劉美麗，毛 羽，王江云，王 娟

(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249)

催化裂化沉降器內(nèi)流場數(shù)值模擬與連接結(jié)構(gòu)優(yōu)化

劉美麗，毛 羽，王江云，王 娟

(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249)

對一種催化裂化(FCC)沉降器內(nèi)的流動狀況進(jìn)行全尺寸數(shù)值模擬，考察粗旋與頂旋采用不同連接方式時(shí)沉降器內(nèi)的油氣流動規(guī)律，應(yīng)用雷諾應(yīng)力模型模擬單個(gè)旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場。通過標(biāo)量輸運(yùn)方程計(jì)算簡單圓管內(nèi)氣體的停留時(shí)間，并與經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行比較，驗(yàn)證采用標(biāo)量輸運(yùn)方程計(jì)算停留時(shí)間的可靠性。在此基礎(chǔ)上，考察粗旋與頂旋的兩種連接結(jié)構(gòu)對沉降器內(nèi)流動狀況以及油氣停留時(shí)間的影響。結(jié)果表明：計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好，雷諾應(yīng)力模型可以用于FCC沉降器內(nèi)氣相流動研究;改進(jìn)粗旋出口與頂旋入口的相對位置，絕大部分油氣直接進(jìn)入頂旋，可以減少進(jìn)入沉降器空間的油氣量，降低油氣結(jié)焦的幾率。

催化裂化沉降器;相對位置;標(biāo)量輸運(yùn)方程;停留時(shí)間;數(shù)值模擬

催化裂化反應(yīng)沉降系統(tǒng)(含油漿系統(tǒng))的結(jié)焦問題是制約催化裂化裝置長周期安全運(yùn)行的主要因素之一［1-4］。由于沉降器尺寸龐大、結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以用實(shí)驗(yàn)測量的方法獲得其內(nèi)部油氣流動和催化劑分布的詳細(xì)情況。王娟等［5］利用數(shù)值模擬的方法獲得了工業(yè)尺度下沉降器全部空間內(nèi)的流場，發(fā)現(xiàn)現(xiàn)有結(jié)構(gòu)下粗旋出口與頂旋入口的連接狀況是造成大量油氣進(jìn)入沉降器空間的主要原因;王江云等［6-7］在此基礎(chǔ)上改進(jìn)了粗旋與頂旋的連接方式，提出了帶導(dǎo)流段的連接結(jié)構(gòu)，并考察了導(dǎo)流段長度對油氣流動規(guī)律的影響。筆者在細(xì)致考察粗旋排氣管出口油氣流動狀況的基礎(chǔ)上，優(yōu)化粗旋出口與頂旋入口的相對位置，對兩種結(jié)構(gòu)下的油氣流動狀況進(jìn)行對比分析，并通過標(biāo)量輸運(yùn)方程考察優(yōu)化前后油氣在沉降器內(nèi)的停留時(shí)間分布情況，為沉降器的結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型及模型驗(yàn)證

1.1 控制方程與湍流模型

假設(shè)沉降器內(nèi)的油氣流動是一個(gè)等溫不可壓縮過程，可以用不可壓縮流體的連續(xù)方程和動量方程來描述。計(jì)算時(shí)通過Reynolds平均法對控制方程進(jìn)行時(shí)間平均，利用湍流模型封閉Reynolds時(shí)均方程組［8］。

沉降器內(nèi)部的流場較為復(fù)雜，油氣在不同區(qū)域呈現(xiàn)不同的流動狀態(tài)，沉降器空間內(nèi)的油氣以及汽提氣流動較為緩慢，而兩級分離系統(tǒng)內(nèi)的油氣流動是湍流狀態(tài)下的三維強(qiáng)旋流，具有強(qiáng)烈的各向異性。因此，準(zhǔn)確描述分離系統(tǒng)內(nèi)的流場是正確模擬沉降器內(nèi)油氣流動規(guī)律的關(guān)鍵。研究表明［9-12］，從湍流各向異性出發(fā)的雷諾應(yīng)力模型，通過直接求解湍流脈動應(yīng)力的微分方程，全面地考慮了各向異性效應(yīng)，可以較好地預(yù)測旋風(fēng)分離器內(nèi)部的流場，故選擇雷諾應(yīng)力模型(RSM)對沉降器內(nèi)的氣相流場進(jìn)行模擬。

