低表面張力物系在規整填料塔中的傳質性能

張悅，袁希鋼

（化學工程聯合國家重點實驗室(天津大學)，天津 300072）

填料塔作為重要的傳質分離設備，被廣泛應用于化工領域，涉及精餾、吸收、萃取、蒸發等單元操作過程。近年來規整填料的發展使填料塔應用更廣泛，并日益大型化。規整填料塔具有效率高、處理量大、壓降小、放大效應小等優點。自20 世紀80年代以來，許多學者研究了不同規整填料塔的傳質過程，提出了一系列傳質模型[1-10]。

規整填料塔中，影響傳質性能的因素很多，Zuiderweg 等[11]認為表面張力對傳質的影響顯著大于密度、黏度、擴散系數等其他物性。之后很多學者研究了表面張力梯度引起的Marangoni 效應對精餾傳質的影響[12-18]，研究物系大多集中在能形成較大表面張力梯度的有機物水溶液。由于表面張力與其他物性密切相關，且表面張力對傳質過程的影響機理相當復雜，至今沒有一個滿意的結論。近年來，精餾領域的傳質過程研究主要集中在過程模擬，國內外對新型高比表面積規整填料的傳質過程的實驗研究還不多，有關工業尺寸的規整填料塔則更少 涉及。

綜上所述，鑒于規整填料塔在現代分離工業中的重要地位以及表面張力對其傳質性能的影響，研究低表面張力物系在規整填料塔中的傳質過程對于完善高性能填料的傳質數據，深入研究流動和傳質機理具有重大的理論意義和應用價值。本文選用具有低表面張力的正庚烷-甲基環己烷物系，在內徑400mm 的不銹鋼精餾塔中，測定目前廣泛使用的經典高效規整填料Mellapak 500Y和750Y的流體力學性能和傳質性能。

1 實驗方法

1.1 實驗裝置

實驗流程如圖1 所示。實驗裝置由主塔、副塔、冷凝系統、加熱系統四大部分組成。主塔為內徑400mm 的不銹鋼精餾塔，填料層裝填高度1.8m，每盤填料高200mm，共9 盤。主塔塔頂上升蒸汽及其冷凝液在副塔內進行換熱，得到飽和的回流液，避免過冷現象的發生。塔釜再沸器采用熱導油加熱，換熱面積為27.5m2。塔頂冷凝器采用冷卻水制冷，換熱面積為29.9m2。實驗采用常壓下的全回流操作。

全塔共設有4 個取樣口。1#取樣口設在塔頂回流處；2#取樣口設在距填料底部1200mm 處；3#取樣口設在距填料底部400mm 處；4#取樣口設在填料段以下。填料段的取樣口，即2#、3#取樣口的樣式如圖2 所示。取樣器沿水平方向向上傾斜3°放置，伸入填料段的部分為半圓管，長度為200mm，直徑為10mm。這樣設計以保證液相樣品順利地由填料中取出，且取出的液相樣品具有代表性。

圖1 實驗流程

圖2 液相取樣口

1.2 實驗物系

有機物水溶液的表面張力和表面張力梯度都很大，Marangoni 效應十分顯著，一般情況下正、負體系分離效率相差很大，表面張力梯度的影響超過了表面張力本身；而純有機物系的表面張力低，在塔內形成的表面張力梯度小，Marangoni 效應不明顯，一般情況下正體系的效率比負體系略高[11-18]。實驗旨在研究低表面張力物系在規整填料塔中的傳質過程，故選擇表面張力較低的純有機物系；對于純有機物系，表面張力正體系和負體系的傳質性能相差不大，為了實驗研究的方便，選取正庚烷-甲基環己烷為實驗物系。正庚烷-甲基環己烷物系的表面張力較低，實驗范圍內接近中性體系。實驗物系的表面張力數據見表1。

1.3 實驗數據處理

1.3.1 計算HETP

由4 個取樣口的組成數據可以計算填料塔的理論板當量高度，根據定義有式（1）。

正庚烷-甲基環己烷物系沸點差很小，分離程度不高，可近似將平衡線視為直線，氣提因子如式（2）。

表1 實驗物系的表面張力[19]

