王 銳，王建軍，趙 艷，金有海

(中國石油大學(華東)化工學院，山東 青島 266555)

催化裂化裝置四旋分離系統(tǒng)內氣相流場的數值研究

王 銳，王建軍，趙 艷，金有海

(中國石油大學(華東)化工學院，山東 青島 266555)

采用雷諾應力模型(RSM)對兩種催化裂化裝置四旋分離系統(tǒng)內氣相流動的三維流場進行數值模擬，分析了兩種第四級旋風分離系統(tǒng)(簡稱四旋)內氣相流場的特點。結果表明：在傳統(tǒng)式結構中，儲料罐內部分區(qū)域氣流向上運動，不利于顆粒沉降，料腿內產生氣流反竄現(xiàn)象，四旋內存在偏流，影響顆粒輸送，結構設計不合理是導致顆粒堵塞的主要原因；改進式結構中，儲料罐內氣相速度很小，有利于顆粒沉降，料腿中周期性的二次渦影響顆粒的氣力輸送，可能對壁面產生磨損，四旋分離空間內流場穩(wěn)定，有利于顆粒分離，改進式結構可以有效避免顆粒堵塞現(xiàn)象的發(fā)生。兩種結構內部氣相流場的對比為合理設計四旋分離系統(tǒng)結構提供了參考依據。

催化裂化 四旋分離系統(tǒng) 氣相流場 數值模擬

煉油廠催化裂化裝置能量回收系統(tǒng)中，第三級旋風分離器(簡稱“三旋”)是其關鍵設備之一[1]。三旋的作用是將再生器中前兩級旋風分離器未能從再生煙氣中分離出來的催化劑微粒分離出來，為煙氣透平機提供凈化的煙氣，確保透平機長期穩(wěn)定運轉[2]。為了保證三旋高效運行，需要設置臨界噴嘴對其卸料口進行抽氣，但生產中發(fā)現(xiàn)，臨界噴嘴磨損比較嚴重，因而許多煉油廠在三旋與臨界噴嘴間設置第四級旋風分離系統(tǒng)(四旋)，將三旋排出煙氣中的催化劑進一步分離后再進入臨界噴嘴?，F(xiàn)階段對于四旋分離系統(tǒng)的研究較少，多數集中在對旋風分離器的研究上。

目前，對于旋風分離器內氣相流場的模擬，多采用k-ε模型、代數應力模型(ASM)、雷諾應力模型(RSM)以及大渦模擬等。旋風分離器內氣流強旋轉運動造成流場的各向異性，而k-ε模型基于各向同性假設，ASM考慮湍流各向異性，但對各向異性特征的描述能力有限，均不符合實際流動情況；大渦模擬雖然可以直接模擬各向異性湍流中的大渦，但計算量太大，較難實現(xiàn)[3]；而RSM考慮各向異性，計算量適中，而且近年來許多專家利用不同的湍流模型對旋風分離器內的流場進行了模擬，其中RSM模型得到的結果與實驗結果吻合較好[4-6]。本課題采用RSM湍流模型對工程應用中無翼閥的四旋分離系統(tǒng)內氣相流場進行研究，為進一步優(yōu)化系統(tǒng)結構、提高分離性能奠定基礎。

1 幾何與數學模型

1.1 幾何模型與網格劃分

傳統(tǒng)式與改進式四旋分離系統(tǒng)結構尺寸如圖1所示。兩種結構的不同點在于：傳統(tǒng)式結構中三旋卸料口出氣先進入儲料罐，反轉后經封頭上部管路進入四旋，即氣體先進儲料罐，再進四旋；改進式結構中，三旋卸料口直接與四旋入口相連，即氣體先進四旋再進儲料罐，儲料罐頂部接平衡管，用于對四旋分離系統(tǒng)進行泄氣。儲料罐筒體段直徑為2 400 mm，錐段錐角為60°，上端接標準橢圓形封頭；旋風分離器筒體段直徑為450 mm，進氣口尺寸為288 mm×116 mm，模型以旋風分離器環(huán)形空間的頂蓋中心為坐標原點，Z軸沿軸向向下為正。

