馬守濤，趙秀文，相春娥，黃正梁，陽永榮

(1.中國石油大慶化工研究中心，黑龍江 大慶163714；2.中石油華東設(shè)計(jì)院有限公司；3.浙江省化工高效制造技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)

基金項(xiàng)目：中國石油天然氣股份有限公司合同項(xiàng)目(LH-17-08-56-02)。

液相加氫工藝技術(shù)是近年來發(fā)展起來的新型加氫工藝，與傳統(tǒng)的氣相循環(huán)滴流床加氫技術(shù)相比，液相加氫技術(shù)具有能耗低、投資低、運(yùn)行成本低等特點(diǎn)，在噴氣燃料加氫、柴油加氫、FCC蠟油加氫等加氫精制過程中具有很大的技術(shù)優(yōu)勢和應(yīng)用前景?，F(xiàn)有液相加氫技術(shù)主要包括：杜邦公司的Iso Therming工藝[1-2]，中國石油化工股份有限公司的SLHT工藝[3-4]和SRH液相循環(huán)加氫工藝[5-6]。其中，SLHT工藝采用上流式液相加氫反應(yīng)器，其優(yōu)勢在于取消了Iso Therming工藝和SRH液相循環(huán)加氫工藝的液位控制系統(tǒng)和反應(yīng)器段間排氣系統(tǒng)。

在上流式液相加氫反應(yīng)器中，大部分氫氣溶于原料油中，只有少量氫氣以氣泡形態(tài)存在，通過維持穩(wěn)定的氫分壓，為氫氣溶解于液相提供足夠的推動力，保證液相中的溶解氫始終處于較高的濃度；其中液相為連續(xù)相，氣相為分散相，氣、液兩相自下而上流過催化劑床層，最大程度減小了氣體在反應(yīng)器內(nèi)局部累積的可能性，有利于實(shí)現(xiàn)少量氣相的均勻分布[7]。為了避免氣液兩相分布不均勻?qū)е碌拇矊訌较驕夭钤龃蟆⒋呋瘎┦Щ詈徒Y(jié)焦積炭等問題，氣液分布器的設(shè)計(jì)至關(guān)重要[8]。目前對于上流式液相加氫氣液分布器的研究主要集中于分布器結(jié)構(gòu)對反應(yīng)器壓降、氣液傳質(zhì)系數(shù)的影響[9-16]。而對于液相加氫工藝來說，氣液分布器除了上述功能，還需要考慮溶氫的功能設(shè)計(jì)，考慮產(chǎn)生氣泡的粒徑大小、氣泡數(shù)量等。小尺寸氣泡具有較高的比表面積，有利于提高氣液兩相間的傳質(zhì)；當(dāng)反應(yīng)器內(nèi)氣泡尺寸較大時(shí)，氣液兩相相互作用劇烈，容易造成液相湍動和返混，不利于反應(yīng)器內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)。

中國石油天然氣股份有限公司從2011年開始進(jìn)行上流式液相加氫工藝的研發(fā)，其技術(shù)用于中國石油慶陽石化公司新建的0.40 Mt/a噴氣燃料加氫裝置，并于2018年12月一次開車成功。上流式液相加氫反應(yīng)器作為上流式液相加氫工藝的核心，關(guān)系到液相工藝的成敗，本研究針對上流式液相加氫反應(yīng)器的研發(fā)情況，主要從氣泡尺寸的角度考察氣液分布器的氣泡發(fā)生性能。通過冷模試驗(yàn)，對圓柱形和文丘里氣液上升管進(jìn)行對比，考察操作條件和上升管結(jié)構(gòu)參數(shù)對氣泡尺寸分布和氣泡平均尺寸的影響。

