含碰撞式分离元件塔结构优化及水力性能研究

王念榕 胡大鹏 骆成松 张 哲 于 洋 赵国安 巨 龙 文韵豪

1. 中国石油天然气股份有限公司规划总院, 北京 100083; 2. 大连理工大学化工学院, 辽宁 大连 116023; 3. 中国石油天然气股份有限公司浙江油田分公司, 浙江 杭州 310023

0 前言

气液分离技术广泛用于塔设备中,为了获得大通量、高传质及高分离效率的塔设备[1-17],可采用气液分离元件处理雾沫夹带问题以提高塔设备处理量,因此寻求高效、安全、经济、稳定而且适用于塔设备的气液分离元件，成为塔设备发展的重要趋势。

从现有研究文献来看,碰撞式气液分离元件分离机理实际上可归结为惯性碰撞[18-19]与离心分离[20-21]两种机理的综合作用。阻挡件的结构形式会改变绕流撞击式分离元件的分离效率及压降,进而影响分离性能。如Ogawa A[22]给出了一种角钢式的分离装置(与角钢结构相似),其分离效率较优,压降较小。Smith Jr J L等人[23]设计出U型槽钢惯性分离元件,该分离元件具有结构简单,易于布置,效率高等优点。但以上两种结构不能直接用于塔设备,需要研究设计出适用于塔设备的新型碰撞式气液分离元件。

本文提出一种半圆型碰撞式气液分离元件,并通过数值方法计算出性能最优时的结构参数,在此基础上搭建实验平台,对其水力学性能进行相关研究。在实际生产中,该研究成果可运用于分离效率估算、气液分离元件结构尺寸确定等方面,进而为大通量的塔设备设计提供理论依据。

1 半圆型碰撞式分离元件

1.1 结构设计

针对国内外对于碰撞结构的了解分析可知,常见碰撞式气液分离元件结构为U型槽钢和角钢,由于其结构简单,易于布置,能提高分离效率,降低阻力损失,因此应用广泛。本文在研究其分离机理的基础上,进一步研究设计出一种适用于塔设备的半圆型碰撞式气液分离元件结构并运用数值模拟进行相关结构优化分析,见图1。

图1 碰撞式气液分离元件结构示意图Fig.1 Schematic diagram of collision gas-liquid separation structure

对所设计的半圆型碰撞式气液分离元件通过计算流体软件Fluent进行数值模拟,控制方程选用连续性方程、动量守恒方程和能量守恒方程;湍流模型选用realizable k-ε模型;离散格式选用二阶迎风格式;求解器选用默认的SIMPLE算法。模拟选用的气体介质是空气,液体介质是水;离散相模型为DPM模型。

模型整体采用结构和非结构网格一起划分,为保证计算精度并节省计算时间,网格间距定为1.5 mm,通过Gambit软件进行网格划分,通过网格无关性检验确定网格数为178 600,见图2。

图2 半圆型碰撞式气液分离元件的网格划分图Fig.2 Grid division of semicircular collision gas-liquid separator

1.2 分离元件层数对分离效率的影响

利用数值方法获得塔性能曲线，见图3。从图3可知,随着气液分离元件层数增加,气液分离元件分离效率提高,但是元件层数大于2层时,分离效率无显著提升。并且随着元件层数增多,压降明显增大。综合来看,分离层数为2层时,可获得最佳效果。

产生上述现象的原因:增加元件层数会导致液滴碰撞次数增加,因此,液滴被拦截下来的概率也会加大。起初,液滴浓度及平均粒径较大,较易分离,经过前排分离元件后,大液滴先被分离,剩下的小液滴不易分离,因此元件层数大于两层时,即使再增加元件层数,其分离效率也无显著提升。

1.3 分离元件横向间距对分离效率的影响

定义横向间距为S1,分离元件槽钢宽度为B。图4为S1/B对阻力和分离效率的影响。

a)压降随入口气流速度的分布 a)Distribution of pressure drop with different inlet gas velocity

b)分离效率随入口气流速度的分布 b)Gas velocity separation efficiency with different inlet gas velocity

从图4可看出,分离效率变化与入口气流速度变化正相关,但速度增大,分离效率增大幅度减小;随着横向间距增大,压降越来越小,分离效率越来越小,但是可以发现S1/B=0.75和S1/B=1.00时效率相差不大,因此,综合考虑塔压降及其分离效率,S1/B=1.00时效果最优。

产生上述现象的原因:入口气流速度越大,颗粒动能越大,在产生气流折转时,颗粒离心加速度也越大,使得颗粒更容易分离;对于分离效率而言,S1太大会导致气流转向程度变小,同时也会减少每排的分离元件数,因此会使效率下降;对于阻力来说,也是由于气流转折角和分离元件变少,使产生的阻力变小。

