陳晨 王文濤 唐文獻(xiàn) 何佳偉 張杰 李華

1.江蘇科技大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院 2.重慶前衛(wèi)科技集團(tuán)有限公司

立式熱虹吸式再沸器具有可靠性高、操作費(fèi)用低、結(jié)構(gòu)緊湊且容易安裝等優(yōu)點(diǎn),將其選為乙二醇再生與回收系統(tǒng)(monoethylene glycol regeneration and recovery system,MRU)脫水再生單元中的再沸器,安裝在再生塔底部。其原理主要是依靠熱載體對塔釜內(nèi)的乙二醇富液進(jìn)行加熱,使乙二醇富液中的水氣化返回再生塔內(nèi),使富液得到精餾所需要的熱量[1-4]。

在設(shè)計(jì)方面,袁娟[5]采用HTRI對再沸器開工時(shí)出口管線發(fā)生振動(dòng)進(jìn)行分析,得出其原因是由于管程內(nèi)的氣化流型為不穩(wěn)定的攪動(dòng)流所導(dǎo)致的。羅立等[6]分別采用軟件EDR 和HTRI對再沸器進(jìn)行設(shè)計(jì),得出兩款軟件設(shè)計(jì)結(jié)果的差異性原因。孫濤[7]采用Aspen EDR 對立式熱虹吸式再沸器進(jìn)行設(shè)計(jì),分析了其參數(shù)對計(jì)算結(jié)果的影響。

在管殼式換熱器傳熱強(qiáng)化研究方面,目前管程強(qiáng)化傳熱主要使用強(qiáng)化傳熱管或管內(nèi)插入扭帶、螺旋線等[8-11]。針對管內(nèi)插入扭帶,張華等[12]對不同寬度扭帶進(jìn)行了傳熱與阻力特性試驗(yàn)研究,得到了傳熱與阻力的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。Smith 等[13]對長短扭帶進(jìn)行了對比實(shí)驗(yàn),結(jié)果表明扭帶越短,傳熱性能以及壓力降越小。韓繼廣等[14]對管內(nèi)插入不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的扭帶及螺旋線圈進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,得出管內(nèi)插入物可提高管內(nèi)換熱系數(shù),但流動(dòng)阻力也隨之增加。王曉靜等[15]采用FLUENT 對波紋管與不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的扭帶結(jié)合進(jìn)行了數(shù)值研究,得到扭率為4時(shí),綜合強(qiáng)化效果最佳。

在管內(nèi)氣化流型變化規(guī)律方面,劉雪敏等[16]對不同垂直管徑的氣液兩相流流型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,結(jié)果表明不同管徑條件下,流型發(fā)生的范圍和轉(zhuǎn)換趨勢基本一致。劉珊珊等[17]采用FLUENT 對LNG 管內(nèi)氣化傳熱與流型進(jìn)行了數(shù)值模擬,結(jié)果表明管內(nèi)氣化傳熱以核態(tài)沸騰傳熱為主。盧嘉偉[18]采用軟件CFD 對管內(nèi)LNG 流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行了數(shù)值模擬,結(jié)果表明環(huán)境溫度、入口流速和壓力等因素影響了管內(nèi)氣化流型。付鑫等[19]對垂直向上微通道內(nèi)液氮流動(dòng)沸騰進(jìn)行了可視化實(shí)驗(yàn),得到其主要流型為泡狀流(Bubble)、活塞流(Slug)、攪動(dòng)流(Churn)、環(huán)狀流(Annular)。

綜上所述,目前對再沸器的優(yōu)化設(shè)計(jì)研究,大多集中在對換熱管內(nèi)傳熱特性、阻力特性和氣化流型變化方面的研究,缺乏對立式熱虹吸式再沸器的換熱管內(nèi)插入扭帶前后再沸器內(nèi)主要參數(shù)變化的研究。本研究以MRU 中立式熱虹吸式再沸器為研究對象,首先使用Aspen EDR 對立式熱虹吸式再沸器進(jìn)行設(shè)計(jì),對設(shè)計(jì)結(jié)果進(jìn)行分析討論;隨后在管內(nèi)插入不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的扭帶,分析換熱管內(nèi)插入扭帶后的再沸器的相關(guān)參數(shù),并討論扭帶的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù),為換熱器優(yōu)化設(shè)計(jì)提供可靠的理論依據(jù)。

1 再沸器模型及數(shù)值方法

1.1 再沸器關(guān)鍵參數(shù)和物性方法

以MRU 中的立式熱虹吸式再沸器為研究對象,采用軟件Aspen EDR 設(shè)計(jì)管徑為25 mm×2 mm、換熱管長度為3.5 m、結(jié)構(gòu)型式為BEM 的立式熱虹吸式再沸器,滿足氣化率小于30%且大于10%的要求。