1 試驗(yàn)裝置與流程

冷模試驗(yàn)裝置及流程如圖1所示，包括筒體冷模裝置、進(jìn)氣系統(tǒng)、進(jìn)水系統(tǒng)、高速攝像機(jī)及計(jì)算機(jī)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。筒體內(nèi)徑為185 mm，分為兩段，均采用透明的有機(jī)玻璃制造，為了方便拍攝床內(nèi)氣泡，在上筒體段開設(shè)了132 mm×200 mm的矩形視窗，在下筒體段分別安裝如圖1中10A所示的文丘里氣液上升管和如圖1的10B所示的圓柱形氣液上升管。兩種氣液上升管的結(jié)構(gòu)尺寸如圖2和表1所示。圓柱形上升管直徑為26 mm，高度為80 mm，在中部開有1個(gè)直徑為6 mm的進(jìn)氣孔；文丘里上升管的進(jìn)出口直徑均為26 mm，高度為80 mm，位于中部的喉管直徑為18 mm，在喉管處開有1個(gè)直徑為6 mm的進(jìn)氣孔；在上升管下方20 mm處安裝直徑40 mm的圓形擋板。試驗(yàn)在常溫、常壓下進(jìn)行，以空氣和水作為模擬介質(zhì)，氣液兩相混合后并流向上，經(jīng)氣液上升管后進(jìn)入上筒體。上升管出口處的表觀氣速變化范圍為0.001 8～0.018 8 m/s，表觀液速變化范圍為

圖1 冷模試驗(yàn)裝置流程示意1—水槽； 2—離心泵； 3—壓縮機(jī)； 4—緩沖罐； 5—流量計(jì)； 6—閥門； 7—壓力計(jì)； 8—液體入口； 9—?dú)怏w入口； 10A—文丘里上升管； 10B—圓柱形上升管； 11—高速攝像機(jī)； 12—計(jì)算機(jī)； 13—上筒體； 14—混合流體出口

圖2 文丘里和圓柱形上升管的結(jié)構(gòu)尺寸(單位：mm)

表1 文丘里和圓柱形上升管的結(jié)構(gòu)參數(shù)

0.157～0.785 m/s。試驗(yàn)過程中，使用高速攝像機(jī)拍攝氣體分布器出口的氣泡照片，拍攝區(qū)域(132 mm×145mm)如圖1紅框所示，并采用文獻(xiàn)[17]所述方法統(tǒng)計(jì)氣泡尺寸。

2 結(jié)果與討論

2.1 文丘里和圓柱形上升管的氣泡發(fā)生性能對比

圖3為在表觀氣速0.006 3 m/s、表觀液速0.470 9 m/s的條件下，圓柱形和文丘里上升管產(chǎn)生的氣泡照片。從圖3可以看出，相比圓柱形上升管，文丘里上升管產(chǎn)生的氣泡數(shù)量更多，尺寸更小，氣泡在三維床內(nèi)的徑向分散寬度更寬，氣體分散性能更好。

圖3 文丘里和圓柱形上升管產(chǎn)生的氣泡照片

表2為兩種上升管所產(chǎn)生的不同尺寸氣泡數(shù)量的統(tǒng)計(jì)結(jié)果，其中直徑小于1 mm的氣泡稱為微氣泡。由表2可知：在拍攝區(qū)域內(nèi)，文丘里上升管產(chǎn)生的氣泡總數(shù)為268個(gè)，其中微氣泡131個(gè)；圓柱形上升管產(chǎn)生的氣泡總數(shù)為30個(gè)，其中微氣泡9個(gè)?？梢娢那鹄锷仙艿奈馀莅l(fā)生能力遠(yuǎn)強(qiáng)于圓柱形上升管。

表2 不同氣泡發(fā)生器產(chǎn)生的氣泡數(shù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果