四旋分離系統(tǒng)網格如圖2所示。為了提高網格質量，對分離系統(tǒng)采取了分區(qū)生成網格的方法，并對不同區(qū)域分別采用結構化與非結構化網格進行劃分，網格總數分別為1 110 000和1 100 000。

1.2 數學模型和邊界條件

Fluent軟件的RSM模型中，雷諾應力各分量的輸運方程為：

圖1 傳統(tǒng)式與改進式四旋分離系統(tǒng)結構(單位：mm)

圖2 四旋分離系統(tǒng)網格

式中：ρ為流體密度，kgm3；t為時間，s；ui,uj,uk分別為速度在各方向(i,j,k)上的分量，ms；x=(xi,xj,xk)，為笛卡爾坐標，m；Di,j為擴散項；Pi,j為應力產生項；Gi,j為浮力產生項；Фi，j為壓力應變再分配項；εi,j為耗散項；Fi,j為旋轉系統(tǒng)產生項；Suser為自定義源項。

采用RSM模型模擬旋風分離器內非穩(wěn)態(tài)不可壓縮湍流流動，使用有限體積法建立離散方程，求解控制方程時采用QUICK差分格式和SIMPLE算法[7-8]。

入口邊界條件：入口氣流為實際工況條件下的空氣，密度為2.922 kg/m3，黏度為3.028 2×10-5kg/(m·s)；認為來流氣體的湍流已經充分發(fā)展，直接給出入口截面法向處的時均速度，大小為18 m/s；改進式四旋分離系統(tǒng)中，泄氣口處氣體速度為0.9 m/s，即泄氣率為5%。

出口邊界條件：按充分發(fā)展管流條件處理，除壓力外所有變量在出口截面法向上的梯度為零。為保證充分發(fā)展條件成立，在計算中將旋風分離器排氣管路加長。

壁面邊界條件：采用無滑移邊界條件，對近壁網格點用壁面函數近似處理。

2 傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)內氣相流場分布

目前，在催化裂化裝置中主要采用的是傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)結構，但在現(xiàn)場應用中發(fā)現(xiàn)，四旋下部錐段出現(xiàn)了催化劑顆粒堵塞的現(xiàn)象，高溫催化劑顆粒長時間堆積在分離器內使其壁面呈現(xiàn)紅色。對傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)內氣相流場分布進行數值研究，有助于找到顆粒堵塞的原因、發(fā)現(xiàn)結構設計上的不足，為結構優(yōu)化提供指導。

2.1 儲料罐內流場分布

儲料罐內流體速度分布云圖如圖3所示。由圖3可知，切向速度分布中，橢圓形封頭及錐形擋板內局部區(qū)域速度達到2.0 m/s，使催化劑顆粒在該空間內旋轉產生離心力，大粒徑顆粒被甩到邊壁后沿錐形擋板滑落到儲料罐底部，對顆粒起到預分離作用，而儲料罐底部灰斗空間內切向速度幾乎為零，這樣可以防止被分離顆粒卷起并再次進入四旋而增加其負荷。軸向速度分布中，氣流由三旋卸料口以18.0 m/s的速度進入到儲料罐內，由于流通截面積變大，導致氣體進入罐內后很快擴散，軸向速度急劇減小，到錐形擋板下部減小到4.2 m/s，攜帶催化劑顆粒的氣體向下運動至底部灰斗空間時速度降至0.6 m/s，有利于顆粒在此沉降。由圖3還可以看出，錐形擋板上部局部區(qū)域軸向速度出現(xiàn)負值，即氣相攜帶顆粒以1.2 m/s的軸向速度向上運動，對顆粒的沉降是不利的。

圖3 傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)儲料罐內速度分布云圖

2.2 料腿內流場分布

儲料罐內靜壓分布如圖4所示。由圖4可知，灰斗空間內壓力為1 050 Pa，四旋進氣管內壓力為450 Pa，料腿內部壓力為-600 Pa，因此，儲料罐內壓力最高，與四旋進氣管和料腿間的壓差分別為600 Pa和1 650 Pa，儲料罐入口來流在壓差的作用下會分別進入四旋進氣管和料腿中。模擬結果顯示，進入料腿中的氣體質量流量為0.486 kg/s，占入口總流量(1.757 kg/s)的27.7%，如此大的氣流量進入料腿中勢必會對料腿上部分離空間內流場產生影響，四旋分離出的催化劑顆粒也無法排出至儲料罐內。

