2. 山东省高青县经济和信息化局, 山东 高青 256300;
3. 中国寰球工程公司, 北京 100012
2. Bureau of Classics of Gaoqing County, Gaoqing, Shandong 256300;
3. China Huanqiu Contracting & Engineering Corporation, Beijing 100012, China
规整填料因其几何结构规则、气液流通通道均匀，呈现出低压降、高分离效率、大通量等优点[1], 已广泛应用于蒸馏、气体分离等领域。如今填料塔正朝着大型高效化方向发展。丝网波纹填料由于其丝网结构具有毛细效应，可以为液体提供良好的润湿表面，并且丝网波纹填料具有较大的空隙率和较低的持液量[2]，这些优点使得丝网波纹填料有望在保持低压降的同时具有高传质效率。而对波纹结构的改进是获得高效金属丝网波纹填料的一种有效途径[3-4]。
X型和Y型两种填料是开发较早以及应用最广的两种填料的波纹结构。X型填料的波纹与竖直方向夹角为30°，Y型填料的波纹与竖直方向夹角为45°[5-6]。在相同操作条件及比表面积下，当波纹构型由Y型变为X型时，填料层的压降明显降低，通量变大，但其传质效率也明显下降。这说明仅仅改变填料波纹的倾斜角，不会同时达到低压降、高效率的目标。本文旨在改变丝网波纹填料的波纹结构，结合X型波纹结构、曲线型波纹结构的优点，开发出一种HSX型填料；通过改进气液流通通道及流通状况，来提高填料的性能；对比3种不同比表面积的HSX型填料的流体力学性能和传质性能，并与传统的Mellapak125X型填料实验结果进行对比。
1 实验部分 1.1 HSX型填料新设计的HSX型填料波纹结构如图 1所示，上段为90°直线，约占整个填料片宽度的1/8；中间两段分别为30°的直线和45°的圆弧，圆弧与直线圆滑过渡，各占填料片宽度的3/8；下端为30°的圆弧，占填料片宽度的1/8。采用直线型结构与曲线结合的方式。根据Delft模型[5-7]，填料塔产生压降的主要原因之一是上下两层填料交界处气液流动方向发生变化，而新设计填料的上下两段波纹结构会对气液在填料上下两层间过渡时的流动形成导向作用，有效地改善填料层间的气液流动状况，从而降低整个填料层压降。45°曲线段可以保证气液在填料表面的接触时间，从而提高填料的传质效率。而且填料片上波纹结构的不断变化会增强气液流动的湍动程度，液膜在填料表面不断发生更新，从而有效地提高了气液传质效率。
|
图 1 HSX型填料的几何构型 Fig.1 Geometric configuration of the HSX type packing |
本文中有关的3种不同比表面积的HSX型填料以及Mellapak125X型填料的几何特性参数如表 1所示。
|
下载CSV 表 1 填料的几何参数 Table 1 Characteristic geometric parameters of the packing |
在常温常压的实验条件下，以空气-水-氧气作为实验介质，在内径为476 mm，装填填料高度在1 m左右的有机玻璃塔内对4种填料进行冷膜实验，实验流程如图 2所示。
|
1—液体分布器; 2—填料塔; 3—规整填料; 4—孔板流量; 5—风机; 6—U形压差计; 7—水槽; 8，9—水泵; 10—转子流量计; 11—氧气饱和吸收塔; 12—氧气缓冲罐; 13—氧气钢瓶。 图 2 实验流程图 Fig.2 Flow diagram of the experimental apparatus |
填料干塔压降测试完毕后，为了保证填料表面能充分润湿，使填料在填料塔中进行预液泛45 min，实验时空气和水在填料塔内按既定的流速进行逆流流动，填料的流体力学性能通过每m填料的干塔压降、湿塔压降以及液泛气速进行表征。填料的传质效率通过富氧水解吸实验进行测定，换算以等板高度(HETP)来表征。压降由U型压差计(北京菲格瑞思仪表有限公司)测得，水中溶氧量则采用YSI550A型溶氧仪(成都锐新仪器仪表有限公司)测定。
2 结果与讨论 2.1 流体力学性能 2.1.1 干塔压降影响干塔压降的因素包括填料比表面积、填料结构和实验操作条件。测得3种不同比表面积的HSX型填料与Mellapak125X型填料的干塔压降随气相动能因子变化的关系如图 3所示。
|
图 3 不同填料的干塔压降与F的关系图 Fig.3 The relationship between dry pressure drop and F factor for different packings |
