新型橢圓固定閥塔板的流體力學性能

2023-09-06 12:47:52鄒小藝

石油煉制與化工 2023年9期

鄒小藝，趙培，孫浩

(華東理工大學化工學院，上海 200237)

在“雙碳”目標背景下,石化行業實現節能減排轉型發展的進程越來越緊迫[1]。板式蒸餾塔是石化行業最常見的分離提純設備之一[2],其結構和性能不僅決定著企業的生產進程和產品質量,也是深度影響著其降本增效和節能減排[3]。然而,近年來,對板式塔塔板的研究偏重于提高操作能力和傳質效率,而塔板對不同復雜原料的操作適應性卻沒有實質性的提高[4];塔板因結焦堵塞而導致裝置停車的比例逐步上升[5],不僅造成大量原料和能源損耗,也嚴重制約了企業生產進度。

浮閥塔板因受浮閥上下浮動的限制并不適合在易結鹽、結垢的傳質環境中長周期運轉[6]。由于固定閥塔板與浮閥塔板結構相似,中國石化某煉油廠[7]和中國石油某煉油廠[8]分別將分離塔的浮閥塔板更換為固定閥塔板,從而大幅降低了塔板除垢和清焦頻率,解決了堵塞問題并提高了處理量。為了消除企業現有設備瓶頸,提高塔板的抗堵塞性能,本課題組開發了新型橢圓固定閥塔板內構件,將閥蓋由原來的圓形改為橢圓形,使固定閥的有效濕潤邊周長增加以提高氣液接觸面積;采用了傾斜式雙閥腿結構,以減少閥腿數、緩解塔板結垢堵塞[9]。

本研究旨在考察橢圓固定閥塔板的流體力學規律,并與篩孔塔板性能進行對比,以期更深入地探討其性能;同時,從數值模擬的角度設置定性分析指標,預測傳質元件內部的兩相微觀流態,優化傳質元件結構,強化氣液傳質過程和分離效果[10-11],奠定橢圓固定閥塔板在石化領域的應用基礎。

1 實驗

橢圓固定閥塔板及傳質元件的結構示意見圖1,其結構參數見表1。由圖1和表1可知,共設計了3種不同開孔率的橢圓固定閥塔板A,B,C,其開孔率分別為5.3%,8.4%,12.0%。

表1 橢圓固定閥塔板結構參數

圖1 橢圓固定閥塔板及傳質元件結構示意

試驗裝置主體為一個高6 m、直徑1.2 m、塔板間距0.45 m的以空氣-水為操作物系的中型冷態模型試驗塔(冷模塔),內置4層塔板(由下至上依次為第1,2,3,4層塔板),如圖2所示。冷模塔內部構件由上向下分別為除沫器、霧沫夾帶捕集板、4層塔板、漏液收集板等。

圖2 試驗裝置及流程

在空氣-水物系中,空氣由風機直接輸送至塔釜,經過氣體分布器后均勻上升,其流量由標準畢托管測量;水則由離心泵通過渦輪流量計計量后送至第4層塔板上方,從溢流堰流入降液管,氣液兩相在塔板上接觸。在第3層塔板上下裝有壓差計,可直接讀取壓降數值。產生的霧沫夾帶和漏液均由對應的導流管引流至收集筒,并計量霧沫夾帶qt和漏液量qq。試驗操作參數見表2。試驗過程中,考察不同橢圓固定閥塔板結構參數和不同操作參數(氣相流量、液相流量)下的冷模塔流體力學參數,因此氣相流量需要在0.39～2.70 m3/s間調節,而液相流量則選擇17.8,35.6,53.4 m3/h 3種工況條件。

表2 試驗操作參數

2 結果與討論

2.1 干板壓降

干板壓降是指僅有氣體自下而上穿過塔板時因塔板結構產生的阻力損失[12]。不同開孔率塔板的干板壓降(Δpd)隨閥孔動能因子(F0)變化的趨勢如圖3所示。由圖3可知,在閥孔動能因子相同的情況下,即閥孔氣體流速一定時,塔板開孔率越大,則干板壓降越大,其原因在于開孔率越大,閥孔數越多,氣流通過產生的能耗也越多,同時閥孔布局相對密集,氣體在相鄰固定閥間產生的氣流對沖現象更加嚴重,導致塔板壓降的變化幅度增大。此外,3種塔板的干板壓降均與F0成正相關關系,F0越大,氣相產生的阻力損失越大。