圖4 傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)儲料罐內靜壓分布云圖

料腿內流線圖如圖5所示。由圖5可知，流線均向上，表明料腿內產生氣流反竄現(xiàn)象，如果這部分氣體攜帶了已經被分離出的顆粒，便會造成顆粒返混，即使四旋分離出的催化劑顆粒也無法由料腿排出。

圖5 傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)料腿內流線圖

2.3 四旋分離空間內流場分布

四旋分離空間內速度沿徑向的分布如圖6所示。由圖6可知，切向速度分布呈現(xiàn)對稱性，在Z(距四旋頂部的距離)為350 mm截面處切向速度沿半徑呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，最大切向速度約為25 m/s，表現(xiàn)出“駝峰”狀分布特點，即準強制渦和準自由渦相結合的蘭金組合渦特征；隨著Z的增大，準自由渦逐漸消失，在Z為650 mm截面處只表現(xiàn)出準強制渦的特征，這是由于料腿中氣流上竄至分離空間，對其下部流場產生了干擾。軸向速度分布中，不同區(qū)域軸向速度分布分別表現(xiàn)出上行流與下行流特點，靠近一側邊壁附近為下行流，其它區(qū)域為上行流，即出現(xiàn)嚴重的偏流現(xiàn)象。上行流一側邊壁處的氣流無法攜帶催化劑顆粒向下運動，使顆粒無法排出。

圖6 傳統(tǒng)式四旋分離器分離空間內速度沿徑向的分布Z值： ■—350 mm； ▲—500 mm； ●—650 mm

由以上分析可知，傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)之所以出現(xiàn)堵塞現(xiàn)象，是因為其結構設計不合理。由于四旋入口進氣管和料腿均深入到儲料罐內，入口來流會分別流入四旋進氣管和料腿中，在料腿中產生氣流反竄現(xiàn)象，對四旋分離空間流場產生干擾；同時，四旋進氣管與料腿出口“相通”，其壓差太小，不足以推動四旋中被分離出的催化劑順利排出，在兩種因素的共同作用下便產生了顆粒的堵塞現(xiàn)象。顆粒的堵塞使四旋分離器失效，影響三旋的泄氣，造成排料不暢，進而影響其分離性能，因此需要對四旋分離系統(tǒng)結構進行改造。

3 改進式四旋分離系統(tǒng)內氣相流場分布

為了改善傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)結構上的不足，提出了以下改進式結構：三旋卸料口來流直接進入四旋進行凈化，凈化后的氣體由排氣管排出，被分離顆粒由料腿流入儲料罐內，儲料罐頂部出口與排氣管均連接到臨界噴嘴。

3.1 儲料罐內流場分布

儲料罐內速度分布云圖如圖7所示。由圖7可知，切向速度分布中，相比于傳統(tǒng)式結構，改進式結構速度小得多，且分布均勻，不存在局部速度較大的區(qū)域，對顆粒的沉降是有利的。軸向速度分布中，改進式結構速度更小，儲料罐內大部分區(qū)域速度在0左右，只是在灰斗內靠近料腿處速度較大，約為0.5 m/s，有利于料腿中催化劑顆粒的氣力輸送。儲料罐頂部出口附近軸向速度出現(xiàn)負值，這是由于出口與臨界噴嘴相連，料腿中排出的氣體在壓差作用下要經此處流出，而流通截面積的減小導致此處軸向速度增大。

圖7 改進式四旋分離系統(tǒng)儲料罐內速度分布云圖

3.2 料腿內流場分布

儲料罐內靜壓分布如圖8所示。由圖8可知，相比于傳統(tǒng)式結構，改進式結構中料腿內外壓差小得多，在200 Pa以內，四旋分離器中被分離出的催化劑顆粒進入料腿后，能夠跟隨氣流在慣性作用下流出料腿并進入儲料罐內進行沉降。

