晃動(dòng)對(duì)規(guī)整填料吸收塔壓降影響

唐建峰, 程 強(qiáng), 張豪杰, 楊文剛, 邢慶艷, 史澤林

(1.中國石油大學(xué)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院,山東青島 266580; 2.中國石油大學(xué)山東省油氣儲(chǔ)運(yùn)安全省級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東青島 266580; 3.中海石油氣電集團(tuán)技術(shù)研發(fā)中心,北京 100027)

大型浮式液化天然氣裝置FLNG(floating liquid natural gas)作為海上油氣預(yù)處理的重要設(shè)施,具有調(diào)配靈活、節(jié)約成本、安全環(huán)保的特點(diǎn),但晃動(dòng)對(duì)FLNG上相關(guān)設(shè)備的性能可能有一定影響[1-4]。特別塔設(shè)備作為天然氣預(yù)處理的主要設(shè)施,了解其在海上平臺(tái)的性能狀況具有現(xiàn)實(shí)意義[5-7]。壓降是塔器設(shè)備主要性能參數(shù)之一,要求塔器壓降不能過大,壓降減小意味著能大大節(jié)省生產(chǎn)中的動(dòng)力消耗,降低操作成本[8-9]在大多數(shù)分離物系中,操作壓力下降會(huì)使相對(duì)揮發(fā)度上升,這對(duì)于真空操作尤為重要。對(duì)于新塔可以大幅度降低塔高,減小塔徑;對(duì)于老塔可以減小回流比以求節(jié)能或提高產(chǎn)量與產(chǎn)品質(zhì)量,填料塔壓降是表征氣液分布性能好壞的重要指標(biāo)。壓降反映填料塔的傳質(zhì)性能,壓降越大,氣液分布不均,傳質(zhì)性能越差,反之傳質(zhì)性能越好[10-13]。筆者通過試驗(yàn)和模擬相互補(bǔ)充、驗(yàn)證的方法,研究晃動(dòng)條件下規(guī)整填料吸收塔的壓降分布規(guī)律,得出各單自由度晃動(dòng)及兩自由度耦合晃動(dòng)對(duì)規(guī)整填料吸收塔的壓降影響規(guī)律。

1 試驗(yàn)裝置及數(shù)值計(jì)算模型

1.1 試驗(yàn)裝置及流程

試驗(yàn)采用空氣-水物系在承重1.5 t的晃動(dòng)平臺(tái)上,塔徑為600 mm,填料層高2 m的塔內(nèi)進(jìn)行,考慮到減少晃動(dòng)平臺(tái)的承重,塔體選用密度較低的PPR材質(zhì)塔段,塔內(nèi)填裝Mellapak350Y型金屬孔板波紋填料,晃動(dòng)平臺(tái)可實(shí)現(xiàn)橫搖、縱搖、艏搖、橫蕩、縱蕩、垂蕩6個(gè)自由度晃動(dòng)及其相互耦合工況。試驗(yàn)所用測(cè)定晃動(dòng)對(duì)規(guī)整填料影響的裝置如圖1所示。

圖1 填料塔氣液流動(dòng)試驗(yàn)裝置Fig.1 Experiment device of gas-liquid flow in packed tower

試驗(yàn)時(shí)水由額定功率為5.5 kW的離心式泵經(jīng)由浮子流量計(jì)泵送至塔頂,空氣由風(fēng)機(jī)在一定壓力下送至塔底,氣液相在塔內(nèi)逆流接觸。先測(cè)量不同氣速下的干塔壓降,然后測(cè)量濕塔壓降。具體方法為:在較大噴淋密度及風(fēng)速下進(jìn)行預(yù)液泛,預(yù)液泛保持30 min后認(rèn)為填料充分潤濕。然后,固定在某一液體噴淋密度下,逐漸加大氣量并記錄各氣量下壓差直至液泛。從液泛點(diǎn)開始逐漸減少氣量,測(cè)出各氣量下的下行值。重復(fù)上述測(cè)定,分別測(cè)出噴淋量為0、10、15 m3/h的填料層壓降。通過調(diào)節(jié)金屬浮子流量計(jì)控制液體噴淋密度,調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)頻率控制氣速,用U型壓差計(jì)測(cè)量壓降。

