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晃动和震动对规整填料吸收塔压降影响
2019-06-18 阅读：次
内径为 600 mm,填装有 Mellapak350Y 型金属孔板波纹填料的塔固定在可实现 6 个自由度晃动的平台上,分别进行静止和晃动在不同气速、喷淋密度下对填料层压降影响的试验研究。
研究晃动时填料塔整体以及填料层流道内的压力分布规律,对 Mellapak350Y 型填料分别建立二维、三维的 CFD 模型,通过添加 UDF 程序实现模型晃动条件的引入。
结果表明:晃动对填料层的整体压降无显著影响,但较大幅度摇摆或摇摆＋摇摆耦合晃动在气速较大时会一定程度上压降;晃动会虚化静止时填料层压降在轴向上的带状分布状态,甚至呈现块状式或区域式分布。
结果表明:晃动对填料层的整体压降无显著影响,但较大幅度摇摆或摇摆＋摇摆耦合晃动在气速较大时会一定程度上压降;晃动会虚化静止时填料层压降在轴向上的带状分布状态,甚至呈现块状式或区域式分布。
大型浮式液化气装置 FLNG( floating liquid natural gas) 作为海上油气预处理的重要设施,具有调配灵活、节约成本、的特点, 但晃动对
FLNG 上相关设备的性能可能有一定影响。 特别塔设备作为气预处理的主要设施,了解其在海上平台的性能状况具有现实意义[5-7] 。 压降是塔器设备主要性能参数之一,要求塔器压降不能过大, 压降减小意味着能大大节省生产中的动力消耗,降低操作成本[8-9] 在大多数分离物系中,操作压力下降会使相对挥发度上升,这对于真空操作尤为重要。对于新塔可以大幅度降低塔高,减小塔径;对于老塔可以减小回流比以求节能或提高产量与产量, 填料塔压降是表征气液分布性能好坏的重要指标。压降反映填料塔的传质性能,压降越大,气液分布不均,传质性能越差,反之传质性能越好[10-13] 。 笔者通过试验和模拟相互补充、验证的方法,研究晃动条件下规整填料吸收塔的压降分布规律,得出各单自由度晃动及两自由度耦合晃动对规整填料吸收塔的压降影响规律。
1 试验装置及数值计算模型
1. 1 试验装置及流程
试验采用空气_ 水物系在承重 1. 5 t 的晃动平
台上,塔径为 600 mm,填料层高 2 m 的塔内进行,考虑到减少晃动平台的承重, 塔体选用密度较低的
PPR 材质塔段,塔内填装 Mellapak350Y 型金属孔板波纹填料,晃动平台可实现横摇、纵摇、艏摇、横荡、纵荡、垂荡 6 个自由度晃动及其相互耦合工况。 试验所用测定晃动对规整填料影响的装置如图 1 所示。
试验时水由额定功率为 5. 5 kW 的离心式泵经
由浮子流量计泵送至塔顶,空气由风机在一定压力下送至塔底,气液相在塔内逆流接触。 先测量不同气速下的干塔压降,然后测量湿塔压降。 具体方法为:在较大万喷方淋数密据度及风速下进行预液泛,预液泛保持 30 min 后认为填料充分润湿。 然后,固定在某一液体喷淋密度下,逐渐加大气量并记录各气量下压差直至液泛。 从液泛点开始逐渐减少气量,测出各气量下的下行值。 重复上述测定,分别测出喷淋量为 0、10、15 m3 / h 的填料层压降。 通过调节金属浮子流量计控制液体喷淋密度,调节风机频率控制气速,用 U 型压差计测量压降。
1. 2 数值计算模型建立
1. 2. 1 规整填料二维模型
为了分析流体在流道内流动过程中压力的变化趋势,建立规整填料的二维数值模型[14-16] ,模型采用 Mellapak350Y 型金属孔板波纹填料,模型长度为180 mm,包括气相出口(63 mm)、液相入口(5 mm),液相出口(3 mm),气相入口(9 mm),其余各面为壁面,填料板波纹顶部采用弧形过渡,半径为 1 mm。