1.2 停留時(shí)間分布的計(jì)算方法

獲得沉降器內(nèi)油氣的穩(wěn)態(tài)流場之后，在極短的時(shí)間內(nèi)向沉降器入口注入一股物性參數(shù)與氣相介質(zhì)完全相同的氣體作為示蹤氣體，以示蹤氣體的濃度作為標(biāo)量輸運(yùn)的考察對象，耦合求解標(biāo)量輸運(yùn)方程與基本控制方程，獲得沉降器出口氣體濃度隨時(shí)間的變化情況，然后根據(jù)Fogler［13］提出的方法計(jì)算出氣體在沉降器內(nèi)的停留時(shí)間。

對于常溫不可壓縮流動，示蹤氣體的擴(kuò)散由速度場確定，示蹤氣體的濃度c對速度場沒有反饋?zhàn)饔?，其控制方程為無反應(yīng)標(biāo)量的輸運(yùn)方程，如下式所示［14］：

其中

式中，t為時(shí)間，s;xj為j方向的坐標(biāo)，m;uj為 j方向的速度分量，m/s;κ為濃度的擴(kuò)散系數(shù);Dm為分子擴(kuò)散系數(shù)，m2/s;μt為湍流黏度，Pa·s;ρ為氣體密度，kg/m3;Sct為湍流施密特?cái)?shù)。

通過C語言以宏定義的形式分別將方程(1)的非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)、對流項(xiàng)和擴(kuò)散項(xiàng)編寫成相應(yīng)的程序模塊，利用FLUENT提供的用戶自定義程序功能，將程序模塊讀入并進(jìn)行編譯連接。然后，在FLUENT的對應(yīng)接口設(shè)置好各項(xiàng)的參數(shù)。最后設(shè)定初始條件和邊界條件，對標(biāo)量輸運(yùn)方程和基本控制方程進(jìn)行耦合求解，獲得標(biāo)量的輸運(yùn)過程。在計(jì)算過程中，應(yīng)用有限容積積分法離散方程組。

1.3 可靠性驗(yàn)證

1.3.1 湍流模型的驗(yàn)證

為了驗(yàn)證湍流模型的可靠性，將單蝸入口旋風(fēng)分離器的流場模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測量數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，單蝸入口旋風(fēng)分離器的結(jié)構(gòu)尺寸和詳細(xì)的計(jì)算條件見文獻(xiàn)［15］。圖1為數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)測量的旋風(fēng)分離器內(nèi)典型截面上切向速度和軸向速度的對比結(jié)果?？梢钥闯觯瑹o論是切向速度還是軸向速度，RSM的計(jì)算值都與實(shí)驗(yàn)測量結(jié)果吻合較好，表明所采用的數(shù)值模擬方法能夠正確預(yù)報(bào)旋風(fēng)分離器內(nèi)的氣相流場，可以用于沉降器內(nèi)氣相流動研究。

圖1 旋風(fēng)分離器內(nèi)氣相流場模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對比Fig.1 Comparison between simulation results and experimental data of gas flow field in cyclone

1.3.2 標(biāo)量輸運(yùn)方程的驗(yàn)證

通過模擬水平圓管內(nèi)氣體的停留時(shí)間驗(yàn)證利用自定義標(biāo)量輸運(yùn)方程計(jì)算停留時(shí)間的可靠性。圓管內(nèi)徑為0.1 m，長3 m，選擇常溫空氣作為氣相介質(zhì)，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型計(jì)算流場，控制方程和標(biāo)量輸運(yùn)方程均采用QUICK差分格式進(jìn)行離散。將停留時(shí)間分布的模擬結(jié)果與擴(kuò)散模型［16］的計(jì)算值進(jìn)行比較，如圖2所示?？梢钥闯?，4種氣體速度下數(shù)值模擬結(jié)果都與擴(kuò)散模型的計(jì)算值吻合較好，并且能夠反應(yīng)出流體在圓管內(nèi)的流動特征：隨著入口氣速增大，停留時(shí)間的分布曲線變窄;氣速增大流體流過圓管的時(shí)間減小，曲線的峰值左移。上述結(jié)果證明采用標(biāo)量輸運(yùn)方程計(jì)算停留時(shí)間的可靠性。