圖3 3種開孔率塔板的干板壓降

干板壓降能夠反映分離塔結構的合理性。學者們發現絕大多數塔板的干板壓降均可與閥孔氣速進行關聯[13-14],其中固定閥型塔板的干板壓降可由Stichlmair等[15]提出的經驗式(1)對數據進行關聯,得到干板壓降關聯式系數、擬合決定系數(R2)和誤差如表3所示。

表3 干板壓降數據關聯結果

(1)

式中:F0為閥孔動能因子,(m/s)·(kg/m3)0.5;ζ為孔流系數;ρg為氣相密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2;a為擬合參數。

從表3可以看出:塔板干板壓降關聯式的R2均在0.90以上,說明擬合精度符合要求;同時,干板壓降與孔流系數的大小成正比,即塔板開孔率越大,擬合所得關聯式的孔流系數也越大;此外,隨著塔板開孔率增大,閥孔動能因子的擬合指數增加,說明塔板壓降損失增加。

選取開孔率為8.4%的橢圓固定閥塔板(塔板B)的干板壓降與篩孔(孔徑為13 mm)塔板的干板壓降進行對比,結果如圖4所示。由于固定閥塔板上閥片的存在,氣流通過閥孔后會受到阻擋并產生阻力損失;同時,氣流從閥片周圍噴出后,相鄰固定閥間會存在一定程度的對吹現象,進一步增加阻力損失;二者共同影響使得固定閥塔板的干板壓降高于篩孔塔板的。由圖4可知,在相同開孔率下,與篩孔塔板相比,橢圓固定閥塔板的干板壓降升高了10%～20%,但這個增加幅度較小,說明橢圓固定閥塔板的開孔形狀、固閥排布等都是可行且良好的。

圖4 橢圓固定閥塔板與篩孔塔板的干板壓降

2.2 濕板壓降

濕板壓降與塔板上氣液兩相流動狀態的關系較為復雜,影響濕板壓降的主要因素為氣速變化和液體流動,表現為塔板上清液層高度對壓降的影響[16-18]。3種開孔率橢圓固定閥塔板的濕板壓降如圖5所示。

由圖5可知,塔板的總壓降均隨著F0、液流強度(Lw)、堰高(hw)的增大而增大。這是因為:F0越大,氣相通過閥孔后產生的干板阻力越大,使得相應的濕板壓降逐漸升高;堰高和液流強度都是通過影響板上液層高度來影響濕板壓降的,液層高度越大,氣體通過液層的阻力也越大,塔板壓降隨之增大。同時,開孔率越大,濕板壓降越大,原因在于開孔率較大時,閥孔間距較小,有液相存在時相鄰閥孔間的對沖現象更加明顯,導致能量損失增多。

為了探究影響濕板壓降的因素,采用加和模型法對數據進行擬合,其表達式見式(2)。從式(2)可以看出,濕板壓降包括3部分:液層壓降、干板壓降、剩余壓降,其中干板壓降已經擬合,由于塔板剩余壓降較小,可忽略,因此只需擬合液層壓降中的充氣因子,其具體擬合方法參見式(3),相關參數見表4。從表4可以看出,塔板充氣因子關聯式的R2均在0.90以上。當充氣因子接近于 1時,塔板上液層高度接近于實際清液層高度,板上的氣液擾動幅度較小,直接影響塔內氣液傳質效果。

表4 濕板壓降數據關聯結果

Δpw=ΔpL+Δpd+Δpr

(2)

(3)

式中:Δpw為濕板壓降,Pa;ΔpL為液層阻力,Pa;Δpd為干板壓降,Pa;Δpr為剩余壓降,Pa;ua為根據有效傳質面積計算得出的氣體速度,m/s;ρl為液相密度,kg/m3;n1,n2,n3,n4為擬合參數。

