氣液并流上行式反應器中分配器壓降特性

艾 濤，王少兵，朱振興

(中國石化石油化工科學研究院，北京 100083)

上行式反應器(UFR)是Chevron 公司1999年申請的一項專利技術，已用于上行式固定床渣油加氫技術[1-2]。由于在UFR反應器中反應物流自下而上運動，因此與傳統(tǒng)的下行式固定床反應器相比，UFR反應器具有對高金屬含量劣質原料適應性好、反應器空間利用率高、壓降較低等優(yōu)點，但同時也存在一些問題，如物流分配不均、容易出現(xiàn)熱點等。氣液分配器是上行式反應器內最重要的部件之一，直接關系到氣液兩相初始分布的均勻性，不合理的氣液分配器會使進入反應器的初始物料分布不均勻。為了解決這一問題，研究者提出了很多不同類型的氣液分配器[3]。

氣液分配器主體結構為垂直上升管，研究發(fā)現(xiàn)氣液兩相流在垂直管中上升流動時的流型包括氣泡流、彈狀流、環(huán)狀流、霧狀流等[4]。兩相流的流型反映了氣、液兩相流動中兩相介質的分布狀況，對確定流體的換熱特性和壓降特性有著重要的意義。

壓降是氣液兩相流流動的一個核心參數(shù)，表示多相流流動過程中流體的整體能量耗散，會影響到流量和流動的穩(wěn)定性以及泵的選取及總成本。很多研究者對上行式反應器中的壓降進行了研究，發(fā)現(xiàn)壓降與氣相流量、液相流量和氣液分配器結構有較大關系。侯旭[5]通過試驗和數(shù)值模擬研究了兩種適用于上行式反應器的氣液分配設備的性能，發(fā)現(xiàn)氣液分布器的壓降隨表觀氣速的增加而減小，隨表觀液速的增加而增大。與表觀液速相比，氣液分布器對表觀氣速的變化更敏感。王威杰[6]在上行式冷模試驗裝置上考察了不同類型分配器對反應器內床層壓降的影響，結果表明床層壓降均隨氣相流量和液相流量的增大而增大，加入內構件后反應器中的床層壓降小于未加內構件時。謝六磊[7]在直徑200 mm的冷模反應器中，采用帶有升液管的多孔板研究了床層的壓降，發(fā)現(xiàn)床層壓降與氣速成負相關關系，而與液速成正相關關系。

在氣液兩相流流體流動時，管路的總壓降包括摩擦阻力壓降、局部阻力壓降、重力壓降和加速壓降4種[8-11]。闕雄才等[12]基于系統(tǒng)的總壓降平衡建立了彈狀流條件下的數(shù)學模型，發(fā)現(xiàn)總壓降主要包括進口處的流動阻力壓降和流動摩擦阻力壓降。龐樹聲等[13]對垂直上升管內的氣、液兩相流壓降建立數(shù)學模型，認為泡狀流流動狀態(tài)下的壓降主要為重力壓降，彈狀流流動狀態(tài)下的壓降主要為摩擦壓降與重力壓降，與試驗數(shù)據(jù)比較，發(fā)現(xiàn)符合較好。Prakash等[14]對氣液固三相流條件下的摩擦壓降進行了研究，發(fā)現(xiàn)摩擦壓降隨著表觀氣速和氣泡尺寸的增大而增大，并且加入表面活性劑后會導致摩擦壓降減小。Majumder等[15]對氣液并流下行反應器中的壓降建立了數(shù)學模型并通過試驗驗證，發(fā)現(xiàn)兩相流壓降隨著氣速增大而增大，隨著液速增大而減小。

目前對于氣液并流上行式反應器中的壓降特性研究較少，因此本課題在上行式冷模試驗裝置中對新型氣液分配器和基準氣液分配器進行研究，考察不同氣相流量和液相流量對氣液分配器壓降的影響，并建立相應分配器的壓降數(shù)學模型。

1 試驗方案

圖1為上行式反應器冷模試驗流程示意及氣液分配器形式。上行式反應器冷模試驗裝置包括冷模塔、氣液循環(huán)計量系統(tǒng)及數(shù)據(jù)檢測采集系統(tǒng)。冷模塔直徑為300 mm，高為3 000 mm，氣液兩相從冷模塔下方進入，并流向上流過安裝有氣液分配器的塔盤，水從冷模塔頂部返回循環(huán)水箱，空氣在冷模塔頂部直接排放。冷模試驗所用液相介質水的流量為0.3～2.1 m3h，氣相介質空氣的流量為2.0～40.0 m3h。水的密度(20 ℃)為 998 kgm3，動力黏度(20 ℃)為 1 mPa·s，表面張力為 0.722 5 Nm。空氣的密度(20 ℃)為1.293 kgm3，動力黏度(20 ℃)為17.9 μPa·s。