模型如图 2 所示。
模型采用四边形结构网格。 对于规整填料内气液两相逆流流动过程,为了保证液膜中至少有 5 个
网格,将网格大小设置为 0. 2 mm,所划分的网格总
数为 88 632 个。
气液两相均有 2 个进口、2 个出口。 设置液相入口为速度入口,速度为 0. 03 m / s;液相出口为压力出口;气相入口也为速度入口;气相出口为压力出口;壁面为无滑移壁面。 Fluent 求解器选用 Pressure
Based,非定常计算方法。 多相流模型选用 Eularian模型,勾选 Multi_Fluid VOF Model 选项。 湍流模型选用 RNGk_ε 湍流模型,参数为默认。 流场计算选用 SIMPLE 算法。 动量方程、湍动能方程和湍能耗散方程均釆用二阶迎风格式,体积分数采用 Modi- fied HRIC 格式。 在液相流动过程中要考虑其重力的影响,设定重力方向为 y 轴负向,重力加速度为
9. 8 m / s2 。
1. 2. 2 规整填料三维模型
建立规整填料的三维数值模型分析流体在整个塔器内部宏观的流场分布,由于填料的内部结构与多孔介质模型具有相似性,因此塔体内部填料段采用多孔介质模型进行简化处理,其模型如图 3 所示。
模拟所采用的网格为六面体结构化网格, 并在结构比较复杂的液体分布孔处进行网格加密。整体网格数为 140 万,经过网格独立性检验,网格数量 与 计 算 结 果 无 关。 Element Quality 控 制 在
0. 98。 Skewness 均 值 控 制 在 小 于 0. 032, Aspect
Ratio 值为 1. 14,可见划分的网格质量较好, 可进行模拟工作。
本次模拟中,数值计算模型选择压力求解器,瞬态模拟,重力加速度为9. 8 m / s2 。塔内流体雷诺数较大,故湍流模型可选取标准 k _ ε 模型,近壁面处理采用标准壁面函数。 数值计算模型晃动条件的引入通过添加 UDF 程序来实现。 进料口处截面定义为速度入口,所有孔口截面进行编号并逐一定义为压力出口。 入口根据进液流量和入口面积给出入口速度,出口与大气相连,表压为零。
2 试验和模拟结果分析
通过试验得到干塔时各工况下压降随气速的变化趋势。 介于试验自身的局限,为更全面、直观地研究填料塔在晃动时的整体压力分布情况以及填料层流道内的压力分布,利用 FLUENT 分别建立了二维和三维模型。 由于填料塔自身是中心对称图形,横摇与纵摇、横荡与纵荡工况对填料塔的影响规律相同。 为了简化试验工作量,单自由度晃动对试验结果选取横摇、艏摇、横荡、纵荡详细分析。 与之对应, 数值模拟的对象同样是对称的回转结构,因此模拟分析也同样选取这几种晃动形式。
2. 1 干塔时晃动对压降影响
在开始干塔下的试验前,应确保填料塔内部干燥。 然后通过调节风机的进气频率改变气体的进口风速,终得到不同工况下干塔压降随风速的变化规律。 通过试验测得的干塔压降的变化规律如图 4 所示。
由图 4( a) 可知,静止时压降随气速的变化关系为线性变化,气速越大,压降越大。 压降总体在 39
~ 166 Pa / m,压降整体变化较小。 气速较低,静止时压降相对较高;气速较大时,个别晃动工况下的压降更高一些。 总体上静止与几种单自由度晃动的大差值约为 10 Pa / m,差值很小,认为单自由度晃动对干塔压降万基方本数无据影响。
由图 4( b) 可以看出,各耦合工况下压降随气速的增加仍然是线性变化。 当气速在低于 1. 8 m / s 的范围内,静止以及各耦合晃动工况之间压降差别较小,大差值约 10 Pa / m; 当气速在 1. 8 ~ 2. 4 m / s时,压降差值,此时晃动对压降产生一定影响, 特别是压降受横摇 5° ＋纵摇 5° 工况的影响大,大压降达到 186 Pa / m 较静止工况时大压降大 20Pa / m 左右。 可见较大幅度耦合晃动对填料层的干塔压降有一定影响。