在液流強度為40 m3/(m·h)、堰高為50 mm的條件下,橢圓固定閥塔板與篩孔塔板之間的濕板壓降對比如圖6所示。由圖6可知,橢圓固定閥塔板的濕板壓降略高于篩孔塔板。原因分析如下:首先,篩孔塔板沒有閥蓋結構,氣流通過閥孔后不會撞擊閥蓋而導致能量損失,而氣流通過橢圓固定閥塔板閥孔后會有能量損失,導致濕板壓降增大,這與干板壓降的結論一致;其次,固定閥塔板上的閥片對液相有一定支撐作用,使得相同工況下塔板上的液層厚度略高于傳統篩孔塔板;相比而言,閥蓋對濕板壓降的影響更大,特別是在較大氣速工況下。隨著氣速不斷增大,氣液接觸逐漸呈噴射狀態,塔板實際液層高度趨于一致,因此兩種類型塔板的濕板壓降逐漸趨近至相同。

圖6 橢圓固定閥塔板與篩孔塔板的濕板壓降

2.3 霧沫夾帶

霧沫夾帶是指氣相負荷過高時下一層塔板的液體以液滴的形式吹進上層塔板而形成的軸向返混現象[19]。霧沫夾帶的量過大時,會嚴重降低塔板效率。因而,工業上設定一定的霧沫夾帶率,作為設備操作的上限。霧沫夾帶率的定義見式(4)。

ev=qt/(q0+qt)

(4)

式中:ev為霧沫夾帶率,%;qt為霧沫夾帶量,m3/h;q0為塔板上液體流量,m3/h;q0+qt為進液量,m3/h。

影響霧沫夾帶的因素主要有塔板結構、開孔率、板間距及氣液相負荷。考察橢圓固定閥塔板在不同液流強度、不同堰高下的霧沫夾帶率,結果如圖7所示。由圖7可知:對于3種不同開孔率的塔板,霧沫夾帶率均隨F0的增加而增加;當堰高和液流強度一定時,開孔率較大的橢圓固定閥塔板的霧沫夾帶率較小。這是因為隨著塔板開孔率增大,通過單個閥孔的氣速減小,導致氣相沒有足夠的動能夾帶更多液滴進入上層塔板而形成霧沫夾帶;同時,開孔率越大,塔板有效面積越小,板上液層高度增大,氣流穿過液層后的動能損失越多,會進一步降低霧沫夾帶率。

圖7 3種開孔率塔板在不同堰高和液流強度下的霧沫夾帶率

在堰高和液流強度較高時,塔板上液層高度增加,導致某一氣速下會有更多的小液滴被吹向上層塔板,使霧沫夾帶率增大;與此同時,部分大液滴形成之初在彈濺作用下到達上層塔板,也導致霧沫夾帶率增大。而當hw=30 mm,F0<15(m/s)·(kg/m3)0.5時,Lw為40 m3/(m·h)時的霧沫夾帶率比Lw為20 m3/(m·h)時的工況略低,這是因為:液流強度低時,板上液層高度較小,氣相更容易裹挾液滴至上層塔板而發生霧沫夾帶;當氣速增大后,塔板上液相流量限制了氣體裹挾的液滴量和氣液兩相擾動彈濺的大液滴量。可見,氣相流速和液流強度共同影響塔板霧沫夾帶率變化。

在塔板間距為450 mm的條件下(其他板間距條件下可進行修正[20]),采用吳昕華等[21]提出的霧沫夾帶模型[式(5)和式(6)]對試驗測得霧沫夾帶的數據進行處理后并擬合,結果見表5。

表5 霧沫夾帶數據關聯結果

(5)

(6)

式中:σ為空塔截面積與有效空塔截面積之比;cg氣相負荷因子,m/s;u為空塔氣速,m/s;φ塔板開孔率,%;HT為板間距,m;hf為塔板上泡沫層高度,m;hl清液層高度,m;A,a,b,c,d均為擬合參數。

值得說明的是,清液層高度hl是根據式(7)、式(8)計算得來的,泡沫層高度hf則是利用上文計算出的充氣因子關聯得到的α通過式(9)得來的。

hl=how+hw

(7)

(8)

hf=αhl

(9)