由图 3可知，同一种类型填料的干塔压降随着气相动能因子F的增加而增加。对比相同结构、不同比表面积的HSX型填料的干塔压降，可知在相同的实验条件、同一气相动能因子下，HSX型填料的干塔压降随着填料比表面积的增加而增大, 大小关系为：HSX250 > HSX160 > HSX125。这是因为随着填料比表面积的增大，气体通过填料层的通道变窄，阻力变大。从图 3可以看出，在实验测试范围内, 同一气相动能因子下, 比表面积同为125 m2/m3的HSX型填料的干塔压降比Mellapak型填料的干塔压降平均下降32%，这表明当气体通过HSX型填料时，改进的波纹结构使得气体通过填料层的阻力变小。
2.1.2 湿塔压降HSX型填料的湿塔压降随气相动能因子F的关系如图 4所示。从图 4中可以明显地看出在同一比表面积、同一喷淋密度下HSX型填料的湿塔压降随气相动能因子的增加而增大。
|
图 4 不同喷淋密度下3种HSX型填料的湿塔压降与F因子的关系图 Fig.4 The relationship between dry pressure drop and F factor for three HSX type packings with different spray distributions |
如图 4(c)，在同一喷淋密度下，F < 2.5(m/s)·(kg/m3)0.5时，填料层湿塔压降随F的增大变化比较平缓，这是由于气速较小时，气液接触产生的阻力比较小。而当F > 2.5(m/s)·(kg/m3)0.5时，塔压降随F的增大有明显的增大趋势，这是因为随着气速的增大，气液之间的相互作用愈发明显，Delft模型所描述的产生填料塔压降主要原因的4个方面[8-9]都会随着气速的增加而明显的变大，这使得填料层的湿塔压降增大趋势明显。在同一气速下，湿塔压降随着喷淋密度的增加而增大，这是由于液体的喷淋密度增加时，液体在填料层内占据气液流通通道变大，气相通道随之变窄，使得气相通过填料层的阻力变大。
同一喷淋密度L=28.11 m3/(m2·h)下3种不同比表面积的HSX型填料与Mellapak125X的湿塔压降对比如图 5所示。从图中可以看出在同一气相动能因子F下，湿塔压降随着比表面积的增加而增大，这是由于当填料比表面积增加时，填料层空隙率变小，提供给气液接触的通道变窄，气液流通阻力变大。图 5也对不同结构填料的湿塔压降进行了对比，可以清晰的看到相同比表面积(125 m2/m3)的HSX型填料的湿塔压降比Mellapak型填料的湿塔压降有显著下降，说明改进的波纹结构使填料的操作弹性变大。
|
图 5 L=28.11 m3/(m2·h)时不同比表面积的HSX型填料与Mellapak125X的湿塔压降对比 Fig.5 Comparison of wet pressure drop for different specific geometrical areas of HSX type and Mellapak125X when L=28.11 m3/(m2·h) |
液泛气速是非常重要的填料塔操作参数，可以用来表征填料的通量大小。当喷淋密度一定，气速达到液泛气速时，填料塔内液体夹带或返混比较严重，液体占据了填料层内的所有气体通道，使得塔压降急剧增大，分离效率显著下降，等板高度剧增。3种不同比表面积的HSX型填料、Mellapak125X型填料的液泛气速与喷淋密度的关系如图 6所示。由图 6可以看出，4种填料的液泛气速均随喷淋密度的增加而减小；同一喷淋密度下，HSX型填料的液泛气速随着比表面积增大而减小。在图 6中比较了比表面积均为125 m2/m3的HSX型填料与Mellapak125X型填料的液泛气速，前者的液泛气速比后者的液泛气速平均提高了5.6%。这是由于填料片两端的垂直线段和平滑曲线段的导流作用，使得气液流动更加通畅，同时可以解释HSX型填料的操作弹性大于Mellapak型填料。
|
图 6 不同喷淋密度下填料的液泛气速 Fig.6 The uf values of three HSX type packings and Mellapak125X at different liquid loads |
本文采用等板高度(HETP)值来反映填料的传质性能。等板高度为与1块理论板传质效果相当的填料层高度，等板高度的值越小说明填料的传质效果越好。等板高度的值可以从总传质单元高度转化得到，计算公式如下
| $ H=\frac{{{H}_{\text{OL}}}S\ln S}{S-1} $ | (1) |