圖1 上行式反應器冷模試驗流程示意及氣液分配器形式

冷模塔內氣液分配盤上方和下方分別安裝差壓傳感器。使用差壓傳感器對反應器中氣液分配器上部和下部兩個監(jiān)測點處的壓力進行測量。測量前傳感器的兩端充滿液相，壓力信號經過傳感器轉變?yōu)殡娏餍盘?4～20 mA)，通過電路轉換為電壓信號(1～5 V)，再通過AD采集卡將電壓信號轉變?yōu)閿?shù)字信號，通過計算機采集和存儲，采樣頻率由計算機控制，一般情況下為110 Hz。

新型氣液分配器采用帶有泡帽的升液管，直徑為50 mm，長度為336 mm，下部連接直徑為65 mm、高為75 mm的泡帽，中部開有4個直徑為5 mm的小孔，上部軸向開有2排共8個直徑為2 mm的小孔，且通過法蘭將氣液分配器固定于塔盤上。試驗采用的基準氣液分配器為上升管結構，管內徑為50 mm，長度為104 mm，上升管頂部結構為篩網結構，篩網尺寸為10 mm×1 mm。

2 氣液分配器壓降模型

氣液并流上行式反應器中氣泡上升過程如圖2所示，即氣泡從氣液分配器底部穿過分配器后逐漸上升到反應器頂部排出?；趦上嗔鞯膲航道碚?，針對基準氣液分配器和新型氣液分配器分別建立壓降模型。

圖2 上行式反應器中氣泡運動模型示意

2.1 模型假設

氣液并流上行式氣液分配器的兩相流復雜，為簡化作如下假設：①氣液分配器內的兩相流流動為穩(wěn)定的一維兩相絕熱流動；②氣液分配器內氣液兩相流型為彈狀流。

2.2 基準氣液分配器壓降模型

按照基準氣液分配器結構，壓降分為下部壓降、中部壓降與頂部壓降三部分。

2.2.1 氣液分配器下部壓降氣液兩相流從反應器進入氣液分配器下端，在進口處(從反應器到分配器入口的突縮端口)產生局部阻力損失。將該工況看作物料從大空間流入小孔工況，通過均相流模型可以得到氣液分配器下部壓降。

(1)

式中：ΔP1為下部壓降，Pa；ξ為突縮時阻力系數(shù)，根據(jù)突縮處截面面積取其值為0.4；ρm為氣液兩相的平均密度，kgm3；um為氣液兩相的平均速度，ms。

ρm=αρG+(1-α)ρL

(2)

um=αuG+(1-α)uL

(3)

式中：ρG與ρL分別為氣液兩相的密度，kgm3；uG與uL分別為氣液兩相的速度，ms；α為截面含氣率。

含氣率用于表征兩相流動過程中氣相的空間分布特性，對確定流型和其他參數(shù)有重要作用。

(4)

式中：QL為液相流量，m3h；QG為氣相流量，m3h；A為提升管的截面面積，m2；g為重力加速度，ms2；D為提升管內徑，m。

2.2.2 氣液分配器中部壓降基準氣液分配器的主體為豎直提升管，在氣液兩相上升過程中，需要分別克服流體慣性力、流體重力和流體阻力，因此氣液分配器管中的壓降包括摩擦壓降、重力壓降和加速壓降。

ΔP2=ΔPf+ΔPg+ΔPm

(5)

式中：ΔP2為中部壓降，Pa；ΔPf為摩擦壓降，Pa；ΔPg為重力壓降，Pa；ΔPm為加速壓降，Pa。

(1)ΔPf采用均相流模型根據(jù)流體靜力學不可壓縮流動理論進行計算。

(6)

式中：λ為摩擦阻力系數(shù)；L為提升管管長，m。

λ的計算方法與管內流體運動狀態(tài)有關，表征流體運動狀態(tài)的雷諾數(shù)Re為：

(7)

(8)

(9)

式中：μm為氣液兩相平均黏度，Pa·s；x為質量含氣率；μG與μL分別表示氣液兩相的黏度，Pa·s。

對本試驗條件下流體的Re進行計算，其結果大于4 000，證明流體處于湍流狀態(tài)，因此流動工況已經進入阻力平方區(qū)，λ只與相對粗糙度(DK)有關，可按下式進行計算：

(10)

基準氣液分配器所用管材為無縫舊鋼管，粗糙度K取0.25。

(2)ΔPg采用均相流模型進行計算。

ΔPg=ρmgL

(11)