由參考文獻(xiàn)[2]可知,預(yù)處理后富乙二醇溶液物系主要含有乙二醇、水和Na+等,該物系為極性物系,因此,用NRTL方程來計(jì)算富乙二醇溶液的物性特征。

1.2 再沸器工藝參數(shù)

立式熱虹吸式再沸器中的冷熱流體的工藝參數(shù)見表1。熱流體走殼程,冷流體走管程,入口管線長4 m,出口管線長1 m,管線內(nèi)徑與再沸器接管內(nèi)徑相同。

表1 再沸器工藝參數(shù)

1.3 數(shù)值方法

采用軟件Aspen EDR 完成對再沸器兩側(cè)能量及物料的平衡計(jì)算,對熱流量、溫度、壓力、傳熱系數(shù)及物流流量等參數(shù)進(jìn)行求解計(jì)算,傳熱過程為穩(wěn)態(tài)過程,物流經(jīng)過再沸器無壓力損失。圖1為換熱器示意圖,F、H和T分別為物流流量、焓值及物流溫度,下標(biāo)si、so、ti、to分別表示殼程的進(jìn)口、殼程的出口、管程的進(jìn)口和管程的出口。

管殼式換熱器處于穩(wěn)定傳熱情況時(shí),可以通過傳熱學(xué)中的傳熱方程式進(jìn)一步分析,相應(yīng)的換熱量Q的計(jì)算公式見式(1):

傳熱系數(shù)K用式(2)計(jì)算:

對數(shù)平均溫度ΔTm用式(3)計(jì)算:

熱平衡方程用式(4)～式(6)計(jì)算:

式中:q、Si和S o為符號系數(shù),其表達(dá)式見式(7)～式(8):

本研究忽略換熱器的熱損失,因此q=0。

物料衡算式見式(9)、式(10):

2 再沸器設(shè)計(jì)結(jié)果及分析

2.1 管內(nèi)氣化流型

將再沸器工藝參數(shù)輸入到軟件中進(jìn)行嚴(yán)格模擬,再沸器換熱管內(nèi)的主要?dú)饣餍蜑榕轄盍?B)、活塞流(S)、攪動(dòng)流(C)、環(huán)狀流(A),設(shè)計(jì)結(jié)果中未出現(xiàn)霧狀流(Mist),滿足設(shè)計(jì)要求,將模擬中得到的氣化流型繪制在Hewitt、Roberts流型圖上進(jìn)行比較[20],結(jié)果見圖2。

Hewitt、Roberts 流型圖適用于管內(nèi)徑為31.2 mm的垂直管,且壓力為0.14～0.59 MPa的空氣-水兩相流動(dòng)。文獻(xiàn)[16]在管內(nèi)徑為20 mm 的垂直上升管內(nèi)進(jìn)行常壓氣液兩相流流型的實(shí)驗(yàn),其實(shí)驗(yàn)結(jié)果與Hewitt、Roberts流型圖相符,故管內(nèi)徑為21 mm的換熱管在模擬設(shè)計(jì)中所得的結(jié)果同樣適用于Hewitt、Roberts流型圖。由圖2 可知,模擬結(jié)果與Hewitt、Roberts流型圖十分吻合,圖中所繪制的點(diǎn)為再沸器在不同靜壓頭下管程的最終氣化流型,當(dāng)靜壓頭上升至一定數(shù)值時(shí),管程內(nèi)的最終氣化流型由攪動(dòng)流(C)轉(zhuǎn)換為環(huán)狀流(A),故攪動(dòng)流與環(huán)狀流的數(shù)據(jù)點(diǎn)呈上升趨勢。

2.2 結(jié)果及分析

表2為再沸器管程出口管內(nèi)徑為200 mm 和300 mm 下,靜壓頭與氣化率、總傳熱系數(shù)和管程氣化流型的對應(yīng)關(guān)系。如表2所示,總傳熱系數(shù)隨靜壓頭增加而相應(yīng)增加,再沸器氣化率隨靜壓頭的增加呈不斷下降趨勢。當(dāng)出口管內(nèi)徑為200 mm 時(shí),氣化率在不同的靜壓頭下均滿足氣化率小于30%且大于10%的要求。出口管內(nèi)徑為300 mm、靜壓頭高于3200 mm 左右時(shí),氣化率低于10%。

