晃动对规整填料吸收塔压降影响

唐建峰, 程 强, 张豪杰, 杨文刚, 邢庆艳, 史泽林

(1.中国石油大学储运与建筑工程学院,山东青岛 266580; 2.中国石油大学山东省油气储运安全省级重点实验室,山东青岛 266580; 3.中海石油气电集团技术研发中心,北京 100027)

大型浮式液化天然气装置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、安全环保的特点,但晃动对FLNG上相关设备的性能可能有一定影响[1-4]。特别塔设备作为天然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品质量,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。

图1 填料塔气液流动试验装置Fig.1 Experiment device of gas-liquid flow in packed tower

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:在较大喷淋密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。

图2 规整填料流道模型Fig.2 Packing model picture

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Modified 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。

图3 填料塔塔体模型示意图Fig.3 Mess generation of cold model packed tower

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,最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。

图4 干塔时各晃动下压降随气速变化曲线Fig.4 Curves of pressure drop change with gas velocity in sloshing

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最大差值约为10 Pa/m,差值很小,认为单自由度晃动对干塔压降基本无影响。

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,最大差值约10 Pa/m;当气速在1.8～2.4 m/s时,压降差值增大,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°工况的影响最大,最大压降达到186 Pa/m较静止工况时最大压降大20 Pa/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,压降增大。从试验数值上分析,湿塔压降增大到干塔压降的近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,相同气速下压降最大相差仅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,压降的增幅明显增大,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,从而压降显著增大。

图5 10 m3/h喷淋量时各晃动下压降随气速变化曲线Fig.5 Curves of pressure drop change with gas velocity in sloshing in 10 m3/h spray volume

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增大,最大差值约为50 Pa/m。较大压降差值发生在气速为2.1～2.4 m/s。液泛使得压降增大,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增大,压降增大。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 m3/h的波动程度更大,说明在相同气速条件下,喷淋密度增大,会加强晃动对压降的影响能力。由于喷淋量增大,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增大,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,最大差值为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,曲线倾角增大,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增大,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2°+纵摇5°耦合工况较静止的压降偏大,其在一定范围内增大了填料层的压降。总体上较大幅度的摇摆耦合工况在一定气速范围内增大填料层压降,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。

图6 喷淋量15 m3/h时各晃动下压降随气速变化曲线Fig.6 Curves of pressure drop change with gas velocity in sloshing in 15 m3/h spray volume

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增大,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增大的结论一致。

图7 各工况下冷模塔纵截面压力分布示意图Fig.7 Cross section gas liquid pressure distribution diagram of cold model tower under different sloshing forms

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8可知,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。

图8 不同工况下填料流道内压力变化Fig.8 Pressure change in flow channel of tower under different sloshing forms

3 结 论

(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增大,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)两自由度耦合晃动总体上对填料塔的干塔压降没有明显影响。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时更大。

(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增大,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。

[1] LEWIS I. Signs of Life in floating LNG[J]. Petroleum Economists, 2009(11):1-3.

[2] MEEK H,WCV W,SCHIER M. The generic LNG FPSO a quick & cost-effective way to monetize stranded gas field[R]. SPE 115295-MS,2008.

[3] YAN G, JU Y. LNG-FPSO: offshore LNG solution[J]. Frontiers in Energy, 2008,2(3):249-255.

[4] 张春.南海荔湾气田浮式LNG预处理技术研究[D].青岛:中国石油大学,2011.

ZHANG Chun. Studies on floating LNG pretreatment technology of Liwan gas field in the South China Sea[D].Qingdao: China University of Petroleum,2011.

[5] CULLINANE J, YEH N, GRAVE E. Effects of tower motion on packing efficiency[R]. SPE 143766-MS, 2011.

[6] 朱建鲁,李玉星,王武昌,等.海上天然气液化工艺流程优选[J].天然气工业, 2012,32(3):98-104,133.

ZHU Jianlu, LI Yuxing, WANG Wuchang,et al. Optimal selection of natural gas liquefaction process for an LNG-FPSO unit[J]. Natural Gas Industry, 2012,32(3):98-104,133.

[7] TANG Jianfeng,ZHANG Chun,GUO Qing,et al.Studies on simulation and optimization of gloating LNG acid gas removal process with mixed amine solvent: International Conference on Electrical and Control Engineering, 2011[C]. Yichang: IEEE, 2011.

[8] 晏莱,周三平.现代填料塔技术发展现状与展望[J].化工装备技术,2007,28(3):29-34.

YAN Lai, ZHOU Sanping. Research progress actually and expectation of modern packed column technology[J].Chemical Equipment Technology, 2007,28(3):29-34.

[9] 王闯,张客厅,刘猛杰,等. 填料塔发展与现状[J].河南科技, 2013(10):92,142.

WANG Chuang, ZHANG Keting, LIU Mengjie,et al. Development and present situation of packed tower [J].Journal of Henan Science and Technology, 2013(10):92,142.

[10] 李雪锋. 立装规整填料的性能实验研究[D].西安: 西北大学, 2011.

LI Xuefeng. Experimental study on vertical load performance of structured packing[D]. Xian:Northwest University, 2011.

[11] 罗文媛.规整填料塔内气-液两相并流流动的传递性能研究[D]. 天津:天津大学,2010.

LUO Wenyuan. Study on transport phenomena about gas-liquid co-current flow in structured packing column[D]. Tianjin:Tianjin University,2010.

[12] CULLINANE J T,YEH N,GRAVE E. Effects of tower motion on packing efficiency:Society of Petroleum Engineers-Brazil Offshore Conference, 2011[C].Brazil,2011.

[13] 崔静,董岸杰,张世地,等. 新型高效规整填料的性能研究[J]. 化学工程,2008(3):1-5.

CUI Jing, DONG Anjie, ZHANG Shidi, et al. Study on performance of new high-efficiency structured packing[J]. Chemical Engineering, 2008(3):1-5.

[14] 张鹏, 刘春江, 唐忠利,等. 规整填料塔内气相流动的计算流体力学模拟[J]. 天津大学学报, 2005, 38(6):503-507.

ZHANG Peng, LIU Chunjiang, TANG Zhongli,et al. CFD simulations of single-phase gas flow in a structured packing column[J]. Journal of Tianjin University, 2005, 38(6):503-507.

[15] 冯换春. 填料塔内两相流动与相界面传质的数值模拟研究[D].西安:西安建筑科技大学,2014.

FENG Huanchun. The numerical simulation study about the two phase flow dynamics and mass transfer in the packed column[D]. Xian:Xian University of Architecture and Technology,2014.

[16] RAYNAL L, BOYER C, BALLAGUET J P. Liquid holdup and pressure drop determination in structured packing with CFD simulations[J]. Canadian Journal of Chemical Engineering, 2008, 82(5):871-879.