圖2 不同氣速下氣體停留時(shí)間分布的CFD模擬結(jié)果與擴(kuò)散模型計(jì)算值的對比Fig.2 Comparison of RTD calculated results by CFD simulation and dispersion model at different velocities

2 幾何模型和計(jì)算條件

2.1 幾何模型

國內(nèi)某煉油廠1.4 Mt/a催化裝置的沉降器如圖3(a)所示。沉降器總高21 m，直徑為7 m。提升管出口的油氣通過水平管進(jìn)入粗旋(2個(gè))進(jìn)行氣固初級分離，分離后的油氣從粗旋排氣管左、右兩側(cè)的矩形出口流入沉降器空間，然后再流進(jìn)頂旋(4個(gè))進(jìn)行氣固二級分離，最后油氣從頂旋排氣管排出進(jìn)入后續(xù)工序;分離下來的催化劑沿旋風(fēng)分離器料腿進(jìn)入沉降器下部的密相床層，經(jīng)底部入口的蒸汽汽提后排出沉降器，而汽提氣則與粗旋排氣管出口的

圖3 沉降器結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格示意圖Fig.3 Sketch map of structure and grid of FCC disengager

油氣一起進(jìn)入頂旋。粗旋排氣管矩形出口的幾何中心與頂旋入口的幾何中心位于同一軸向高度。

沉降器內(nèi)粗旋排氣管出口與頂旋入口的相對位置不利于油氣的快速引出，因此筆者提出優(yōu)化的結(jié)構(gòu)形式，不改變粗旋和頂旋的位置，改變粗旋排氣管出口與頂旋入口的相對位置，使過粗旋矩形出口幾何中心和對應(yīng)頂旋入口幾何中心的直線與頂旋入口截面垂直，并且保證頂旋蝸殼入口的直管段有一個(gè)豎直壁面與粗旋排氣管相切，如圖3(b)所示。對上述2種沉降器結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬計(jì)算，建立了全尺寸的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖3(c)所示。

2.2 計(jì)算條件

計(jì)算時(shí)以粗旋料腿底部為標(biāo)高起點(diǎn)，豎直向上為z正方向。首先，采用RSM計(jì)算氣相流場，根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)工況，給定水平管入口的油氣速度為18 m/s，并從沉降器底部施加相當(dāng)于汽提蒸汽的氣量。頂旋排氣管(長徑比約為5.5)內(nèi)的流動狀態(tài)已趨于穩(wěn)定，故施加壓力出口邊界條件。鑒于實(shí)際生產(chǎn)中沉降器下部催化劑密相段對料腿有料封作用，故假設(shè)粗旋和頂旋料腿下部為封閉狀態(tài)，其余部分則施加固壁邊界條件。流場穩(wěn)定后，加入標(biāo)量輸運(yùn)方程(定義此時(shí)t=0)，在0.1 ms的時(shí)間內(nèi)向水平管入口注入示蹤氣體，其余邊界給定濃度梯度為零。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 沉降器內(nèi)整體流場

圖4為沉降器內(nèi)粗旋入口中心橫截面(z1=7.3 m)、粗旋中心縱截面(y1=－2.19 m)、頂旋入口中心橫截面(z2=13.2 m)以及頂旋中心縱截面(y2=－1.35 m)上的速度分布。由圖4可以看出，從水平管進(jìn)入的油氣沿切向流入兩個(gè)粗旋風(fēng)分離器，在蝸殼壁面的約束下形成旋轉(zhuǎn)流動，外層的旋轉(zhuǎn)氣流沿軸向向下螺旋流動，到達(dá)粗旋下部時(shí)向中心集中最終變?yōu)橄蛏系膬?nèi)旋流，內(nèi)旋氣流旋轉(zhuǎn)向上進(jìn)入粗旋排氣管由左右兩側(cè)的矩形出口排入沉降器空間，然后再進(jìn)入4個(gè)頂旋，繼續(xù)做外層向下旋轉(zhuǎn)、內(nèi)層向上旋轉(zhuǎn)的雙螺旋流動，最后油氣由頂旋排氣管排出?？梢姡蜌庠诖中c頂旋內(nèi)的流動具有旋風(fēng)分離器內(nèi)流動的典型特征。另外，油氣在兩級旋風(fēng)分離器內(nèi)的流動速度較高，而在外部沉降器空間，只有粗旋排氣管出口射流的影響區(qū)域內(nèi)油氣速度稍大，其余部分油氣流動較為緩慢，停留較長時(shí)間后才能進(jìn)入頂旋。因此，選擇合理的粗旋出口與頂旋入口之間的連接方式，減少油氣在沉降器空間內(nèi)的停留時(shí)間，是縮短油氣停留時(shí)間的關(guān)鍵。