根據(jù)文獻(xiàn)[5]可知,管程出口氣化流型最好為環(huán)狀流,避免攪動(dòng)流。由表2 可知,當(dāng)出口管內(nèi)徑為200 mm、靜壓頭高于2600 mm 時(shí),管程內(nèi)的氣化流型為BSCA,管程最后的氣化流型為穩(wěn)定的環(huán)狀流(A)。當(dāng)出口管內(nèi)徑為300 mm、靜壓頭高于2400 mm 時(shí),管程內(nèi)最終的氣化流型為穩(wěn)定的環(huán)狀流(A)。通過表2中管程內(nèi)氣化流型的變化規(guī)律可知:當(dāng)氣化率為12%時(shí),管程內(nèi)的氣化流型會(huì)發(fā)生變化;氣化率大于12%時(shí),再沸器管程最終氣化流型為不穩(wěn)定的攪動(dòng)流(C);氣化率小于12%時(shí),再沸器管程最終氣化流型為穩(wěn)定的環(huán)狀流(A)。由此可知,不同出口管內(nèi)徑下,氣化流型發(fā)生的范圍和轉(zhuǎn)換趨勢基本一致,可忽略不同管程出口管內(nèi)徑對氣化流型轉(zhuǎn)換的影響。

表2 不同出口管徑下靜壓頭與再沸器內(nèi)各參數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

經(jīng)分析可知,隨著靜壓頭的增加,換熱管入口流速和管內(nèi)的氣相速度隨之增加,并且伴隨著溫度的增加,管內(nèi)氣體不斷增加,氣泡離開管壁不斷聚集在流體內(nèi),形成氣體活塞,管內(nèi)的氣泡變得不規(guī)則和不穩(wěn)定,且不斷發(fā)生破裂,進(jìn)一步提高了氣相速度,氣體活塞形成一連串的氣核。由于氣液間的相互作用,發(fā)生了攪動(dòng),當(dāng)管內(nèi)氣相速度達(dá)到一定時(shí),氣體將液體推向管壁,帶動(dòng)液體沿?fù)Q熱管向上運(yùn)動(dòng),即發(fā)生環(huán)狀流動(dòng)。

由表2可知:從再沸器操作運(yùn)行穩(wěn)定角度分析,再沸器管程出口管內(nèi)徑選擇300 mm 較優(yōu);但從生產(chǎn)效率角度分析,再沸器出口管內(nèi)徑取200 mm 時(shí),可更好地為再生塔提供精餾所需要的熱量,且當(dāng)出口管內(nèi)徑為300 mm、靜壓頭高于3200 mm 時(shí),氣化率低于10%,不滿足設(shè)計(jì)要求。綜合表2數(shù)據(jù)來看,再沸器出口管內(nèi)徑取200 mm 時(shí),運(yùn)行效率較優(yōu)。若在不考慮改變再沸器殼徑、換熱管長度以及安裝條件的情況下,可通過在換熱管內(nèi)插入扭帶,對再沸器進(jìn)行強(qiáng)化傳熱。

3 換熱管內(nèi)插入扭帶后的結(jié)果分析

3.1 扭帶參數(shù)

扭帶的幾何結(jié)構(gòu)如圖3所示,其中扭帶節(jié)距H為扭轉(zhuǎn)360°的扭帶之間的距離,扭率為節(jié)距H與管子內(nèi)徑di之比,即Y=H/di。將扭帶節(jié)距設(shè)置為189 mm,扭帶厚度設(shè)置為1 mm。

3.2 插入扭帶后的結(jié)果與分析

表3 優(yōu)化后再沸器內(nèi)各參數(shù)的對應(yīng)關(guān)系

表3為換熱管內(nèi)插入扭帶后與再沸器內(nèi)各參數(shù)對應(yīng)關(guān)系。由表3可知:總傳熱系數(shù)和氣化率的發(fā)展趨勢與未插入扭帶前的趨勢一致,且均滿足氣化率要求;當(dāng)靜壓頭小于2200 mm 時(shí),管程內(nèi)的最終氣化流型均為攪動(dòng)流(C);當(dāng)靜壓頭高于2200 mm 時(shí),管程內(nèi)的氣化流型為BSCA,管程最后的氣化流型為環(huán)狀流(A),此時(shí)氣化率為16.5%左右。

對比表2和表3中的數(shù)據(jù)可知:未插入扭帶時(shí),再沸器的總傳熱系數(shù)和氣化率比插入扭帶后的值低;插入扭帶后,在管程內(nèi)的氣化流型發(fā)生轉(zhuǎn)變,靜壓頭為2200 mm、氣化率為16.5%。這是由于插入扭帶后,使得管內(nèi)的有效流通面積減小,管內(nèi)平均流速增大,流體對管壁邊界層加強(qiáng)了擾動(dòng),增大了流體的湍流度,增強(qiáng)了流體的換熱性能,使得傳熱系數(shù)有較大的提高,從而改變了管程內(nèi)的最終氣化流型,起到了強(qiáng)化傳熱的作用。