2. 2 湿塔时晃动对压降影响
为多角度研究晃动对规整填料压降的影响规律,湿塔压降选取该填料塔操作范围内的 10 和 15 m3 / h 两种喷淋密度的压降进行研究。 气速范围则取决于对应的液泛气速。
2. 2. 1 10 m3 / h 喷淋量
图 5 为 10 m3 / h 喷淋量时各晃动下压降随气速变化曲线。 如图 5( a) 所示,几种单自由度晃动和静止时的湿塔压降曲线基本上沿线性变化,随着气速增加,压降。 从试验数值上分析,湿塔压降到干塔压降的近 2 倍。 两种平荡晃动与静止时的压降曲线几乎重合,相差不大,相同气速下压降大相差 30 Pa / m 左右。 试验是从泛点气速开始逐渐减小风量,测量压差的。 从图 5 ( a) 中可以看出,在气速大于 2. 1 m / s 之后,压降的增幅明显,这是因为此时气速接近液泛气速,液体不能顺畅流下,使得填料表面液膜厚度增加,加大了上升气体和下降液膜之间的阻力,从而压降显著。
根据图 5( b) 可知,耦合晃动工况的湿塔压降曲线与静止工况一样,基本是线性变化的。 横摇 2° ＋ 纵摇 2°和横荡 100 mm＋纵荡 100 mm 与静止时的压降曲线相差不大,说明平荡和较小幅度的摇摆对压降的变化影响微弱。 而较大幅度的摇摆耦合工况压降明显较静止时压降,大差值约为 50 Pa / m。较大压降差值发生在气速为 2. 1 ~ 2. 4 m / s。 液泛使得压降,也说明耦合晃动在较大气速时对填料层压降的影响更大,这是因为较大的气速使液膜不能顺畅下流,摇摆使塔内液体在径向流动,分布更加不均匀,从而填料表面液膜厚度增加且不稳定,从而使气体上升阻力,压降。 耦合晃动横摇
5°＋纵摇 5°接近液泛气速时的压降为 343 Pa / m 左右,而横摇 5° 在近液泛气速时的压降为 323 Pa / m 左右,说明较大幅度的耦合晃动比单自由度摇摆对压降有更大影响。
2. 2. 2 15 m3 / h 喷淋量
图 6 为喷淋量 15 m3 / h 时各晃动下压降随气速变化曲线。 由图 6( a) 可知,压降随气速基本呈线性变化,同时压降的波动程度变大。 此时曲线波动程度较 10 m万3 方/ h数的据波动程度更大,说明在相同气速条件下,喷淋密度,会加强晃动对压降的影响能力。 由于喷淋量,在气速为 1. 9 m / s 左右时就已达到液泛点。 气速较小时,压降随气速变化幅度较小,而气速达到 1. 14 m / s 特别是 1. 5 m / s 之后, 压降随气速变化幅度,这也是因为液泛和晃动。从图 6 还可以看出,横荡 100 mm 和垂荡 100 mm 的压降曲线均较静止的压降曲线偏低,数值上较静止时平均小 20 Pa / m 左右,大差值为 60 Pa / m 左右, 认为平荡工况在一定程度上降低了填料层的压降。分析认为随着喷淋量增加,填料层内的液相负荷增加,这导致了晃动对流体分布不均匀性的影响变大。当液体在填料层内随着晃动产生的加速度做不规则运动时,这可能导致了气体的通道发生改变,但这种规律并不能通过试验观察到,需要对填料层流道的模拟进行验证。