圖4 沉降器內(nèi)典型截面上的速度分布Fig.4 Velocity distribution of typical sections in FCC disengager

3.2 粗旋出口到頂旋入口的局部流場

通過對整體流場的分析可以看出，對于粗旋和頂旋采用非密閉連接的沉降器，粗旋出口到頂旋入口這一范圍內(nèi)的油氣流動情況直接決定了油氣在沉降器內(nèi)的停留時(shí)間。

圖5是沉降器內(nèi)軸向高度為z=13.2 m的橫截面上粗旋排氣管出口到頂旋入口區(qū)域的速度矢量分布。圖5(a)為現(xiàn)有結(jié)構(gòu)下的油氣流動狀況，可以看出，雖然粗旋出口的幾何中心對準(zhǔn)了頂旋入口的幾何中心，但是由于油氣在粗旋排氣管內(nèi)做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動，油氣流出排氣管時(shí)仍具有切向速度分量，因此粗旋出口氣流偏離了頂旋入口，導(dǎo)致相當(dāng)一部分油氣沒有直接進(jìn)入頂旋，而是從頂旋入口的側(cè)面進(jìn)入了沉降器空間。這部分油氣由于流動空間突然擴(kuò)大，流速迅速降低，會在沉降器空間停留較長時(shí)間，在高溫條件下形成結(jié)焦隱患。圖5(b)為結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的情形，經(jīng)過深入研究工況條件下粗旋排氣管出口油氣的流動狀況，精確設(shè)計(jì)粗旋排氣管出口和頂旋入口的相對位置，使頂旋入口對準(zhǔn)了粗旋出口油氣的流動方向，保證了絕大部分油氣從粗旋排氣管流出后直接進(jìn)入頂旋，使進(jìn)入沉降器空間的油氣大為減少，從而降低了油氣在沉降器內(nèi)結(jié)焦的幾率。

圖6為過粗旋中心的豎直截面上粗旋出口到頂旋入口區(qū)域的速度矢量分布。其中，圖6(a)為現(xiàn)有結(jié)構(gòu)下油氣的速度分布，圖6(b)為改變粗旋出口和頂旋入口相對位置后的情形。從圖6(a)可以看出，盡管粗旋排氣管兩側(cè)矩形出口的幾何中心與頂旋入口的幾何中心處于同一高度位置，但是粗旋排氣管內(nèi)的氣流具有向上的分速度，因此粗旋出口氣流不能對準(zhǔn)頂旋入口，有很大一部分油氣進(jìn)入了沉降器空間。另外，粗旋右側(cè)出口到右頂旋的距離較遠(yuǎn)，油氣從矩形出口流出后速度迅速降低，在沉降器空間內(nèi)緩慢流動，在高溫條件下容易過度反應(yīng)，形成結(jié)焦。結(jié)構(gòu)改進(jìn)后雖然沒有改善粗旋出口和頂旋入口的軸向相對位置，但是縮短了粗旋出口和頂旋入口之間的距離，在出口射流作用減弱之前就使油氣直接進(jìn)入了頂旋，避免了油氣速度的迅速降低，僅使少量油氣從頂旋入口的上部進(jìn)入了沉降器空間，粗旋右側(cè)出口到右頂旋區(qū)域的油氣流動改善比較明顯(圖6(b))。