對于全回流，y=x，dy=dx，正庚烷-甲基環己烷物系沸點差很小，在操作范圍內相對揮發度基本不變，如式（6）～式（7）。

1.3.2 Nog隨填料層高度的變化

對微元塔段做物料衡算，如式（8）。

全回流時G=L，y=x，整理得式（9）。

總體積傳質系數Kya 是氣相總傳質系數和有效界面積的乘積，直觀反映了塔內傳質的好壞。氣相流率一定時，測定Nog隨塔高的變化，可以得出氣相總體積傳質系數隨塔高的變化，分析塔內傳質 行為[19]。

2 實驗結果及討論

開始實驗時，先調至最大加熱負荷使塔內填料預液泛，再降至固定負荷，待全塔工況基本穩定后精餾2～2.5h。于各個取樣口取樣，同時記錄各個實驗參數的值。調節加熱電壓，改變導熱油的溫度進而改變塔釜蒸汽量，測定不同負荷下的實驗值直至液泛。回流量由質量流量計測得，填料層壓降由高精度的西門子TDS 4433 差壓變送器測得。液相樣品的組成用氣相色譜儀Agilent 7890 A 測定。

2.1 壓降

正庚烷-甲基環己烷物系在500Y 和750Y 型規整填料塔中的壓降隨氣相F 因子的變化如圖3 所示。從圖3 可以看出，兩種填料的壓降均隨氣相F因子的增大顯著增加，相同氣相負荷下750Y 填料的壓降明顯高于500Y 填料。這是由于750Y 填料的結構相對500Y 更為致密，故壓降也較高。高壓降限制了實驗操作的通量，故500Y 操作范圍更廣，在一定負荷范圍內也更穩定。

圖3 壓降隨氣相F 因子的變化

2.2 液泛性能

實驗測定了回流量從小到大直至液泛的流體力學性能和傳質性能，得到了液泛時的實驗數據，給定了操作的極限。圖4(a)為500Y 填料塔的全塔傳質效率隨氣相F 因子的變化，從圖中可以看出隨F因子的增大，HETP 先下降后升高，即填料塔的傳質效率先升高后下降，在氣相 F 因子為1.8kg0.5/(m0.5·s)附近出現轉折。圖4(b)為750Y 填料塔的全塔傳質效率隨氣相F 因子的變化，從圖中可以看出隨F 因子的增大，HETP 變化趨勢與500Y相似，傳質效率先升高后下降，轉折點在F 因子等于1.5kg0.5/(m0.5·s)附近。

轉折是由于液泛的發生使填料塔傳質效率下降，由此可以得出500Y 規整填料塔的最大F 因子Fmax=1.8kg0.5/(m0.5·s); 750Y 規整填料塔的最大F 因子Fmax=1.5kg0.5/(m0.5·s)。對于正庚烷-甲基環己烷物系，500Y 填料的泛點氣速為uF=0.98m/s，750Y 填料的泛點氣速為uF=0.82m/s。目前預測填料泛點氣速的方法主要有經驗關聯式法和通用關聯圖法。經典的預測泛點氣速的關聯式為貝恩(Bain)-霍根(Hougen)關聯式[20]，即如式（10）。

圖4 500Y 和750Y 填料塔的全塔HETP 值隨F 因子的變化

式中，A 、K 為關聯常數，與填料的形狀和材質有關，根據實驗結果得出500Y 和750Y 填料的關聯常數值，見表2。

表2 500Y 和750Y 的泛點氣速關聯常數

2.3 傳質性能

圖5 表示500Y 和750Y 填料塔HETP 值隨氣相F 因子的變化。由圖5 可以看出，泛點以下，兩種填料的HETP 隨氣相F 因子的增大而減小，即傳質效率隨氣液相負荷的增加而升高；泛點以上，兩種填料的HETP 隨氣相F 因子的增大而增大，即傳質效率隨氣液相負荷的增加而降低。這是因為泛點以下，隨氣相負荷的增大，氣相傳質系數和傳質界面積均增大。全回流條件下，液相流速和氣相流速變化一致，氣相負荷增大時，液相負荷也增加，大液量提高了填料的潤濕率，增加了有效傳質界面積； 另一方面高氣速增加了液膜的湍動，也會增加有效傳質界面積[17]。

