目前，生产规模较大、技术先进的大型炼油厂或石油化工厂一定要拥有至少一套优质、可靠的火炬系统[1]。在火炬系统中，分液罐通过有效分离放空气体中携带的液滴或固体杂质，减少气体中的凝液量，可避免火雨现象的发生，并对火炬系统的安全运行和环境保护起到关键作用。而卧式分液罐由于内部液体流动的方向与重力的作用方向相垂直，有利于液滴沉降[2]，成为大型火炬系统设计的首选[3]。而分液罐中气液两相流的相分离效果，是衡量分液罐运行质量的重要指标。国外研究学者Boyson[4]最先在1982年开始对旋流气液分离器进行CFD数值模拟方法研究，紧接着Griffiths[5]、F.M.Erdal[6]、S.Nagdew、J.K.Kwoo [7]等及国内一系列针对旋流气液分离器的研究取得成果[8-12]。但是，用数值计算方法对火炬系统分液罐的气液分离问题进行研究的论文还不多见。本文运用FLUENT软件，进行火炬系统卧式分液罐中液滴直径、出入口压差、工作温度、气体含液率、分液罐长径比等因素对分离效果影响的数值模拟和优化分析。
SH 3009-2013《石油化工可燃性气体排放系统设计规范》规定分液罐的长(进出口管的距离)径比为2.5~3[13]。设卧式分液罐长度为9 000 mm，进出口管的距离为7 500 mm，直径为3 000 mm。基本尺寸及三维网格划分见图 1、图 2。
卧式分液罐入口压力为150 000 Pa；出口压力为148 500 Pa。设置入口的湍流强度为10%，水力直径为入口直径(DN500)。
(1) 火炬气是装置在正常运行或事故状态下排放的废气，主要成分是碳氢化合物、氢气和硫化氢等，属于易燃易爆有毒有害气体[14]。以扬子石化公司芳烃火炬气组成为例，含量最多的组分为氢气，占70.21% (体积分数)[15]。为方便计算，假定基础相气相为氢气，从属相液相分散在基础相中，设置为水。设定从属相液相体积分数为5%。液滴存在形式见图 3。在模型开始时定义分液罐中为氢气，气液两相随压力入口混合流入。红色代表基础相气相，蓝色代表从属相液相，模型初始化见图 4。
(2) 考虑气液两相之间的相互作用力和液滴所受沉降重力，未考虑微小液滴所受到的浮力和温度对重力沉降效果的影响。
(3) 采用欧拉(Eulerian Model Theory)多相流模型，非稳态隐式分离求解器进行求解，压力、动量、湍动能以及耗散率流项的差值方法选用二阶迎风，QUICK格式离散。
(4) 为保证良好的气液相分离，液相在分液罐中应保证足够的滞留时间。卧式分液罐内最大存液量应≤30 min凝液泵的排量[3]。为了更好地体现分液罐的分离效率，按存液30 %考虑[13]。因此，文中计算时选取分液罐气液分离时间为10 min。
(5) 为了研究气液两相分离效果，将分液罐出口处液相体积分数与入口处液相体积分数的比值与1的差值，定义为液相的分离效率η：
式中：nout为出口处液相体积分数，%；nin为入口处液相体积分数，%。
在欧拉模型两相流中，基本相q相的体积Vq定义为:
式中：$\sum\limits^{\text{n}}_{q=1}α_{q}=1$，αq为相体积分数，%。
式中：${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}_{q}$为q相的速度，m/s；ρq为q相的有效密度，kg/m3；$\dot{m}$pq表示从第p相到q相的质量传递，kg。
式中：$\mathop{τ}\limits^=$q是第q相的压力应变张量，Pa。
μq和λq是q相的剪切和体积黏度，Pa·s；$\mathop{F}\limits^\rightharpoonup$q是外部体积力，N；$\mathop{F}\limits^\rightharpoonup$lift, q是升力，N；$\mathop{F}\limits^\rightharpoonup$Vm, q是虚拟质量力，N；大多数情形下，升力相对于曳力不重要，虚拟质量力$\mathop{F}\limits^\rightharpoonup$Vm, q不计算。${\mathop{R}\limits^\rightharpoonup}$pq是相之间的相互作用力，N；P是所有相共享的压力，Pa。${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$pq是相间的速度，m/s；如果$\dot{m}$pq＞0(相p的质量传递到相q)，${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$pq=${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$p；如果$\dot{m}$pq＜0(相q的质量传递到相p)，${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$pq=${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$q和${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$pq=${\mathop{u}\limits^\rightharpoonup}$qp。${\mathop{R}\limits^\rightharpoonup}$pq依赖于摩擦、压力、内聚力和其他影响，并服从条件${\mathop{R}\limits^\rightharpoonup}$pq=-${\mathop{R}\limits^\rightharpoonup}$qp和${\mathop{R}\limits^\rightharpoonup}$pq=0。