1.2 數(shù)值計(jì)算模型建立

1.2.1 規(guī)整填料二維模型

為了分析流體在流道內(nèi)流動(dòng)過程中壓力的變化趨勢(shì),建立規(guī)整填料的二維數(shù)值模型[14-16],模型采用Mellapak350Y型金屬孔板波紋填料,模型長度為180 mm,包括氣相出口(63 mm)、液相入口(5 mm),液相出口(3 mm),氣相入口(9 mm),其余各面為壁面,填料板波紋頂部采用弧形過渡,半徑為1 mm。模型如圖2所示。

圖2 規(guī)整填料流道模型Fig.2 Packing model picture

模型采用四邊形結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。對(duì)于規(guī)整填料內(nèi)氣液兩相逆流流動(dòng)過程,為了保證液膜中至少有5個(gè)網(wǎng)格,將網(wǎng)格大小設(shè)置為0.2 mm,所劃分的網(wǎng)格總數(shù)為88 632個(gè)。

氣液兩相均有2個(gè)進(jìn)口、2個(gè)出口。設(shè)置液相入口為速度入口,速度為0.03 m/s;液相出口為壓力出口;氣相入口也為速度入口;氣相出口為壓力出口;壁面為無滑移壁面。Fluent求解器選用Pressure Based,非定常計(jì)算方法。多相流模型選用Eularian模型,勾選Multi-Fluid VOF Model選項(xiàng)。湍流模型選用RNGk-ε湍流模型,參數(shù)為默認(rèn)。流場(chǎng)計(jì)算選用SIMPLE算法。動(dòng)量方程、湍動(dòng)能方程和湍能耗散方程均釆用二階迎風(fēng)格式,體積分?jǐn)?shù)采用Modified HRIC格式。在液相流動(dòng)過程中要考慮其重力的影響,設(shè)定重力方向?yàn)閥軸負(fù)向,重力加速度為9.8 m/s2。

1.2.2 規(guī)整填料三維模型

建立規(guī)整填料的三維數(shù)值模型分析流體在整個(gè)塔器內(nèi)部宏觀的流場(chǎng)分布,由于填料的內(nèi)部結(jié)構(gòu)與多孔介質(zhì)模型具有相似性,因此塔體內(nèi)部填料段采用多孔介質(zhì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化處理,其模型如圖3所示。

圖3 填料塔塔體模型示意圖Fig.3 Mess generation of cold model packed tower

模擬所采用的網(wǎng)格為六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并在結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜的液體分布孔處進(jìn)行網(wǎng)格加密。整體網(wǎng)格數(shù)為140萬,經(jīng)過網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn),網(wǎng)格數(shù)量與計(jì)算結(jié)果無關(guān)。Element Quality控制在0.98。Skewness均值控制在小于0.032,Aspect Ratio值為1.14,可見劃分的網(wǎng)格質(zhì)量較好,可進(jìn)行模擬工作。

本次模擬中,數(shù)值計(jì)算模型選擇壓力求解器,瞬態(tài)模擬,重力加速度為9.8 m/s2。塔內(nèi)流體雷諾數(shù)較大,故湍流模型可選取標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型,近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。數(shù)值計(jì)算模型晃動(dòng)條件的引入通過添加UDF程序來實(shí)現(xiàn)。進(jìn)料口處截面定義為速度入口,所有孔口截面進(jìn)行編號(hào)并逐一定義為壓力出口。入口根據(jù)進(jìn)液流量和入口面積給出入口速度,出口與大氣相連,表壓為零。

2 試驗(yàn)和模擬結(jié)果分析

通過試驗(yàn)得到干塔時(shí)各工況下壓降隨氣速的變化趨勢(shì)。介于試驗(yàn)自身的局限,為更全面、直觀地研究填料塔在晃動(dòng)時(shí)的整體壓力分布情況以及填料層流道內(nèi)的壓力分布,利用FLUENT分別建立了二維和三維模型。由于填料塔自身是中心對(duì)稱圖形,橫搖與縱搖、橫蕩與縱蕩工況對(duì)填料塔的影響規(guī)律相同。為了簡(jiǎn)化試驗(yàn)工作量,單自由度晃動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果選取橫搖、艏搖、橫蕩、縱蕩詳細(xì)分析。與之對(duì)應(yīng),數(shù)值模擬的對(duì)象同樣是對(duì)稱的回轉(zhuǎn)結(jié)構(gòu),因此模擬分析也同樣選取這幾種晃動(dòng)形式。