圖5 500Y 和750Y 填料的全塔HETP

圖6 為500Y 和750Y 填料塔中不同高度填料段HETP 隨氣相F 因子的變化。高度以填料層底部為基準。如圖6 所示，填料段下部傳質效率較高，上部傳質效率下降。這是由于流體分布不均造成的。液相從頂端向下流動時，由于端效應，經過一定高度填料層后液相才能鋪展開，接近均勻分布。而氣相因為受液相流動的影響，在填料塔下端氣相入口段分布比較均勻，在填料段頂端分布不均。從圖6還可以看出填料段中上部的傳質效率波動較大，這是由于在此段填料內流動狀況較為復雜，持液量和傳質面積波動較大。Basden 等[21]指出持液量隨塔高并不是恒定的，在一定的氣液相流量下，Mellapak 500Y 和MellapakPlus 752Y 的持液量隨塔高的變化規律與本文中傳質效率隨塔高的變化規律一致。

圖6 500Y 和750Y 填料塔中HETP 隨氣相F 因子的變化

圖7 500Y 和750Y 填料塔Nog 隨塔高的變化

2.4 傳質性能隨塔高的變化

總體積傳質系數Kya 是氣相總傳質系數和有效界面積的乘積，直觀反映了塔內傳質的好壞。由式（9）得，氣相流率一定時，測定Nog隨塔高的變化，可以得出氣相總體積傳質系數隨塔高的變化，分析塔內傳質行為。

圖7 為500Y 和750Y 填料塔中Nog隨塔高的變化。由圖7(a)可以看出，大多數情況下500Y 填料塔中Nog隨塔高的變化為一條直線，即總體積傳質系數沿塔高不發生變化。這是因為在適宜的操作范圍內，塔內流動狀態比較穩定，氣相負荷一定時，氣相傳質系數不變。正庚烷-甲基環己烷為純有機物系，表面張力中性體系，塔內形成的微弱的正表面張力梯度有利于液膜的穩定，從而使有效傳質面積保持恒定。由此可以推測，對有機負體系而言，負的表面張力梯度會引起液膜沿流動方向不斷破碎，造成有效傳質面積的減小，因此Kya 隨塔高下降不斷降低。這與耿皎等[18]在直徑為30mm 的玻璃精餾塔中選用正體系庚烷-甲苯和負體系苯-庚烷的精餾實驗得到的結論一致。從圖7(a)可得當氣相負荷過小或過大時，500Y 填料塔中Nog隨塔高的變化并不是一條直線，這說明總體積傳質系數Kya 沿塔高發生變化。當氣相負荷很小時，總體積傳質系數Kya沿氣相流動方向減小；當氣相負荷很大時，總體積傳質系數Kya 沿液相流動方向減小。當流體流量過高或過低時，塔內流動狀態極不穩定，過低的氣相負荷，使氣相傳質系數沿氣相流動方向減小、氣液相接觸減弱，即表現為總體積傳質系數Kya 隨塔高增加而減小；而過大的氣相負荷，引起液泛，液體積聚在塔上部很難流下，使沿液相流動方向液相傳質系數減小、氣液相接觸減弱，即表現為總體積傳質系數Kya 隨塔高降低而減小。對比圖7(a)和7(b)可得，750Y 填料塔中總體積傳質系數Kya 隨塔高的變化規律與500Y 填料塔一致。

