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晃動和震動對規(guī)整填料吸收塔壓降影響
2019-06-18 閱讀：次
內徑為 600 mm,填裝有 Mellapak350Y 型金屬孔板波紋填料的塔固定在可實現(xiàn) 6 個自由度晃動的平臺上,分別進行靜止和晃動在不同氣速、噴淋密度下對填料層壓降影響的試驗研究。
研究晃動時填料塔整體以及填料層流道內的壓力分布規(guī)律,對 Mellapak350Y 型填料分別建立二維、三維的 CFD 模型,通過添加 UDF 程序實現(xiàn)模型晃動條件的引入。
結果表明:晃動對填料層的整體壓降無顯著影響,但較大幅度搖擺或搖擺＋搖擺耦合晃動在氣速較大時會一定程度上壓降;晃動會虛化靜止時填料層壓降在軸向上的帶狀分布狀態(tài),甚至呈現(xiàn)塊狀式或區(qū)域式分布。
結果表明:晃動對填料層的整體壓降無顯著影響,但較大幅度搖擺或搖擺＋搖擺耦合晃動在氣速較大時會一定程度上壓降;晃動會虛化靜止時填料層壓降在軸向上的帶狀分布狀態(tài),甚至呈現(xiàn)塊狀式或區(qū)域式分布。
大型浮式液化氣裝置 FLNG( floating liquid natural gas) 作為海上油氣預處理的重要設施,具有調配靈活、節(jié)約成本、的特點, 但晃動對
FLNG 上相關設備的性能可能有一定影響。 特別塔設備作為氣預處理的主要設施,了解其在海上平臺的性能狀況具有現(xiàn)實意義[5-7] 。 壓降是塔器設備主要性能參數(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)省生產中的動力消耗,降低操作成本[8-9] 在大多數(shù)分離物系中,操作壓力下降會使相對揮發(fā)度上升,這對于真空操作尤為重要。對于新塔可以大幅度降低塔高,減小塔徑;對于老塔可以減小回流比以求節(jié)能或提高產量與產量, 填料塔壓降是表征氣液分布性能好壞的重要指標。壓降反映填料塔的傳質性能,壓降越大,氣液分布不均,傳質性能越差,反之傳質性能越好[10-13] 。 筆者通過試驗和模擬相互補充、驗證的方法,研究晃動條件下規(guī)整填料吸收塔的壓降分布規(guī)律,得出各單自由度晃動及兩自由度耦合晃動對規(guī)整填料吸收塔的壓降影響規(guī)律。
1 試驗裝置及數(shù)值計算模型
1. 1 試驗裝置及流程
試驗采用空氣_ 水物系在承重 1. 5 t 的晃動平
臺上,塔徑為 600 mm,填料層高 2 m 的塔內進行,考慮到減少晃動平臺的承重, 塔體選用密度較低的
PPR 材質塔段,塔內填裝 Mellapak350Y 型金屬孔板波紋填料,晃動平臺可實現(xiàn)橫搖、縱搖、艏搖、橫蕩、縱蕩、垂蕩 6 個自由度晃動及其相互耦合工況。 試驗所用測定晃動對規(guī)整填料影響的裝置如圖 1 所示。
試驗時水由額定功率為 5. 5 kW 的離心式泵經(jīng)
由浮子流量計泵送至塔頂,空氣由風機在一定壓力下送至塔底,氣液相在塔內逆流接觸。 先測量不同氣速下的干塔壓降,然后測量濕塔壓降。 具體方法為:在較大萬噴方淋數(shù)密據(jù)度及風速下進行預液泛,預液泛保持 30 min 后認為填料充分潤濕。 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。 從液泛點開始逐漸減少氣量,測出各氣量下的下行值。 重復上述測定,分別測出噴淋量為 0、10、15 m3 / h 的填料層壓降。 通過調節(jié)金屬浮子流量計控制液體噴淋密度,調節(jié)風機頻率控制氣速,用 U 型壓差計測量壓降。
1. 2 數(shù)值計算模型建立
1. 2. 1 規(guī)整填料二維模型
為了分析流體在流道內流動過程中壓力的變化趨勢,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。
模型采用四邊形結構網(wǎng)格。 對于規(guī)整填料內氣液兩相逆流流動過程,為了保證液膜中至少有 5 個
網(wǎng)格,將網(wǎng)格大小設置為 0. 2 mm,所劃分的網(wǎng)格總
數(shù)為 88 632 個。
氣液兩相均有 2 個進口、2 個出口。 設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,非定常計算方法。 多相流模型選用 Eularian模型,勾選 Multi_Fluid VOF Model 選項。 湍流模型選用 RNGk_ε 湍流模型,參數(shù)為默認。 流場計算選用 SIMPLE 算法。 動量方程、湍動能方程和湍能耗散方程均釆用二階迎風格式,體積分數(shù)采用 Modi- fied HRIC 格式。 在液相流動過程中要考慮其重力的影響,設定重力方向為 y 軸負向,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塔器內部宏觀的流場分布,由于填料的內部結構與多孔介質模型具有相似性,因此塔體內部填料段采用多孔介質模型進行簡化處理,其模型如圖 3 所示。