2.1 干塔時(shí)晃動(dòng)對(duì)壓降影響

在開始干塔下的試驗(yàn)前,應(yīng)確保填料塔內(nèi)部干燥。然后通過調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)的進(jìn)氣頻率改變氣體的進(jìn)口風(fēng)速,最終得到不同工況下干塔壓降隨風(fēng)速的變化規(guī)律。通過試驗(yàn)測(cè)得的干塔壓降的變化規(guī)律如圖4所示。

圖4 干塔時(shí)各晃動(dòng)下壓降隨氣速變化曲線Fig.4 Curves of pressure drop change with gas velocity in sloshing

由圖4(a)可知,靜止時(shí)壓降隨氣速的變化關(guān)系為線性變化,氣速越大,壓降越大。壓降總體在39～166 Pa/m,壓降整體變化較小。氣速較低,靜止時(shí)壓降相對(duì)較高;氣速較大時(shí),個(gè)別晃動(dòng)工況下的壓降更高一些?？傮w上靜止與幾種單自由度晃動(dòng)的最大差值約為10 Pa/m,差值很小,認(rèn)為單自由度晃動(dòng)對(duì)干塔壓降基本無影響。

由圖4(b)可以看出,各耦合工況下壓降隨氣速的增加仍然是線性變化。當(dāng)氣速在低于1.8 m/s的范圍內(nèi),靜止以及各耦合晃動(dòng)工況之間壓降差別較小,最大差值約10 Pa/m;當(dāng)氣速在1.8～2.4 m/s時(shí),壓降差值增大,此時(shí)晃動(dòng)對(duì)壓降產(chǎn)生一定影響,特別是壓降受橫搖5°+縱搖5°工況的影響最大,最大壓降達(dá)到186 Pa/m較靜止工況時(shí)最大壓降大20 Pa/m左右?？梢娸^大幅度耦合晃動(dòng)對(duì)填料層的干塔壓降有一定影響。

2.2 濕塔時(shí)晃動(dòng)對(duì)壓降影響

為多角度研究晃動(dòng)對(duì)規(guī)整填料壓降的影響規(guī)律,濕塔壓降選取該填料塔操作范圍內(nèi)的10和15 m3/h兩種噴淋密度的壓降進(jìn)行研究。氣速范圍則取決于對(duì)應(yīng)的液泛氣速。

2.2.1 10 m3/h噴淋量

圖5為10 m3/h噴淋量時(shí)各晃動(dòng)下壓降隨氣速變化曲線。如圖5(a)所示,幾種單自由度晃動(dòng)和靜止時(shí)的濕塔壓降曲線基本上沿線性變化,隨著氣速增加,壓降增大。從試驗(yàn)數(shù)值上分析,濕塔壓降增大到干塔壓降的近2倍。兩種平蕩晃動(dòng)與靜止時(shí)的壓降曲線幾乎重合,相差不大,相同氣速下壓降最大相差僅30 Pa/m左右。試驗(yàn)是從泛點(diǎn)氣速開始逐漸減小風(fēng)量,測(cè)量壓差的。從圖5(a)中可以看出,在氣速大于2.1 m/s之后,壓降的增幅明顯增大,這是因?yàn)榇藭r(shí)氣速接近液泛氣速,液體不能順暢流下,使得填料表面液膜厚度增加,加大了上升氣體和下降液膜之間的阻力,從而壓降顯著增大。

圖5 10 m3/h噴淋量時(shí)各晃動(dòng)下壓降隨氣速變化曲線Fig.5 Curves of pressure drop change with gas velocity in sloshing in 10 m3/h spray volume

根據(jù)圖5(b)可知,耦合晃動(dòng)工況的濕塔壓降曲線與靜止工況一樣,基本是線性變化的。橫搖2°+縱搖2°和橫蕩100 mm+縱蕩100 mm與靜止時(shí)的壓降曲線相差不大,說明平蕩和較小幅度的搖擺對(duì)壓降的變化影響微弱。而較大幅度的搖擺耦合工況壓降明顯較靜止時(shí)壓降增大,最大差值約為50 Pa/m。較大壓降差值發(fā)生在氣速為2.1～2.4 m/s。液泛使得壓降增大,也說明耦合晃動(dòng)在較大氣速時(shí)對(duì)填料層壓降的影響更大,這是因?yàn)檩^大的氣速使液膜不能順暢下流,搖擺使塔內(nèi)液體在徑向流動(dòng),分布更加不均勻,從而填料表面液膜厚度增加且不穩(wěn)定,從而使氣體上升阻力增大,壓降增大。耦合晃動(dòng)橫搖5°+縱搖5°接近液泛氣速時(shí)的壓降為343 Pa/m左右,而橫搖5°在近液泛氣速時(shí)的壓降為323 Pa/m左右,說明較大幅度的耦合晃動(dòng)比單自由度搖擺對(duì)壓降有更大影響。

