均匀度的影响，如表4，上部分布器对高度为1.0m到1.6m处压降均匀度的影响，如表5，从两表可以得到分布器最优的设计参数。

表4下部分布器对高度为0.4m到1.0m处床层压降均匀度的影响

表5上部分布器对高度为1.0m到1.6m处床层压降均匀度的影响

图9是采用局部优化方法得到的分布器最优设计结构下的压降均匀度归一化曲线，由图可知，在局部优化后，压降均匀度在整体优化的基础上更加均匀，主要表现在吸附器下部和上部，下部和上部压降相比整体优化的压降更接近气流均布理想曲线。

图10是优化设计后的模型示意图，其中上部分布器为空心圆柱体，直径为0.20m，长度为0.54m，上端连接吸附器出口；下部分布器为实心圆台体，顶面圆直径为0.20m，底面圆直径为0.25m，长度为0.37m，底面焊接于球冠封头；上部分布器和下部分布器由多孔空心圆柱管连接，多孔空心圆柱管也可由丝网代替，目的是防止粉尘类杂质由出口排出而又可以忽略其对吸附器流场均匀度的影响，其他部件的连接同初始模型。

图11是优化设计后的模型穿透曲线与初始模型穿透曲线的对比图，a表示co2气体穿透的全过程图，b表示co2气体穿透时的局部放大图。co2是处理空气中含量最高的杂质气体，在吸附过程中最先穿透，吸附器的切换时间由co2穿透时间决定，从a图可以明显看出，优化后的吸附器穿透时间明显延后。工程中一般认为出口co2浓度超过1ppm即为穿透，要转入脱附过程，从b图可以看出，原模型穿透时间为564s，而经过优化后的模型穿透时间为1175s，经过计算，原模型co2吸附量为5.590mol，而优化后的模型吸附量提高到了11.657mol，吸附效率提高了52.05％，验证了优化设计的有效性。