(3)ΔPm影響較小，可按分相流加速壓降處理。

(12)

G=ρGQG+ρLQL

(13)

式中,G為兩相流質量流量，kgs。

2.2.3 氣液分配器頂部壓降氣液分配器頂部為篩網結構，呈多個矩形孔排列，氣液兩相流通過該篩網時也存在壓降損失。由于篩網結構與篩板填料類似，因此采用篩板填料的壓降模型進行計算，如Gan等[16]研究表明，單相流體通過多孔板時，篩板開孔率對壓降的影響明顯。

(14)

Eu=0.67β-2.24

(15)

(16)

(17)

(18)

(19)

式中：ΔP3為頂部壓降；Eu為Euler數(shù)，表征篩板的阻力損失特性，采用?zahi[17]提出的經驗式進行計算；ρme為氣液兩相等效密度，kgm3；β為孔隙度；φ為開孔率；de為篩孔的當量直徑,m；n為孔數(shù)量。

2.3 新型氣液分配器壓降模型

對于新型氣液分配器，壓降也可以分為三部分，包括分配器底部泡帽處的壓降ΔP4(Pa)、中部的提升管壓降ΔP5(Pa)和頂部的氣孔壓降ΔP6(Pa)。

新型氣液分配器下端為泡帽結構，氣液兩相從反應器中流入泡帽后折流向上進入氣液分配器。從反應器到泡帽和從泡帽到氣液分配器都存在一定程度的壓力損失，二者對應的阻力系數(shù)分別為ξ2與ξ3。

(20)

ΔP5的計算參考基準氣液分配器，二者一致，由于摩擦壓降和加速壓降較小，此處只計算重力壓降。塔中部氣孔為氣相流經通道，這部分只有氣相存在，因此中部的提升管壓降較小。

氣液分配器頂部壓降，氣液兩相流從分配器頂部通過氣孔進入到反應器中，頂部氣孔看作是突擴截面。流體通過每個孔的流動模型是相同的，因此單個孔的壓降可以代表整個頂部的壓降，對應的阻力系數(shù)為ξ4。

(21)

3 結果與討論

3.1 氣相流量和液相流量對基準氣液分配器壓降的影響

圖3 氣相流量對基準氣液分配器壓降的影響

當上行式反應器采用基準氣液分配器時，氣相流量和液相流量對分配器壓降影響的試驗結果分別見圖3和圖4。從圖3可以看出，分配器壓降隨著氣相流量的增大而先減小后增大。這是由于隨著氣相流量的增大，反應器中的氣相體積分數(shù)升高，持液量減小，形成的氣泡增多，氣泡聚并形成更大的氣泡，導致液相流出反應器的速度增大，因此分配器壓降逐漸減小。氣相流量增大到一定程度時，氣泡增大后導致分配器內壁對氣泡的曳力也逐漸增大，因此分配器壓降又逐漸增大。從圖4可以看出，分配器壓降隨著液相流量的增大而增大。其主要原因是液相流量的增大導致反應器持液量增大，從而使壓降增大。

圖4 液相流量對基準氣液分配器壓降的影響

3.2 氣相流量和液相流量對新型氣液分配器壓降的影響

當上行式反應器采用新型氣液分配器時，氣相流量和液相流量對分配器壓降影響的試驗結果分別見圖5和圖6。從圖5可以看出，分配器壓降隨著氣相流量的增大而先減小后增大，在氣相流量為15 m3h時壓降達到最小，之后逐漸增大。與基準氣液分配器不同的是，新型分配器壓降后續(xù)增大的范圍更大，其可能的原因是泡帽和管中部孔的存在導致氣泡更容易在管內生成，曳力增大更快，因此壓降增大范圍較大。從圖6可以看出，分配器壓降隨著液相流量的增大而增大。其主要原因是液相流量的增大導致反應器中的持液量增大，從而使壓降增大。對比基準分配器壓降變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)新型氣液分配器壓降受液相流量影響更大。

圖5 氣相流量對新型氣液分配器壓降的影響

圖6 液相流量對新型氣液分配器壓降的影響

3.3 兩種氣液分配器壓降試驗結果對比

圖7為液相流量為1.5 m3h時新型氣液分配器和基準氣液分配器壓降的試驗結果對比，圖8為氣相流量為20 m3h時新型氣液分配器和基準氣液分配器壓降的試驗結果對比。由圖7和圖8可以看出，在相同條件下新型氣液分配器的壓降大于基準分配器，并且二者的差距隨著氣相流量和液相流量的增大而增大。其可能原因是新型氣液分配器的底部結構和頂部結構復雜，氣液兩相流壓降損失較大。