2.2.2 15 m3/h噴淋量

圖6為噴淋量15 m3/h時(shí)各晃動(dòng)下壓降隨氣速變化曲線。由圖6(a)可知,壓降隨氣速基本呈線性變化,同時(shí)壓降的波動(dòng)程度變大。此時(shí)曲線波動(dòng)程度較10 m3/h的波動(dòng)程度更大,說明在相同氣速條件下,噴淋密度增大,會(huì)加強(qiáng)晃動(dòng)對(duì)壓降的影響能力。由于噴淋量增大,在氣速為1.9 m/s左右時(shí)就已達(dá)到液泛點(diǎn)。氣速較小時(shí),壓降隨氣速變化幅度較小,而氣速達(dá)到1.14 m/s特別是1.5 m/s之后,壓降隨氣速變化幅度增大,這也是因?yàn)橐悍汉突蝿?dòng)。從圖6還可以看出,橫蕩100 mm和垂蕩100 mm的壓降曲線均較靜止的壓降曲線偏低,數(shù)值上較靜止時(shí)平均小20 Pa/m左右,最大差值為60 Pa/m左右,認(rèn)為平蕩工況在一定程度上降低了填料層的壓降。分析認(rèn)為隨著噴淋量增加,填料層內(nèi)的液相負(fù)荷增加,這導(dǎo)致了晃動(dòng)對(duì)流體分布不均勻性的影響變大。當(dāng)液體在填料層內(nèi)隨著晃動(dòng)產(chǎn)生的加速度做不規(guī)則運(yùn)動(dòng)時(shí),這可能導(dǎo)致了氣體的通道發(fā)生改變,但這種規(guī)律并不能通過試驗(yàn)觀察到,需要對(duì)填料層流道的模擬進(jìn)行驗(yàn)證。

由圖6(b)可知,15 m3/h噴淋量時(shí)的耦合晃動(dòng)的濕塔壓降曲線與靜止時(shí)的壓降曲線不再呈線性變化,而是在氣速較大時(shí),曲線傾角增大,同樣曲線波動(dòng)程度更大。在氣速接近液泛氣速時(shí),耦合晃動(dòng)形式和靜止時(shí)的壓降增幅均顯著增大,說明較大幅度的耦合晃動(dòng)在近液泛氣速范圍內(nèi)對(duì)壓降的影響程度更大。同時(shí)橫蕩100 mm+垂蕩100 mm以及兩種搖擺+平蕩耦合工況的壓降曲線甚至略低于靜止的壓降曲線。而在較大氣速時(shí),橫搖5°+縱搖5°和橫搖2°+縱搖5°耦合工況較靜止的壓降偏大,其在一定范圍內(nèi)增大了填料層的壓降?？傮w上較大幅度的搖擺耦合工況在一定氣速范圍內(nèi)增大填料層壓降,而平蕩+平蕩和搖擺+平蕩的耦合工況在一定氣速范圍內(nèi)減小了填料層的壓降,但這種影響作用有限。

圖6 噴淋量15 m3/h時(shí)各晃動(dòng)下壓降隨氣速變化曲線Fig.6 Curves of pressure drop change with gas velocity in sloshing in 15 m3/h spray volume