| $ S=\frac{m{{M}_{\text{G}}}}{{{M}_{\text{L}}}} $ | (2) |
式中，H为等板高度，S为解吸因子，m为相平衡常数，MG和ML分别为气液两相物质的量流量，HOL为总传质单元高度。
不同比表面积的HSX型填料的等板高度与气相动能因子(F)的关系如图 7所示。由图 7可知，同一喷淋密度下，随着气相动能因子的增大，等板高度也相应增加，传质效率下降。从传质学的角度来看，随着气速的增大，气液接触时间变短，导致传质不充分，传质效率因此而下降。而当气速不变时，等板高度(HETP)的值随着喷淋密度的增加而减小，这说明随着喷淋密度的变大，液体在填料表面的润湿面积变大，产生的气液传质场所变多，而且由于填料片结构的曲折，大喷淋密度下液膜表面及时更新也会起到增强传质的效果。
|
图 7 HSX型填料等板高度与F的关系图 Fig.7 The height of theoretical plates of HSX type packings |
在图 7中值得注意的是，当液体喷淋密度L=16.87 m3/(m2·h)时的等板高度(HETP)与其他喷淋密度下的等板高度相差比较明显，而且在3种不同比表面积的HSX型填料中都有此现象。这是由于通量大的填料原本持液量比较小，当喷淋密度较小时，液体流进每一个填料通道的量比较小，这样就使得液体在填料的斜沟处像一条小溪一样向下流动，微小的液量不足以覆盖到填料的整个表面，气液传质场所急剧减少，传质效果相应下降，等板高度的值上升。
图 8对比了3种不同比表面积的HSX型填料与Mellapak125X型填料在喷淋密度L=28.11 m3/(m2·h)下的等板高度大小。从图中可以看出随着HSX型填料比表面积的增大，传质效果增强，等板高度下降。其主要原因是随着填料比表面积的增大，液体流过填料表面的润湿面积增加，其有效润湿面积也会相应的增加，气液传质场所增多，所以传质效果变好。图 8也对比了比表面积同为125 m2/m3的HSX型填料和Mellapak型填料，其结果是在同一喷淋密度下，HSX125填料的传质效果要优于Mellapak125X。这是由于HSX型填料在填料结构上存在不断变化的气液流通通道形状以及通道上不断改变的波纹角度，使得液体在填料表面形成的液膜向下流动时，液膜表面会不断地发生更新，从而使气液两相的传质推动力增大，其结果会使传质效果增强，等板高度值下降。
|
图 8 L=28.11 m3/(m2·h)时4种填料的HETP值对比 Fig.8 Comparison of height equivalents of theoretical plates for four different packings when L=28.11 m3/(m2·h) |
(1) 新开发的HSX型填料在填料的波纹结构上结合X型填料波纹结构、曲线型填料波纹结构的优点进行改进，气液两相在填料片上下两端垂直过渡，具有更好的分离效果。
(2) 与传统的Mellapak125X型填料相比，HSX125型填料干塔压降、湿塔压降都有所降低，HSX125比Mellapak125X的干塔压降平均下降32%，而湿塔压降在喷淋密度为L=28.11 m3/(m2·h)的操作条件下平均下降30.8%。
(3) 与相同比表面积的Mellapak填料相比，HSX型填料的液泛气速更高，平均上升了5.6%，说明HSX型填料比Mellapak填料具有更大的操作弹性。
(4) 传质性能方面，比表面积同为125 m2/m3的HSX型填料和Mellapak型填料在同一喷淋密度下，HSX125型填料的传质效果要优于Mellapak125X，等板高度的值平均下降了16.2%。
| [1] |
王树楹. 现代填料塔技术指南[M]. 北京: 中国石化出版社, 1998. Wang S Y. Technological guide of the modern packing column[M]. Beijing: China Petrochemical Press, 1998. (in Chinese) |
| [2] |
周媛, 李群生, 张泽廷. 新型丝网波纹填料的流体力学特性研究[J]. 北京化工大学学报:自然科学版, 2005, 32(3): 13-15. Zhou Y, Li Q S, Zhang Z Y. The hydrodynamic performance of novel corrugated web packing[J]. Journal of Beijing University of Chemical Technology:Natural Science, 2005, 32(3): 13-15. (in Chinese) |