此外，從表2可以看出：文丘里上升管產(chǎn)生的氣泡尺寸分布較窄，普遍集中于4 mm以下，不產(chǎn)生直徑大于5 mm的大尺寸氣泡；而圓柱形上升管產(chǎn)生的氣泡尺寸分布較寬，會產(chǎn)生直徑大于5 mm的大尺寸氣泡。這表明在相同的操作條件下，文丘里上升管產(chǎn)生的氣泡更小，氣泡尺寸分布更窄，氣泡發(fā)生性能更好。這是因?yàn)樵谕牧髁鲃又校瑲馀萃瑫r(shí)受到表面張力和剪切力的作用，當(dāng)氣泡所受剪切力大于表面張力時(shí)，氣泡破碎。文丘里上升管由于其獨(dú)特的收縮/發(fā)散結(jié)構(gòu)，使得流體流經(jīng)收縮段時(shí)壓力降低，流速增加，在喉管處達(dá)到最大值，進(jìn)入發(fā)散段后由于橫截面積增大，流速減小，壓力也逐漸恢復(fù)。氣泡在進(jìn)入發(fā)散段后同樣開始減速，且氣泡減速的加速度大于液相減速的加速度，導(dǎo)致氣泡與液相之間的相對運(yùn)動速度增加，對氣泡的剪切力也變大，如圖4所示，氣泡在擴(kuò)散段發(fā)生破碎。因此在相同氣速時(shí)，經(jīng)過文丘里上升管的氣泡更容易破碎，產(chǎn)生的氣泡數(shù)量更多，氣泡尺寸更小。此外，由小氣泡引起的液相湍動弱，大氣泡引起的液相湍動強(qiáng)，促使大氣泡向反應(yīng)器中間運(yùn)動。因此氣泡尺寸小時(shí)，徑向分散寬度更寬，分布也更均勻。

圖4 氣泡在文丘里管內(nèi)的破碎過程

圖5為在表觀氣速為0.006 3 m/s的條件下，2種上升管生成的微氣泡分率隨表觀液速的變化。由圖5可見：在表觀液速為0.157 0 m/s時(shí)，2種上升管產(chǎn)生的微氣泡分率相近，均為0.17左右；隨著表現(xiàn)液速增大，文丘里上升管和圓柱形上升管所產(chǎn)生氣泡的微氣泡分率均增大，最高時(shí)分別達(dá)到0.6和0.5。說明隨著表現(xiàn)液速增大，2種上升管的微氣泡發(fā)生效果均變好。此外，由圖5可知，在相同的試驗(yàn)條件下，文丘里上升管生成氣泡的微氣泡分率更高。這是因?yàn)?種上升管具有相同進(jìn)出口直徑時(shí)，文丘里上升管的收縮/發(fā)散結(jié)構(gòu)使經(jīng)過管內(nèi)的流體湍動程度增加，在相同氣速時(shí)，經(jīng)過文丘里上升管的氣泡更容易破碎。

圖5 2種上升管生成的微氣泡分率隨液速的變化

2.2 操作參數(shù)對文丘里上升管氣泡發(fā)生性能的影響

圖6～圖8分別為文丘里上升管出口微氣泡分率、氣泡Satuer平均直徑d32[計(jì)算式見式(1)]和氣泡尺寸分布隨氣速和液速的變化。

(1)

式中，di為第i個(gè)氣泡的直徑，mm。

圖6 文丘里上升管出口微氣泡分率隨氣速和液速的變化表觀氣速，m/s： ■—0.001 8； ●—0.003 1； ▲—0.006 3； ◆—0.018 8。 圖7同

圖7 文丘里上升管出口氣泡Satuer平均尺寸隨氣速和液速的變化

由圖6～圖8可見：在一定液速下，隨著氣速增大，微氣泡分率略有增大，氣泡Satuer平均直徑變大，氣泡尺寸分布變寬，逐漸出現(xiàn)大尺寸氣泡；在一定氣速下，隨著液速變大，微氣泡分率增大，氣泡Satuer平均直徑變小，氣泡尺寸分布變窄，大尺寸氣泡逐漸消失。這是因?yàn)?，?dāng)液速一定時(shí)，液體

表觀液速，m/s： ■—0.157 0; ■—0.313 9; ■—0.470 9; ■—0.627 8; ■—0.784 8

表觀氣速，m/s： ■—0.001 8; ■—0.003 1; ■—0.006 3; ■—0.012 6; ■—0.018 8圖8 文丘里上升管出口氣泡尺寸分布隨液速和氣速的變化