式中,how為高出堰的清液層高度,m。

從表5可以看出,3種開孔率塔板的霧沫夾帶關聯式的R2均在0.90以上,可用于優化設計時霧沫夾帶量。

在液流強度為40 m3/(m·h)、堰高為50 mm的條件下,橢圓固定閥塔板與篩孔塔板霧沫夾帶率的對比見圖8。由圖8可知,以霧沫夾帶率10%為氣相負荷上限時,篩孔塔板的閥孔動能因子F0為23.73(m/s)·(kg/m3)0.5,而橢圓固定閥塔板的F0為25.86(m/s)·(kg/m3)0.5,說明橢圓固定閥塔板允許有更高的氣速上限。

圖8 橢圓固定閥塔板與篩孔塔板的霧沫夾帶率

2.4 漏液率

當閥孔氣速過小時,氣體動能無法支撐起塔板上的液體,導致上層塔板液體大量從閥孔漏至下層塔板,造成液相返混。漏液會占用塔板上的氣相傳質通道,導致塔板效率下降。而且,當漏液嚴重時會造成塔內壓力大范圍波動,引發設備塔振動而發生危險。泄漏率的定義式見式(10)。

w=qq/(q0+qq)

(10)

式中:w為漏液率;qq為漏液量,m3/h;q0為塔板上液體流量,m3/h;q0+qq為進液量,m3/h。

塔板漏液率與堰高、塔板結構、氣液相負荷等因素有關。在不同的液流強度和堰高下,橢圓固定閥塔板的泄漏率如圖9所示。由圖9可知,3種開孔率的塔板均對氣相負荷的變化反應靈敏,開孔率較大塔板的漏液率較高。隨著F0增大,塔板的漏液情況迅速好轉,且在F0高于某一限值時,不同開孔率塔板的漏液量逐漸趨于一致。這是由于隨著氣速增大,塔板上液體幾乎完全被氣相推動向上運動,漏液率顯著減小。當堰高一定時,塔板液流強度與漏液率應呈正相關趨勢,但液流強度為60 m3/(m·h)下的漏液率卻稍低于液流強度為40 m3/(m·h)時的漏液率,這是因為,由式(10)可知q0增大時,漏液率反而降低。但隨著hw增大,漏液率也增大,說明氣相負荷一定時,液相負荷增大也是造成漏液的原因之一。

圖9 3種開孔率塔板在不同堰高和液流強度下的漏液率

當氣速增大到一定范圍后,塔板的漏液基本消失,此時對應的閥孔氣速稱為泄漏點孔速(u0min)。在實際生產中,通常將w=5%時的閥孔氣速設定為泄漏點孔速,作為設備氣相操作的下限[22]。采用計算泄漏點孔速的經驗式(11),對試驗測試數據進行擬合,結果見表6。

(11)

從表6可以看出:塔板的泄漏點孔速關聯式的R2均在0.90以上;同時,堰高對橢圓固定閥塔板的泄漏率影響更強,這是因為堰高與塔板的持液量成正比,持液量增加導致漏液更容易。相比之下,篩孔塔板沒有閥蓋結構,漏液量與塔板上液相負荷之比基本為定值,因而堰高對篩孔塔板的漏液率影響相對較小。

在液流強度為40 m3/(m·h)、堰高為50 mm的條件下,橢圓固定閥塔板與篩孔塔板的泄漏率對比見圖10。由圖10可知,當漏液率為10%時,篩孔塔板的F0≤8.2(m/s)·(kg/m3)0.5,而橢圓固定閥塔板的F0≤6.8(m/s)·(kg/m3)0.5。這說明在相同的閥孔氣速下,篩孔塔板比橢圓固定閥塔板的漏液量更大。其原因在于,固定閥閥蓋起到很好的支撐作用,可以防止液相直接從閥孔落入下一層塔板,有效減少了漏液。