1.4 分离元件纵向间距对分离效率的影响

定义纵向间距为S2,分离元件槽钢宽度为B。图5为S2/B对阻力和分离效率的影响。

a)压降随入口气流速度的分布 a)Distribution of pressure drop with different inlet gas velocity

b)分离效率随入口气流速度的分布 b)Gas velocity separation efficiency velocity with different inlet gas velocity

从图5可看出，随着入口气流速度的增大,压降越来越大,分离效率也越来越大,但增大幅度减小;随着纵向间距的增大,压降越来越小,分离效率越来越小,并且随着纵向间距的增大,压降和分离效率减小程度不再显著,可以发现S2/B=0.75和S2/B=1.00时效率基本相同。因此,对压降与分离效率进行综合考虑,S2/B=0.50时效果最优,不仅分离效率高、压降低,而且空间利用率也十分合理。

产生上述现象的原因:入口气流速度越高,颗粒动能越大,在产生气流折转时,颗粒离心加速度也越大,使得颗粒更容易分离;对于分离效率而言,S2太大,气流在元件处速度太小,离心力很小,因此分离作用很小。对于阻力而言,S2太大,气流团湍动,阻力损耗小。

2 实验平台搭建及结果分析

2.1 实验平台

采用上述半圆型气液分离元件,搭建实验平台,并测得水力学性能曲线,以此为基础,分析最佳操作工况,计算操作弹性,为其进一步优化提供参考。

实验内容主要为气、液相循环。实验过程:打开离心风机,加速后的气体通过管道进入设备底端入口,依次经过塔板,最后经顶端出口排出。其中,离心风机转动速度可通过变频器调节,气体流量可通过热线测速仪测量,塔板之间的压降则通过U型压差计测量;通过泵可将水槽中的液体抽送到入口,液体流动方向与气体相反,最后从排液口排出,并汇入水槽,入口阀可控制液相流量,并可由转子流量计测出具体数值。实验流程见图6。

图6 实验流程图Fig.6 Experiment flow chart

2.2 湿板压降

湿板压降是衡量设备不同工况下操作状态重要参数之一,通过改变工况进行研究不同参数对湿板压降的影响。

1)气体流量相同时,液体流量变化对湿板压降的影响,见图7。由图7可知,当气相流体流量为定值时,不同液相流体流量下,湿板压降浮动数值为0～100 Pa,表明改变液相流体流量对塔板压降无显著作用。这是因为正常工作状态下,在溢流堰高度不变时,清液层高度是一定的,液量增大对塔板上清液层高度变化的影响可忽略不计,因此压降变化并不显著。

2)液体流量相同时,气体流量变化对湿板压降的影响,见图8。由图8可知,当液相流体流量值一定时,塔板每层压降值随气体流量的增加而增大,且增大幅度显著。这是由于气体流量的增加,进而使气体增速,板上的气液层之间的接触方式从鼓泡变为喷射。此时,由于湍动程度大,塔板上克服液层阻力损失较大,因此总阻力损失较大。

2.3 塔板负荷性能

塔板负荷性能曲线见图9。

空塔气流速度u计算公式如下:

(1)

式中:QV为气体流量,m3/h;D为筛板塔内径,m。

分析可知,当气相流量低于400 m3/h时,即空塔气流速度低于1.1 m/s,塔将出现漏液现象,因此气相流速的操作下限为1.1 m/s。当气相流量大于1 600 m3/h时,即空塔气流速度大于3.56 m/s,塔将出现雾沫夹带现象,因此气相流速的操作上限为3.56 m/s。塔的操作弹性大小可通过式(2)计算得出。

(2)

式中:QV-max和QV-min分别为雾沫夹带和漏液时的气相流量,m3/h。

经实验和计算表明,常规筛板塔空塔气流速度通常为1～1.5 m/s,加入半圆型气液分离元件相同工况下可使塔处理能力约为常规塔的2.4～3.5倍。

a)底层塔板 a)Bottom tray

b)中层塔板 b)Middle tray

c)顶层塔板 c)Top tray

a)底层塔板 a)Bottom tray

b)中层塔板 b)Middle tray

c)顶层塔板 c)Top tray

图9 塔板负荷性能图Fig.9 Load performance diagram of tray

3 结论

1)通过对半圆型气液分离元件结构的参数优化模拟,分析装置结构参数对分离效率影响,可知分离层数越多、横向与纵向间距越小,分离效率越高且阻力越大。综合分离效率和压降及空间利用率可得知,元件层数为2,元件横向间距与元宽度比值为1.0,元件纵向间距与元件宽度比值为0.5时,碰撞式气液分离元件效果最优。

2)当气体流量为定值时,表明改变液相流量对塔板压降无显著作用;当液相流量为定值时,塔板各层压降于气体流量正相关,且压降增大幅度显著。

3)改变液体流量对漏液线及雾沫夹带线无明显影响,且操作范围较广。