由图 6( b) 可知,15 m3 / h 喷淋量时的耦合晃动的湿塔压降曲线与静止时的压降曲线不再呈线性变化,而是在气速较大时,曲线倾角,同样曲线波动程度更大。 在气速接近液泛气速时,耦合晃动形式和静止时的压降增幅均显著,说明较大幅度的耦合晃动在近液泛气速范围内对压降的影响程度更大。 同时横荡 100 mm＋垂荡 100 mm 以及两种摇摆＋平荡耦合工况的压降曲线甚至略低于静止的压 降曲线。 而在较大气速时,横摇 5° ＋纵摇 5°和横摇范围内了填料层的压降。 总体上较大幅度的摇摆耦合工况在一定气速范围内填料层压降,而平荡＋平荡和摇摆＋平荡的耦合工况在一定气速范围内减小了填料层的压降,但这种影响作用有限。
2°＋纵摇 5° 耦合工况较静止的压降偏大,其在一定
2. 3 规整填料整体压力云图
用三维模型模拟得到填料塔纵向剖面的压力分布云图,如图 7 所示。
由图 7 可以看出,静止工况时填料塔轴向上压力基本呈带状分布,类似于试验研究的线性变化规律。 从液体进口开始到填料段中部区域,塔内压力的变化是逐渐上升的;而从填料段中部到塔底出口处,塔内压力又呈现逐渐下降趋势。 这是由于液体在进入塔内的初始阶段保持一定的初速度,在液体向下流动的过程中不断受到填料所造成的阻力作用,使部分动能转化成压能,压力逐渐上升。 当液体流动到冷模塔中段某个区域时,液体动能与压能的转化达到一个平衡状态,此时压力达到峰值。 在塔段的下半部分,塔底出口处的表压为 0,压力峰值区域与塔底出口区域产生一定的压力差;对于各单自由度晃动,冷模塔内的压力分布在塔径方向上出现一定偏移,沿晃动方向的塔器侧壁面高压区域的范围,压力层呈带状分布的特征变得模糊,部分晃动工况下的压力甚至不再呈带状分布。 这也与试验得到的晃动时压降波动程度的结论一致。
2. 4 规整填料流道内压力云图
对于整个塔器来说,晃动对压降影响不大,但是晃动会使填料塔内各压力层之间的界限变得弯曲和模糊。 建立二维填料流道内压力分布模型,如图 8 所示。 选取气速为 1 m / s 时的压力分布进行分析。
由图万8方可数知据,静止时的填料层流道内压力在竖直方向上基本呈带状分布,与三维模型的填料塔整体压力分布一致。 在晃动工况下,流道内压力分布总体上呈带状分布,但在压力层分界处附近,压力的分层变得模糊,甚至出现了块状分布,或在流道一侧压力较高,另一侧压力较低的现象,特别是横摇 5° 时,这种现象更加明显,而垂荡 100 mm 则几乎与静止时没有区别。 这是因为摇摆晃动时塔体倾斜,使得液相在流道内飞溅、破碎,并聚集于低侧面,液膜变厚,另一侧液膜变薄,从而气体在液膜较厚的一侧受阻力变大,压降变大,而另一侧则相反。 这也与试验研究的结论相呼应。
结束语
(1) 单自由度晃动工况对填料塔干塔和较小喷淋密度下的湿塔压降基本无影响。 但在喷淋密度较大时,各单自由度晃动工况使填料塔压降的波动程度,弱化甚至打破了静止时压力在填料塔中的带状分布,甚至呈现块状式或区域式分布。
(1) 单自由度晃动工况对填料塔干塔和较小喷淋密度下的湿塔压降基本无影响。 但在喷淋密度较大时,各单自由度晃动工况使填料塔压降的波动程度,弱化甚至打破了静止时压力在填料塔中的带状分布,甚至呈现块状式或区域式分布。
(2)压降没有明显影响。 平荡＋平荡、摇摆＋平荡仍然对填料塔湿塔压降影响不大,可忽略不计;而摇摆＋摇摆耦合工况的晃动幅度较小时,其对填料塔的压降影响不大,亦可忽略不计;但摇摆＋摇摆耦合工况的晃动幅度较大时,特别是在喷淋密度也较大时,填料层压降增幅变大。 总体上压降大小、趋势与静止时相差不大,但压力分布的波动程度较单自由度晃动
(3) 喷淋密度较大时的平荡以及摇摆＋ 平荡两种晃动工况其压降数值都略小于静止工况下的压降。
(4) 单自由度和两自由度晃动不会显著影响整体压降,但晃动使填料层压降的波动程度,反映出填料层内气相流道的不稳定,进而反映出填料层上液膜的不稳定及厚度不均影响传质的稳定、高效进行。
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