2.5 氣相負荷性能比較

合理的塔板結構不僅能提高氣液接觸效率,還能降低霧沫夾帶量和漏液量。圖11展示了橢圓固定閥塔板和篩孔塔板的霧沫夾帶線(ev=10%時的空塔氣速隨液相體積流量的變化曲線)和漏液線(w=5%時的空塔氣速隨液相體積流量的變化曲線),直觀反映了兩種塔板的氣液相負荷性能。從圖11可以看出,橢圓固定閥塔板比篩孔塔板更具優勢。橢圓固定閥閥腿的液流導向和閥蓋向下彎曲折邊的氣流導向相協作,使得氣液流通更加平穩,液面梯度較低,氣相負荷性能更好。在固定的液相負荷下,橢圓固定閥塔板的漏液線均較低,而其霧沫夾帶線均較高。此外,在相同液相流量下,橢圓固定閥塔板A的氣相流速降幅最大,為31.12%;橢圓固定閥塔板C的霧沫夾帶氣相流速增幅最大,為45.22%。通過氣相負荷性能圖,可以粗略判斷固定閥塔板的上限空塔動能因子可以達到2左右,通量較篩孔塔板大;而結構合理的橢圓固定閥塔板操作彈性比可以達到或超過3.5,操作范圍比篩孔塔板更寬。因此,初步認定橢圓固定閥塔板A的結構較為合理,但在氣相負荷較大時,可以考慮采用橢圓固定閥塔板C的結構。

圖11 不同工況下氣相負荷性能對比

3 氣液兩相流場CFD模擬

為了進一步探究橢圓固定閥塔板的氣液相流場對其流體力學性能的影響,通過Fluent軟件對橢圓固定閥塔板上的氣液流場進行了三維數值模擬,重點研究了塔板上固定閥周圍以及相鄰閥件之間的流場分布,系統了解橢圓固定閥塔板上氣液兩相的流動特征。數值模擬過程假設氣體流過固定閥孔隙的流動態為湍流,參照Shenastaghi等[23]的研究選用Standardκ-ε模型,并將模型分成多個區域依次劃分網格,靠近固定閥及塔板處采用非結構四面體網格進行加密處理,其他區域采用較大尺寸的六面體網格。考慮到計算區域為幾何對稱形狀,采用SolidWorks建立半塔物理模型,以清液層高度為基準對網格劃分進行調整,并進行模擬驗證,結果發現隨網格數量增加,模擬值與試驗值逐漸接近,最終確定模型的網格總數為858 531個,節點總數為4 553 066個。

采用有限體積法對控制方程進行離散化,為保證計算穩定性,采用一階精度的離散格式處理對流項。在默認的松弛因子下,采用SIMPLE算法處理壓力-速度耦合。

3.1 模型驗證

文獻[24-25]發現,通過清液層高度變化能更好地判斷計算是否達到收斂。當模擬的清液層高度以較小的幅度上下波動并趨于穩定時,則認為計算收斂,且此時塔板上氣液流動為動態平衡狀態。在Lw=20 m3/(m·h),hw=30 mm,u=0.82 m/s條件下,對塔板A的數據進行模擬,結果見圖12。如圖12所示,模型在6 s后達到收斂。由于應在清液層穩定后對模擬結果分析,因此選取分析時間為10 s。

圖12 清液層高度的瞬態監測結果

表7為清液層高度的計算流體力學(CFD)模擬值與試驗測量值的比較。從表7可以看出,清液層高度隨空塔氣速的增大而降低,模擬值略高于試驗值,二者的相對誤差約8%,與文獻[26]研究結果誤差比較,證明所建CFD模型具有較好的準確性。

表7 清液層高度的模擬值與試驗值

3.2 模擬結果分析

圖13為橢圓固定閥塔板x-z剖面(板上10 mm)上氣液相速度場及流線場局部放大圖。由圖13可以看出,來自相鄰閥側孔流出的氣流在4個固定閥的中心強烈碰撞后,部分到達閥頂上方空間,增強了上方空間的湍流程度,有利于提高氣液傳質。然而,由于液相被氣相中的湍流所偏離,相鄰閥腿之間存在明顯的旋渦。盡管旋渦可以增加兩相之間的接觸時間,但它們往往使液相停滯,導致漏液增加。因此,為了保持橢圓固定閥的結構,可以設計為沿著液流方向“前寬后窄”的結構,從而有利于液相流動,減少漏液。單個固定閥液相分布云圖的放大圖見圖14。從圖14可以看出,固定閥閥蓋的支撐作用有效減小了塔板的漏液,這與試驗測試結果一致。但是,在閥蓋上方滯留了部分液相,不利于氣液接觸傳質。