式中：Kpq(-Kqp)为分界面处动量的交换系数，无量纲。
基本相q中作用于从属相p的升力为
式中：Flift为升力，N。
图 5(a)、图 5(b)、图 5(c)分别为出入口压差1 500 Pa，气体含液率5%，液滴直径分别为1 000 μm、600 μm、100 μm时，分液罐Z=0、XY截面上运行10 min后气液两相体积分数云图。
从图 5(a)、图 5(b)可以看出，液滴在重力沉降作用下在分液罐内大量存积，而图 5(c)液滴沉降的效果非常不明显，说明此时大量液滴已经随气体从出口排出罐外，分离效果不佳。当液滴直径为1 000 μm时，沉积液体比液滴直径为600 μm时在数量上要更多一些。当液滴直径为1 000 μm时气相的体积分数为0.809 434 2;液滴直径为600 μm时气相的体积分数为0.869 639。数据结果表明，液滴直径较大时，重力沉降效果明显。
图 6为液滴直径为1 000 μm和600 μm时，分液罐Z=0、XY截面上气液两相速度梯度云图。从图 6可以看出，当液滴直径为1 000 μm时，分液罐内最大速度值为9.39 m/s；液滴直径为600 μm时，分液罐内最大速度值为6.71 m/s。说明液滴直径对流体的速度产生影响，液滴直径大时会携带较大的动能。比较图 5、图 6可以看到，速度梯度云图与体积分数云图的变化趋势相类似。图 6中液体存积区域的速度基本均趋近于零，说明在这两种流速下气体所携带的动能对沉积的液滴基本不产生影响。
图 7为分液罐运行10 min后，不同液滴直径的出口液相分离效率图。从图 7可以看出，随着液滴直径的增大，分离效果迅速提高。当液滴直径为300 μm时，分离效率仅为17.37%，
当液滴直径为600 μm时，分离效率就迅速达到53.33%；当液滴直径为1 000 μm时，分离效率达到76.54%。这是由于液滴直径的增大导致重力沉降速度的增大，因此分离效果更好。
图 8(a)、图 8(b)、图 8(c)分别为液滴直径1 000 μm，气体含液率5%，出入口压差变化为3 000 Pa、1 500 Pa、250 Pa，分液罐Z=0、XY截面上气液两相速度梯度云图。当出入口压差为3 000 Pa时，分液罐内最大速度值为7.86 m/s；当出入口压差变化为250 Pa时，分液罐内最大速度值为2.25 m/s，说明分液罐内气液两相的速度梯度随着出入口压差的降低逐渐降低，符合动量守恒的基本定律。速度降低会使液滴在罐内的停留时间增长，为液滴沉降提供了有利的条件。同时，3个图中的橘黄色和绿色区域分布有所不同。如图 8(a)所示，当出入口压差较大，即入口速度较大时，整个橘黄色和绿色区域贯通出入口，其他区域淡蓝色居多，说明分液罐内大量放空气体没有得到充分的扰动。而图 8(b)、图 8(c)的整个橘黄色和绿色区域并没有贯通出入口，橘黄色和绿色区域之间出现了淡蓝色，表明放空气体在分液罐内不同程度、不同区域产生了一定的涡旋，这是放空气体在分液罐内停留时间增加的原因之一。随着液滴的逐渐增多，分液罐内液面逐渐升高，较大的入口速度对气液两相分界面处产生频繁的扰动。如图 8(a)、图 8(b)所示，蓝色液面出现凹状，这种状态会随着液面的升高、入口速度的增大而逐渐被强化。当达到一定临界范围时，部分已经沉降的液滴在放空气体的动能作用下重新被送出分液罐出口，导致分液罐丧失原本设计要求的分液能力[16]。表 1为不同出入口压差下分离效率的数值模拟结果。
假设分液罐在计算过程中温度保持不变，即不进行能量求解计算。表 2为3种不同温度20 ℃、50 ℃、75 ℃下分别设置基础相(气体)和从属相(液体)的密度, 以及运动黏度及不同工作温度下分液罐分离效率的数值模拟结果。从表 2可以看出，随着工作温度的升高，分液罐的分离效率随之上升。这是因为气体和液体的密度都逐渐减小，其二者密度差值的变化却不大。而气体运动黏度逐渐增大，液体运动黏度逐渐减小，其二者运动黏度的变化都将导致液滴沉降速度增大，因而导致分液罐分离效率的增大。这与文献[17]用公式推导得出的结论一致。
表 3为不同含液率影响下分液罐的分离效率。由表 3可以看出，随着气体含液率的逐渐增加，分液罐的分离效率逐渐减小。这是因为气体内含有液滴越多，颗粒间相互作用越明显，发生干扰沉降，导致沉降时间加长，分离效率降低。此结论与文献[17]的结论一致。
原分液罐计算模型中，长径比为2.5。现将长径比增大为2.7和3，即保持分液罐直径为3 000 mm，将进出口管的距离增大为8 100 mm和9 000 mm。表 4为长径比增大时分液罐的分离效率。由表 4可以看出，随着分液罐长径比的逐渐增加，气体在分液罐的分离效率逐渐增大。这是因为分液罐长径比的增大，导致液体在分液罐内的停留时间增加，故其更容易在重力的作用下沉降出来，因而分离效率提高。此结论与文献[18]的结论一致。但需注意，长径比不能无限制地增加，因为这必然导致分液罐尺寸的增大，在生产现场不容易布置，一般在能够满足分离要求的前提下尽量减小长径比。
运用FLUENT软件对分液罐气液两相流分离效率问题进行数值模拟，研究了液滴直径、出入口压差、工作温度、气体含液率、分液罐长径比等因素对分液罐分离作用的影响，并提出提高分液罐分离效率的优化措施。研究表明，液滴直径大，分液罐内流体速度大，重力沉降效果明显，分离效果好；出入口压差小，使分液罐入口速度降低，液滴在分液罐内停留时间加长，分离效果好；工作温度高，气液两相运动黏度的变化都将导致液滴沉降速度增大，分离效果好；气体含液率高，会干扰沉降效果，分离效果差；分液罐长径比大，液体停留时间增长，沉降效果明显，分离效果好。
2016, Vol. 45 Issue (1): 96-101
2016, Vol. 45 Issue (1): 96-101