模擬所采用的網(wǎng)格為六面體結構化網(wǎng)格, 并在結構比較復雜的液體分布孔處進行網(wǎng)格加密。整體網(wǎng)格數(shù)為 140 萬,經(jīng)過網(wǎng)格獨立性檢驗,網(wǎng)格數(shù)量 與 計 算 結 果 無 關。 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)格質量較好, 可進行模擬工作。
本次模擬中,數(shù)值計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 。塔內流體雷諾數(shù)較大,故湍流模型可選取標準 k _ ε 模型,近壁面處理采用標準壁面函數(shù)。 數(shù)值計算模型晃動條件的引入通過添加 UDF 程序來實現(xiàn)。 進料口處截面定義為速度入口,所有孔口截面進行編號并逐一定義為壓力出口。 入口根據(jù)進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 試驗和模擬結果分析
通過試驗得到干塔時各工況下壓降隨氣速的變化趨勢。 介于試驗自身的局限,為更全面、直觀地研究填料塔在晃動時的整體壓力分布情況以及填料層流道內的壓力分布,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稱圖形,橫搖與縱搖、橫蕩與縱蕩工況對填料塔的影響規(guī)律相同。 為了簡化試驗工作量,單自由度晃動對試驗結果選取橫搖、艏搖、橫蕩、縱蕩詳細分析。 與之對應, 數(shù)值模擬的對象同樣是對稱的回轉結構,因此模擬分析也同樣選取這幾種晃動形式。
2. 1 干塔時晃動對壓降影響
在開始干塔下的試驗前,應確保填料塔內部干燥。 然后通過調節(jié)風機的進氣頻率改變氣體的進口風速,終得到不同工況下干塔壓降隨風速的變化規(guī)律。 通過試驗測得的干塔壓降的變化規(guī)律如圖 4 所示。
由圖 4( a) 可知,靜止時壓降隨氣速的變化關系為線性變化,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,靜止時壓降相對較高;氣速較大時,個別晃動工況下的壓降更高一些。 總體上靜止與幾種單自由度晃動的大差值約為 10 Pa / m,差值很小,認為單自由度晃動對干塔壓降萬基方本數(shù)無據(jù)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。 當氣速在低于 1. 8 m / s 的范圍內,靜止以及各耦合晃動工況之間壓降差別較小,大差值約 10 Pa / m; 當氣速在 1. 8 ~ 2. 4 m / s時,壓降差值,此時晃動對壓降產生一定影響, 特別是壓降受橫搖 5° ＋縱搖 5° 工況的影響大,大壓降達到 186 Pa / m 較靜止工況時大壓降大 20Pa / m 左右。 可見較大幅度耦合晃動對填料層的干塔壓降有一定影響。
2. 2 濕塔時晃動對壓降影響
為多角度研究晃動對規(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的 10 和 15 m3 / h 兩種噴淋密度的壓降進行研究。 氣速范圍則取決于對應的液泛氣速。
2. 2. 1 10 m3 / h 噴淋量
圖 5 為 10 m3 / h 噴淋量時各晃動下壓降隨氣速變化曲線。 如圖 5( a) 所示,幾種單自由度晃動和靜止時的濕塔壓降曲線基本上沿線性變化,隨著氣速增加,壓降。 從試驗數(shù)值上分析,濕塔壓降到干塔壓降的近 2 倍。 兩種平蕩晃動與靜止時的壓降曲線幾乎重合,相差不大,相同氣速下壓降大相差 30 Pa / m 左右。 試驗是從泛點氣速開始逐漸減小風量,測量壓差的。 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,這是因為此時氣速接近液泛氣速,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。
根據(jù)圖 5( b) 可知,耦合晃動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 與靜止時的壓降曲線相差不大,說明平蕩和較小幅度的搖擺對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壓降,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,也說明耦合晃動在較大氣速時對填料層壓降的影響更大,這是因為較大的氣速使液膜不能順暢下流,搖擺使塔內液體在徑向流動,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,壓降。 耦合晃動橫搖
5°＋縱搖 5°接近液泛氣速時的壓降為 343 Pa / m 左右,而橫搖 5° 在近液泛氣速時的壓降為 323 Pa / m 左右,說明較大幅度的耦合晃動比單自由度搖擺對壓降有更大影響。
2. 2. 2 15 m3 / h 噴淋量