| [3] |
李群生, 张德志, 章慧芳, 等. HX型高效规整填料的流体力学和传质性能研究[J]. 北京化工大学学报:自然科学版, 2013, 40(2): 14-19. Li Q S, Zhang D Z, Zhang H F, et al. The hydrodynamic and mass-transfer performance of HX type high efficiency structured packing[J]. Journal of Beijing University of Chemical Technology:Natural Science, 2013, 40(2): 14-19. (in Chinese) |
| [4] |
Li Q S, Chang Q L, Tian Y M, et al. Cold model test and industrial applications of high geometrical area packings for separation intensification[J]. Chemical Engineering and Processing:Process Intensification, 2009, 48(2): 389-395. |
| [5] |
王韬, 于丹, 胡晓丹, 等. 新型大通量规整填料的流体力学性能和传质性能研究[J]. 北京化工大学学报:自然科学版, 2015, 42(4): 28-33. Wang T, Yu D, Hu X D, et al. Hydrodynamic and mass-transfer performance of novel high capacity structured packings[J]. Journal of Beijing University of Chemical Technology:Natural Science, 2015, 42(4): 28-33. (in Chinese) |
| [6] |
李群生, 章慧芳, 李通, 等. SY型丝网波纹填料的流体力学及传质性能研究[J]. 北京化工大学学报:自然科学版, 2014, 41(5): 14-19. Li Q S, Zhang H F, Li T, et al. The hydrodynamic and mass transfer performance of SY type wire gauze packing[J]. Journal of Beijing University of Chemical Technology:Natural Science, 2014, 41(5): 14-19. (in Chinese) |
| [7] |
OlujićŽ, Seibert A F, Kaibel B, et al. Performance characteristics of a new high capacity structured packing[J]. Chemical Engineering and Processing, 2003, 42(1): 55-60. DOI:10.1016/S0255-2701(02)00019-3 |
| [8] |
Olujić Ž, Kamerbeek A B, de Graauw J, et al. A corrugation geometry based model for efficiency of structured distillation packing[J]. Chemical Engineering and Processing, 1999, 38(4): 683-695. |
| [9] |
Olujić Ž, Seibert A F, Fair J R. Influence of corrugation geometry on the performance of structured packings:an experimental study[J]. Chemical Engineering and Processing, 2000, 39(4): 335-342. DOI:10.1016/S0255-2701(99)00095-1 |