2.5 相同氣相負荷下傳質性能的差異

實驗為確定傳質效率的轉折點，在氣相負荷F=1.8kg0.5/(m0.5·s)附近反復測量多次，發現如下現象。當氣相負荷由小到大變化時同一實驗點測得的傳質效率略低于當氣相負荷由大到小變化時的傳質效率，如圖8 所示。傳質效率的差異可能與流動過程中動態接觸角的變化有關。液體流動過程中，液滴與填料之間的接觸角并不是靜態接觸角，液滴沿流動方向上有很強的彎曲界面，形成一個很大的接觸角，這是前進角，其通常大于靜態接觸角；與液滴流動方向相反的拖尾位置處，有一個很小的接觸角，一般來說該接觸角小于靜態接觸角，這是后退角。液體流量對液體的流動狀態有決定性的影響，改變液體流量可以改變液體的局部流動狀態，從而影響填料的持液量，進而影響填料的傳質性能。

3 結 論

實驗測定了正庚烷-甲基環己烷在Mellapak500Y 和750Y 型規整填料塔中的流體力學性能和傳質性能。實驗在內徑400mm 的不銹鋼精餾塔中進行，測定了氣相負荷從小到大直至液泛的實驗數據，由實驗結果，可以得出以下結論。

圖8 500Y 填料塔的HETP 隨氣相負荷遞增和遞減的變化

（1）在一定負荷范圍內，750Y 填料的分離效率優于500Y 填料，但單位填料高度的壓降高于500Y 填料，導致操作穩定性比500Y 填料差，處理量比500Y 填料小。

（2）實驗測定了氣相負荷從小到大直至液泛的流體力學性能和傳質性能，得到了液泛時的實驗數據，給定了操作的極限。500Y 規整填料塔的最大F因子Fmax=1.8kg0.5/(m0.5·s); 750Y 規整填料塔的最大F 因子Fmax=1.5kg0.5/(m0.5·s)。對于正庚烷-甲基環己烷物系，500Y 填料的泛點氣速為uF=0.98m/s，750Y填料的泛點氣速為uF=0.82m/s。并由實驗結果擬合出貝恩(Bain)-霍根(Hougen)關聯式中常數A、K 的值。對于500Y 填料A=0.291，K=1.75；對于750Y填料A=0.420，K=1.75。

（3）氣相負荷遞增變化時的傳質效率略低于 氣相負荷遞減變化時的傳質效率。

（4）在適宜負荷范圍內，對于純有機物系，正體系和中性體系的總體積傳質系數Kya 沿塔高不發生變化；負體系的總體積傳質系數Kya 隨塔高下降不斷降低。當氣相負荷過低時，總體積傳質系數Kya沿氣相流動方向減小；當氣相負荷過高時，總體積傳質系數Kya 沿液相流動方向減小。

符 號 說 明

A —— 貝恩(Bain)-霍根(Hougen)關聯式關聯常數

at—— 填料比表面積，m2/m3

F —— 氣相負荷動能因子，kg0.5/(m0.5·s)

G —— 氣相摩爾流量，mol/(m2·s)

g —— 重力加速度，m/s2

Hog—— 氣相總傳質單元高度，m

HETP —— 等板高度，m

K —— 貝恩(Bain)-霍根(Hougen)關聯式關聯常數

Kya —— 氣相總體積傳質系數，mol/(m3·s)

L —— 液相摩爾流量，mol/(m2·s)

myx—— 氣液平衡線斜率

N —— 理論板數，量綱為1

Nog—— 液相總傳質單元數，量綱為1

uF—— 泛點氣速，m/s

x —— 液相輕組分摩爾分率，量綱為1

xi—— 各取樣口液相輕組分摩爾分率，i=1，2，3

xb—— 塔底取樣口液相輕組分摩爾分率，量綱為1

y—— 氣相輕組分摩爾分率，量綱為1

y*—— 與液相組成平衡的氣相摩爾分率，量綱為1

Z—— 填料層高度，m

αm—— 平均相對揮發度，量綱為1

ε—— 填料層孔隙率，m3/m3

λ—— 氣提因子，量綱為1

μL—— 液體黏度，mPa·s

ρL—— 液相密度，kg/m3

ρV—— 氣相密度，kg/m3

ωL—— 液相質量流量，kg/h

ωV—— 氣相質量流量，kg/h

[1] Bravo J L，Rocha J A，Fair J R. Mass transfer in gauze packings[J]. Hydrocarbon Processing，1985，64（1）：91-95.