3.3 油氣的停留時(shí)間

圖7 兩種結(jié)構(gòu)下油氣的停留時(shí)間累積分布函數(shù)Fig.7 Cumulative RTD function of oil-gas in different disengagers

在沉降器入口注入示蹤氣體，在左、右頂旋入口檢測氣體濃度，獲得的停留時(shí)間累積分布函數(shù)F(t)如圖7所示(停留時(shí)間累積分布函數(shù)F(t)表示停留時(shí)間小于t的油氣與油氣總量之比)。由圖7可知：現(xiàn)有結(jié)構(gòu)下停留時(shí)間累積分布函數(shù)的增長較慢，表明從粗旋排氣管出口排出的油氣首先在沉降器大空間內(nèi)擴(kuò)散，然后再緩慢進(jìn)入頂旋，約有37%的油氣在沉降器空間內(nèi)的滯留時(shí)間超過4 s;結(jié)構(gòu)改進(jìn)后絕大部分油氣從粗旋排氣管出口直接流進(jìn)頂旋，因而停留時(shí)間累積分布函數(shù)在短時(shí)間內(nèi)快速增長，大約90%的油氣在4 s內(nèi)進(jìn)入了頂旋。由此可見，優(yōu)化結(jié)構(gòu)可以大幅減少滯留在沉降器空間內(nèi)的油氣量，縮短油氣的平均停留時(shí)間，從而減少油氣結(jié)焦的幾率和干氣的產(chǎn)量。

4 結(jié)論

(1)建立沉降器的全尺寸幾何模型，通過雷諾應(yīng)力湍流模型能較好地預(yù)測油氣在沉降器內(nèi)部的不同流動狀態(tài)，不做簡化的全區(qū)模擬能夠反映局部結(jié)構(gòu)變化對整體流場的影響，是一種研究沉降器防止結(jié)焦的有效手段。

(2)改變粗旋出口和頂旋入口的相對位置后，在水平截面上頂旋入口對準(zhǔn)了粗旋出口油氣的流動方向，使絕大部分油氣從粗旋排氣管流出后直接進(jìn)入頂旋，減少了進(jìn)入沉降器空間的油氣量，從而降低了油氣在沉降器內(nèi)結(jié)焦的幾率。但是，由于粗旋出口油氣具有向上的速度分量，仍有少量油氣從頂旋入口上部進(jìn)入沉降器空間。

(3)結(jié)構(gòu)改進(jìn)后滯留在沉降器空間內(nèi)的油氣量大幅減少，油氣的平均停留時(shí)間顯著降低。

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Numerical simulation of flow field and optimization of linkage structure in FCC disengager

LIU Mei-li，MAO Yu，WANG Jiang-yun，WANG Juan
(State Key Laboratory of Heavy Oil Processing in China University of Petroleum，Beijjing 102249，China)

A full-scale numerical simulation was carried out to investigate gas flow behavior in FCC disengager，especially the flow under different linkage types between primary and secondary cyclone.Reynolds stress model(RSM)was applied to simulate gas flow field in a single cyclone.Moreover，a scalar transport equation was adopted to calculate residence time distribution(RTD)of gas in a simple tube.The RTD curves obtained by simulation agree well with the results from the empirical formula，which verifies the reliability of the scalar transport equation.On the basis，the numerical simulation of flow in FCC disengager was carried out，and flow condition as well as gas residence time under different linkage types was analyzed.The results show that gas flow behavior and residence time distribution are significantly affected by relative position of primary cyclone's outlet to secondary cyclone's inlet.The optimized structure makes the majority of gas directly into secondary cyclone，which reduces the gas quantity into disengager and effectively lowers the chances of coke generation.

FCC disengager;relative position;scalar transport equation;residence time;numerical simulation

TE 624;TQ 052

A

10.3969/j.issn.1673-5005.2011.03.034

1673-5005(2011)03-0173-06

2011－02－03

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展規(guī)劃項(xiàng)目(2010CB226902)

劉美麗(1985－)，女(漢族)，山東菏澤人，博士研究生，從事多相流動與分離技術(shù)的數(shù)值模擬研究。

(編輯 劉為清)