3.3 管內(nèi)插入不同參數(shù)扭帶的結(jié)果及分析

將靜壓頭設(shè)置為2200 mm,將扭帶設(shè)置為不同的參數(shù)插入管內(nèi),結(jié)果列于表4。

表4 再沸器內(nèi)各參數(shù)隨管內(nèi)插入扭帶變化關(guān)系

由表4可知,隨著扭帶扭率的增加,再沸器的氣化率和總傳熱系數(shù)隨之降低;隨著扭帶厚度的增厚,再沸器的氣化率和總傳熱系數(shù)隨之增大。從表4可看出:當(dāng)扭帶的厚度為3 mm 時(shí),再沸器管程內(nèi)最終氣化流型多為不穩(wěn)定的攪動(dòng)流(C);當(dāng)扭帶厚度為2 mm、扭率為4.76時(shí),再沸器管程內(nèi)最終氣化流型為不穩(wěn)定的攪動(dòng)流(C);當(dāng)扭帶的厚度為1 mm 時(shí),再沸器管程內(nèi)最終氣化流型多為穩(wěn)定的環(huán)狀流(A)。綜合來看,當(dāng)管內(nèi)插入9種扭帶時(shí),扭率為4.76、厚度為1 mm 的扭帶綜合傳熱效果最好。

4 結(jié)論

通過Aspen EDR 軟件模擬設(shè)計(jì)了MRU 脫水單元中的立式熱虹吸式再沸器,對比分析了再沸器在不同管程出口管內(nèi)徑下的主要參數(shù),針對再沸器出現(xiàn)的各個(gè)問題,通過在換熱管內(nèi)插入不同參數(shù)扭帶對其進(jìn)行了優(yōu)化,分析了插入扭帶后再沸器的參數(shù),得出以下結(jié)論:

(1)軟件模擬出的管程氣化流型符合設(shè)計(jì)要求,且模擬出的攪動(dòng)流和環(huán)狀流與Hewitt、Roberts流型圖相吻合;當(dāng)出口管內(nèi)徑分別為200 mm 和300 mm、出口管內(nèi)徑取200 mm 時(shí),運(yùn)行效率較優(yōu);不同管程出口管內(nèi)徑下,管內(nèi)氣化流型變化規(guī)律基本一致,可忽略不同出口管內(nèi)徑對氣化流型轉(zhuǎn)換的影響。

(2)當(dāng)出口管內(nèi)徑為200 mm 時(shí),在換熱管內(nèi)插入扭帶后,再沸器的氣化率和總傳熱系數(shù)得到了提高,管程內(nèi)的氣化流型得到了優(yōu)化。這是由于插入扭帶后,提高了管內(nèi)的平均流速,流體的湍流度增大,增強(qiáng)了流體的換熱性能,使傳熱系數(shù)得到提高,從而優(yōu)化了管程內(nèi)的氣化流型。

(3)當(dāng)再沸器靜壓頭為2200 mm 時(shí),扭帶扭率越低,再沸器的傳熱效率越好;扭帶厚度越厚,再沸器的傳熱效率雖提高,但管程內(nèi)的最終氣化流型為不穩(wěn)定的攪動(dòng)流。綜合來看,扭率為4.76、厚度為1 mm 的扭帶傳熱表現(xiàn)最優(yōu)。

符號說明:

Q 為換熱量,kJ/h;K 為傳熱系數(shù),W/(m2·K);A 為換熱面積,m2;T m 為熱流體與冷流體的平均溫度,K;f 為逆流校正系數(shù);α1 熱液體和管壁間的對流換熱系數(shù);α2 冷流體和管壁間的對流換熱系數(shù);δ為管壁的厚度,mm;λ為管壁的導(dǎo)熱系數(shù);T ti為管程的入口溫度,K;T to為管程的出口溫度,K;T si為殼程的入口溫度,K;T so為殼程的出口溫度,K;F ti為管程的入口流量,kmol/h;F si為殼程的入口流量,kmol/h;F to為管程的出口流量,kmol/h;

F so為殼程的出口流量,kmol/h;H ti為管程的入口焓值,kJ/mol;H to為管程的出口焓值,kJ/mol;H si為殼程的入口焓值,kJ/mol;H so為殼程的出口焓值,kJ/mol;Q t 為管程的換熱量,kJ/h;Q s 為殼程的換熱量,kJ/h;d i 為換熱管內(nèi)徑,mm;H 為扭帶節(jié)距,mm。