[2] Bravo J L，Rocha J A，Fair J R. Pressure drop in structured packings[J]. Hydrocarbon Processing，1986，65（3）：45-49.

[3] Rocha J A，Bravo J L，Fair J F. Distillation columns containing structured packings：A comprehensive model for their performance. Ⅰ. Hydraulic models[J]. Ind. Eng. Chem. Res.，1993，32（4）：641-651.

[4] Rocha J A，Bravo J L，Fair J F. Distillation columns containing structured packings：A comprehensive model for their performance. Ⅱ. Mass-transfer model[J]. Ind. Eng. Chem. Res.，1996，35（5）：1660-1667.

[5] Gualito J J，Cerino F J，Cardenas J C. Design method for distillation columns filled with metallic，ceramic，or plastic structured packings[J]. Industrial & Engineering Chemistry Research，1997，36（5）：1747-1757.

[6] Billet R，Schultes M. Prediction of mass transfer columns with dumped and arranged packings - Updated summary of the calculation method of Billet and Schultes[J]. Chemical Engineering Research & Design，1999，77（A6）：498-504.

[7] Tsai R E，Schultheiss P，Kettner A. Influence of surface tension on effective packing area[J]. Ind. Eng. Chem. Res.，2008，47（4）：1253-1260.

[8] Tsai R E，Seibert A F，Eldridge R B. Influence of viscosity and surface tension on the effective mass transfer area of structured packing[J]. Energy Procedia，2009，1（1）：1197-1204.

[9] Tsai R E，Seibert A F，Eldridge R B. A dimensionless model for predicting the mass-transfer area of structured packing[J]. AIChE Journal，2011，57（5）：1173-1184.

[10] Hanley B，Chen C. New mass-transfer correlations for packed towers[J]. AIChE Journal，2012，58（1）：132-152.

[11] Zuiderweg F J，Harmens A. The influence of surface phenomena on the performance of distillation columns[J]. Chem. Eng. Sci.，1958，9（2）：89-103.

[12] Moens F P. The effect of composition and driving force on the performance of packed distillation columns -I[J]. Chem. Eng. Sci.，1972，27（2）：275-283.

[13] Moens F P. The effect of composition and driving force on the performance of packed distillation columns - II[J]. Chem. Eng. Sci.，1972，27（2）：285-293.

[14] Patberg W B，Koers A.Effectiveness of mass transfer in a packed distillation column in relation to surface tension gradients[J]. Chem. Eng. Sci.，1983，38（6）：917-923.

[15] Kolev N，Semkov K. On the evaluation of the interfacial turbulence （the Marangoni Effect） in gas (vapour)-liquid mass transfer：Part II. Modelling of packed columns accounting for axial mixing and Marangoni effects[J]. Chemical Engineering and Processing：Process Intensification，1991，29（2）：83-91.

[16] Proctor S J，Biddulph M W，Krishnamurthy K R. Effects of Marangoni surface tension forces on modern distillation packings[J]. AIChE Journal，1998，44（4）：831-835.

[17] Xu Z P，Afacan A，Chuang K T. Predicting mass transfer in packed columns containing structured packings[J]. Chemical Engineering Research & Design，2000，8（A1）：91-98.

[18] 耿皎，洪梅，肖劍. 規整填料塔精餾的 Marangoni 效應[J]. 化工學報，2002，53（6）：600-606.

[19] 劉光啟，馬連湘，劉杰.化學化工物性數據手冊有機卷[M]. 北京：化學工業出版社，2002：134-135.

[20] 王樹楹. 現代填料塔技術指南[M]. 北京：中國石化出版社，1998：11-12.

[21] Basden M，Eldridge R B，Farone J，et al. Liquid holdup profiles in structured packing determined via neutron radiography[J]. Industrial &Engineering Chemistry Research，2013，52（48）：17263-17269.