湍動能一定，氣速較小時(shí)，單位時(shí)間內(nèi)少量氣體進(jìn)入氣泡發(fā)生器，單位氣體獲得的液體能量多；當(dāng)氣速較大時(shí)，進(jìn)入氣泡發(fā)生器的氣體增多，單位氣體獲得的液體湍動能變小，故隨著氣速變大，氣泡Satuer平均直徑變大。此外，由于氣體以氣泡形式進(jìn)入上升管，氣速越大即初始?xì)馀莩叽缭酱蟆６谕牧鲌鲋?，氣泡發(fā)生多次二元破碎，破碎形式以非均等破碎為主，子氣泡尺寸分布呈U形[18]。因此，在一定液速下，隨著氣速增大，子氣泡尺寸分布變寬，微氣泡分率略有增加。而氣速一定時(shí)，隨著液速增加，擴(kuò)散段的湍動能也相應(yīng)變大，導(dǎo)致氣泡在擴(kuò)散段受到更強(qiáng)烈的湍流剪切力；另一方面，由于流體從喉管流至擴(kuò)散段會發(fā)生減速，因此在喉管至擴(kuò)散段的距離內(nèi)會產(chǎn)生壓力梯度，液速增加導(dǎo)致壓力梯度增大。兩者綜合，在高液速下氣泡破碎會更加劇烈，產(chǎn)生更多尺寸更小的氣泡，因此微氣泡分率增加，氣泡Satuer平均直徑減小。此外，微氣泡分率、氣泡Satuer平均直徑及氣泡尺寸分布隨液速的變化趨勢，在低液速時(shí)變化更明顯，在高液速時(shí)變化相對較小。這是因?yàn)檫M(jìn)入管內(nèi)的氣相體積一定，氣泡Satuer平均直徑減小，即表示子氣泡數(shù)量增多，較大的氣泡密度會導(dǎo)致小氣泡之間的聚并嚴(yán)重；除此之外，由于氣泡在湍流時(shí)的破碎取決于湍動渦的能量和動態(tài)壓力以及氣泡的毛細(xì)壓力，只有當(dāng)渦的脈動壓力大于氣泡毛細(xì)壓力時(shí)，氣泡才會破碎，其中毛細(xì)壓力與氣泡的曲率半徑成反比，當(dāng)曲率半徑接近0時(shí)，毛細(xì)壓力趨向無限大，小氣泡發(fā)生破碎相較于大氣泡困難得多，因此在高氣速和液速條件下，氣泡Satuer平均直徑變小不明顯。

2.3 氣泡平均直徑預(yù)測模型

為了揭示文丘里上升管中氣泡Satuer平均直徑隨氣速和液速的變化規(guī)律，采用量綱分析法對結(jié)果進(jìn)行回歸處理，液相雷諾數(shù)Rel和氣相雷諾數(shù)Reg分別表示如下：

(2)

(3)

式中：ρl和ρg分別為液相和氣相的密度，kg/m3；μl和μg分別為液相和氣相的動力學(xué)黏度，Pa·s；d為文丘里管喉管處直徑，m；ql和qg分別為氣體流量和液體流量，m3/s。

對試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，得到氣泡Satuer平均直徑與操作條件之間的關(guān)聯(lián)式如下：

(4)

圖9為氣泡Satuer平均直徑試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較。由圖9可見，試驗(yàn)值和計(jì)算值的相對誤差控制在20%以內(nèi)，模型的準(zhǔn)確性較高。

圖9 氣泡Satuer平均直徑試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

3 結(jié) 論

(1) 圓柱形上升管和文丘里上升管均可以產(chǎn)生微氣泡。在相同試驗(yàn)條件下，文丘里上升管產(chǎn)生的氣泡數(shù)量更多，分布更均勻，氣泡Satuer平均直徑更小，氣泡尺寸分布更窄且直徑普遍小于4 mm，表明文丘里上升管的氣泡發(fā)生性能更好。

(2) 在一定液速下，隨著氣速增大，微氣泡分率略有增加，氣泡Satuer平均直徑變大，氣泡尺寸分布變寬，逐漸出現(xiàn)大尺寸氣泡。在氣速一定時(shí)，隨著液速變大，微氣泡分率增大，氣泡Satuer平均直徑變小，氣泡尺寸分布變窄，大尺寸氣泡逐漸消失。