圖7 氣相流量對兩種氣液分配器壓降的影響

圖8 液相流量對兩種氣液分配器壓降的影響

3.4 基準氣液分配器壓降模型計算結果

采用基準氣液分配器壓降模型計算不同條件下分配器不同部位的壓降，分析液相流量對總壓降的影響，并與相同條件下的試驗數(shù)據(jù)進行對比；分析液相流量對下部、中部、頂部三部分壓降的影響，以及對中部3種壓降的影響。

3.4.1 液相流量對總壓降的影響在氣相流量為20 m3h時，不同液相流量下基準氣液分配器壓降的模型計算值與試驗值對比見圖9。由圖9可以看出，在相同條件下分配器壓降的計算值略大于試驗值，并且隨著液相流量的增大，兩條曲線的偏差逐漸增大。這是因為壓降模型中假設氣液分配器中的氣泡在不同氣相流量和液相流量條件下都處于彈狀流狀態(tài)，而實際試驗中隨著液相流量增大，提升管內流型發(fā)生了改變，逐漸從彈狀流轉變?yōu)榄h(huán)狀流[12]，使得計算值與試驗值偏差逐漸增大。

圖9 基準分配器總壓降的模型計算值與試驗值對比

3.4.2 液相流量對三部分壓降的影響圖10為氣相流量為20 m3h時液相流量對三部分壓降的影響。由圖10可以看出：三部分壓降中，頂部壓降最大，下部壓降次之，中部壓降最小；三部分壓降都隨著液相流量的增大而增大，但增幅不同，其中頂部壓降增幅最大，下部和中部壓降增幅較小，說明液相流量對氣液分配器頂部篩網的壓降影響大，對氣液分配器下部和中部的壓降影響小。

圖10 液相流量對三部分壓降的影響

3.4.3 液相流量對中部壓降的影響圖11為氣相流量為20 m3h時液相流量對氣液分配器中部3種壓降的影響。由圖11可以看出：中部3種壓降中重力壓降最大，基本為200 Pa，摩擦壓降在100 Pa以下，而加速壓降只有0.001 Pa；隨著液相流量的增大，重力壓降和摩擦壓降都逐步增大，其中摩擦壓降增幅較大。說明在上行式反應器氣液分配器中，重力壓降貢獻了大部分壓降，占據(jù)了整個管中壓降的88%，摩擦壓降占據(jù)了12%，而加速壓降可以忽略不計。

圖11 液相流量對管中部壓降的影響

3.4.4 氣相流量和液相流量對重力壓降的影響圖12為氣相流量和液相流量對重力壓降的影響。由圖12可以看出，重力壓降隨著液相流量的增大而增大，但是隨著氣相流量的增大而減小。這是由于隨著液相流量的增大，截面含氣率逐漸減小，液相質量占比增大，導致克服重力需要的壓降較大；隨著氣相流量的增大，液相占比逐漸減小，氣液兩相流質量減小，克服重力需要的壓降也減小[18]。

圖12 氣相流量和液相流量對重力壓降的影響

3.5 新型氣液分配器壓降模型計算結果

采用新型氣液分配器壓降模型計算氣相流量為20 m3h時不同液相流量下分配器的壓降，模型計算值與試驗值對比見圖13。由圖13可以看出，在相同條件下新型氣液分配器壓降的計算值大于試驗值，且隨著液相流量增大，兩條曲線偏差逐漸增大。其原因可能在于新型氣液分配器底部泡帽和中部氣孔的存在，導致分配器中氣液兩相流的流型發(fā)生變化，實際流型與模型假設的彈狀流差距較大，導致二者偏差較大。

圖13 新型分配器總壓降的模型計算值與試驗值對比

4 結 論

(1)對氣液并流上行式反應器中兩種分配器進行壓降試驗的結果表明，在相同條件下新型氣液分配器的壓降高于基準分配器，兩種分配器的壓降都隨著氣相流量的增大而先減小后增大，隨著液相流量的增大而增大。

(2)針對兩種氣液分配器分別建立壓降計算模型，模型計算及驗證結果表明：基準氣液分配器壓降中頂部壓降占比最大，下部壓降和中部壓降占比較小，而中部壓降中重力壓降占比最大，加速壓降可忽略不計；壓降的模型計算值與試驗值隨液相流量變化的趨勢基本一致，但是在相同條件下壓降的計算值大于試驗值，且二者的偏差隨著液相流量的增大而逐漸增大，其原因是實際分配器中氣液兩相的流型會發(fā)生變化，導致模型計算值偏差變大。