2.3 規(guī)整填料整體壓力云圖

用三維模型模擬得到填料塔縱向剖面的壓力分布云圖,如圖7所示。

由圖7可以看出,靜止工況時(shí)填料塔軸向上壓力基本呈帶狀分布,類似于試驗(yàn)研究的線性變化規(guī)律。從液體進(jìn)口開始到填料段中部區(qū)域,塔內(nèi)壓力的變化是逐漸上升的;而從填料段中部到塔底出口處,塔內(nèi)壓力又呈現(xiàn)逐漸下降趨勢(shì)。這是由于液體在進(jìn)入塔內(nèi)的初始階段保持一定的初速度,在液體向下流動(dòng)的過程中不斷受到填料所造成的阻力作用,使部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化成壓能,壓力逐漸上升。當(dāng)液體流動(dòng)到冷模塔中段某個(gè)區(qū)域時(shí),液體動(dòng)能與壓能的轉(zhuǎn)化達(dá)到一個(gè)平衡狀態(tài),此時(shí)壓力達(dá)到峰值。在塔段的下半部分,塔底出口處的表壓為0,壓力峰值區(qū)域與塔底出口區(qū)域產(chǎn)生一定的壓力差;對(duì)于各單自由度晃動(dòng),冷模塔內(nèi)的壓力分布在塔徑方向上出現(xiàn)一定偏移,沿晃動(dòng)方向的塔器側(cè)壁面高壓區(qū)域的范圍增大,壓力層呈帶狀分布的特征變得模糊,部分晃動(dòng)工況下的壓力甚至不再呈帶狀分布。這也與試驗(yàn)得到的晃動(dòng)時(shí)壓降波動(dòng)程度增大的結(jié)論一致。

圖7 各工況下冷模塔縱截面壓力分布示意圖Fig.7 Cross section gas liquid pressure distribution diagram of cold model tower under different sloshing forms

2.4 規(guī)整填料流道內(nèi)壓力云圖

對(duì)于整個(gè)塔器來說,晃動(dòng)對(duì)壓降影響不大,但是晃動(dòng)會(huì)使填料塔內(nèi)各壓力層之間的界限變得彎曲和模糊。建立二維填料流道內(nèi)壓力分布模型,如圖8所示。選取氣速為1 m/s時(shí)的壓力分布進(jìn)行分析。

由圖8可知,靜止時(shí)的填料層流道內(nèi)壓力在豎直方向上基本呈帶狀分布,與三維模型的填料塔整體壓力分布一致。在晃動(dòng)工況下,流道內(nèi)壓力分布總體上呈帶狀分布,但在壓力層分界處附近,壓力的分層變得模糊,甚至出現(xiàn)了塊狀分布,或在流道一側(cè)壓力較高,另一側(cè)壓力較低的現(xiàn)象,特別是橫搖5°時(shí),這種現(xiàn)象更加明顯,而垂蕩100 mm則幾乎與靜止時(shí)沒有區(qū)別。這是因?yàn)閾u擺晃動(dòng)時(shí)塔體傾斜,使得液相在流道內(nèi)飛濺、破碎,并聚集于低側(cè)面,液膜變厚,另一側(cè)液膜變薄,從而氣體在液膜較厚的一側(cè)受阻力變大,壓降變大,而另一側(cè)則相反。這也與試驗(yàn)研究的結(jié)論相呼應(yīng)。

圖8 不同工況下填料流道內(nèi)壓力變化Fig.8 Pressure change in flow channel of tower under different sloshing forms

3 結(jié) 論

(1)單自由度晃動(dòng)工況對(duì)填料塔干塔和較小噴淋密度下的濕塔壓降基本無影響。但在噴淋密度較大時(shí),各單自由度晃動(dòng)工況使填料塔壓降的波動(dòng)程度增大,弱化甚至打破了靜止時(shí)壓力在填料塔中的帶狀分布,甚至呈現(xiàn)塊狀式或區(qū)域式分布。

(2)兩自由度耦合晃動(dòng)總體上對(duì)填料塔的干塔壓降沒有明顯影響。平蕩+平蕩、搖擺+平蕩仍然對(duì)填料塔濕塔壓降影響不大,可忽略不計(jì);而搖擺+搖擺耦合工況的晃動(dòng)幅度較小時(shí),其對(duì)填料塔的壓降影響不大,亦可忽略不計(jì);但搖擺+搖擺耦合工況的晃動(dòng)幅度較大時(shí),特別是在噴淋密度也較大時(shí),填料層壓降增幅變大?？傮w上壓降大小、趨勢(shì)與靜止時(shí)相差不大,但壓力分布的波動(dòng)程度較單自由度晃動(dòng)時(shí)更大。

(3)噴淋密度較大時(shí)的平蕩以及搖擺+平蕩兩種晃動(dòng)工況其壓降數(shù)值都略小于靜止工況下的壓降。

(4)單自由度和兩自由度晃動(dòng)不會(huì)顯著影響整體壓降,但晃動(dòng)使填料層壓降的波動(dòng)程度增大,反映出填料層內(nèi)氣相流道的不穩(wěn)定,進(jìn)而反映出填料層上液膜的不穩(wěn)定及厚度不均影響傳質(zhì)的穩(wěn)定、高效進(jìn)行。

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