圖 6 為噴淋量 15 m3 / h 時各晃動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,同時壓降的波動程度變大。 此時曲線波動程度較 10 m萬3 方/ h數(shù)的據(jù)波動程度更大,說明在相同氣速條件下,噴淋密度,會加強晃動對壓降的影響能力。 由于噴淋量,在氣速為 1. 9 m / s 左右時就已達到液泛點。 氣速較小時,壓降隨氣速變化幅度較小,而氣速達到 1. 14 m / s 特別是 1. 5 m / s 之后, 壓降隨氣速變化幅度,這也是因為液泛和晃動。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)值上較靜止時平均小 20 Pa / m 左右,大差值為 60 Pa / m 左右, 認為平蕩工況在一定程度上降低了填料層的壓降。分析認為隨著噴淋量增加,填料層內的液相負荷增加,這導致了晃動對流體分布不均勻性的影響變大。當液體在填料層內隨著晃動產生的加速度做不規(guī)則運動時,這可能導致了氣體的通道發(fā)生改變,但這種規(guī)律并不能通過試驗觀察到,需要對填料層流道的模擬進行驗證。
由圖 6( b) 可知,15 m3 / h 噴淋量時的耦合晃動的濕塔壓降曲線與靜止時的壓降曲線不再呈線性變化,而是在氣速較大時,曲線傾角,同樣曲線波動程度更大。 在氣速接近液泛氣速時,耦合晃動形式和靜止時的壓降增幅均顯著,說明較大幅度的耦合晃動在近液泛氣速范圍內對壓降的影響程度更大。 同時橫蕩 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,橫搖 5° ＋縱搖 5°和橫搖范圍內了填料層的壓降。 總體上較大幅度的搖擺耦合工況在一定氣速范圍內填料層壓降,而平蕩＋平蕩和搖擺＋平蕩的耦合工況在一定氣速范圍內減小了填料層的壓降,但這種影響作用有限。
2°＋縱搖 5° 耦合工況較靜止的壓降偏大,其在一定
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,靜止工況時填料塔軸向上壓力基本呈帶狀分布,類似于試驗研究的線性變化規(guī)律。 從液體進口開始到填料段中部區(qū)域,塔內壓力的變化是逐漸上升的;而從填料段中部到塔底出口處,塔內壓力又呈現(xiàn)逐漸下降趨勢。 這是由于液體在進入塔內的初始階段保持一定的初速度,在液體向下流動的過程中不斷受到填料所造成的阻力作用,使部分動能轉化成壓能,壓力逐漸上升。 當液體流動到冷模塔中段某個區(qū)域時,液體動能與壓能的轉化達到一個平衡狀態(tài),此時壓力達到峰值。 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)域產生一定的壓力差;對于各單自由度晃動,冷模塔內的壓力分布在塔徑方向上出現(xiàn)一定偏移,沿晃動方向的塔器側壁面高壓區(qū)域的范圍,壓力層呈帶狀分布的特征變得模糊,部分晃動工況下的壓力甚至不再呈帶狀分布。 這也與試驗得到的晃動時壓降波動程度的結論一致。
2. 4 規(guī)整填料流道內壓力云圖
對于整個塔器來說,晃動對壓降影響不大,但是晃動會使填料塔內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壓力分布模型,如圖 8 所示。 選取氣速為 1 m / s 時的壓力分布進行分析。
由圖萬8方可數(shù)知據(jù),靜止時的填料層流道內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。 在晃動工況下,流道內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,或在流道一側壓力較高,另一側壓力較低的現(xiàn)象,特別是橫搖 5° 時,這種現(xiàn)象更加明顯,而垂蕩 100 mm 則幾乎與靜止時沒有區(qū)別。 這是因為搖擺晃動時塔體傾斜,使得液相在流道內飛濺、破碎,并聚集于低側面,液膜變厚,另一側液膜變薄,從而氣體在液膜較厚的一側受阻力變大,壓降變大,而另一側則相反。 這也與試驗研究的結論相呼應。
結束語
(1) 單自由度晃動工況對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,各單自由度晃動工況使填料塔壓降的波動程度,弱化甚至打破了靜止時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。
(1) 單自由度晃動工況對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,各單自由度晃動工況使填料塔壓降的波動程度,弱化甚至打破了靜止時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)壓降沒有明顯影響。 平蕩＋平蕩、搖擺＋平蕩仍然對填料塔濕塔壓降影響不大,可忽略不計;而搖擺＋搖擺耦合工況的晃動幅度較小時,其對填料塔的壓降影響不大,亦可忽略不計;但搖擺＋搖擺耦合工況的晃動幅度較大時,特別是在噴淋密度也較大時,填料層壓降增幅變大。 總體上壓降大小、趨勢與靜止時相差不大,但壓力分布的波動程度較單自由度晃動
(3) 噴淋密度較大時的平蕩以及搖擺＋ 平蕩兩種晃動工況其壓降數(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不會顯著影響整體壓降,但晃動使填料層壓降的波動程度,反映出填料層內氣相流道的不穩(wěn)定,進而反映出填料層上液膜的不穩(wěn)定及厚度不均影響傳質的穩(wěn)定、高效進行。
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