圖8 改進式四旋分離系統(tǒng)儲料罐內靜壓分布云圖

料腿內流線圖如圖9所示。由圖9可知，改進式結構料腿內部沒有產生氣流反竄現(xiàn)象，但出現(xiàn)了周期性的二次渦，使得四旋分離出的顆粒隨氣體在此處盤旋無法排出，顆粒的長時間停留還會對料腿壁面產生磨損。

圖9 改進式四旋分離系統(tǒng)料腿內流線圖

3.3 四旋分離空間內流場分布

四旋分離空間內速度沿徑向分布如圖10所示。由圖10可知，與傳統(tǒng)式結構一樣，切向速度分布呈現(xiàn)對稱性，沿軸向切向速度稍有減小，表明氣流旋轉強度變弱，但相比傳統(tǒng)式結構切向速度更大，最大值為40 m/s左右，同樣出現(xiàn)在Z為350 mm截面，同時偏心現(xiàn)象減弱。因此，改進式結構中氣流旋轉更加強烈，使催化劑顆粒獲得更大的離心力，有利于分離過程的進行。軸向速度分布中，同樣出現(xiàn)明顯的上行流和下行流。中心附近由于受到排氣管的影響而存在滯留區(qū)，速度較小，隨半徑的增大，軸向速度先增大后減??；沿軸向排氣管的影響減弱，中心附近速度增大，遠離中心位置速度減小。Z為350 mm截面處一側邊壁附近出現(xiàn)小范圍上行流是因為此處流場存在二次渦流。因此，改進式結構中氣流攜帶催化劑顆粒邊旋轉邊向下運動，到分離器底部時反轉向上，顆粒在慣性的作用下繼續(xù)向下流至灰斗及料腿中，最終沉降到儲料罐底部。

圖10 改進式四旋分離器分離空間內速度沿徑向的分布Z值： ■—350 mm； ▲—500 mm； ●—650 mm

由以上分析可知：在改進式結構中，由于來流直接進入四旋分離器，且儲料罐頂部出口考慮了泄氣問題，料腿中沒有出現(xiàn)氣流反竄現(xiàn)象；四旋分離器內流場穩(wěn)定，有利于顆粒分離與排出。因此，改進式結構中不會出現(xiàn)顆粒堵塞現(xiàn)象，但料腿內存在周期性二次渦，催化劑顆粒在此長時間停留會對壁面產生磨損。

4 結 論

(1) 傳統(tǒng)式四旋分離系統(tǒng)儲料罐內氣相切向速度分布對催化劑顆粒有預分離作用，部分區(qū)域氣流向上運動，對顆粒沉降不利；料腿內外壓差較大，產生氣流反竄現(xiàn)象；四旋內存在偏流，影響顆粒輸運。結構設計不合理是導致顆粒堵塞的主要原因。

(2) 改進式結構中儲料罐內氣相速度很小，有利于顆粒沉降；料腿中周期性的二次渦，影響催化劑顆粒的氣力輸送，并且可能對壁面產生磨損；四旋分離空間內流場穩(wěn)定，有利于顆粒分離。改進式結構可以有效避免顆粒堵塞現(xiàn)象的發(fā)生。

(3) Fluent軟件中的RSM模型可以很好地模擬出無翼閥的四旋分離系統(tǒng)內部氣相流場分布，解釋傳統(tǒng)式結構中顆粒堵塞的原因，可為結構優(yōu)化提供指導。

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NUMERICAL SIMULATION OF GAS-PHASE FLOW FIELD IN FOURTH STAGE SEPARATION SYSTEM IN FCCU

Wang Rui， Wang Jianjun， Zhao Yan， Jin Youhai

(CollegeofChemicalEngineeringofChinaUniversityofPetroleum(Huadong)，Qingdao，Shandong266555)

Based on the Reynolds Stress Model， the three-dimensional gas-phase flow fields of two kinds of the fourth stage separation systems in FCCU were simulated. The characteristics of gas flow fields in the two systems were especially analyzed. The results show that in the material storage tank of the traditional structure， the gas flows upward at some areas， which is not conducive to particle sedimentation. Reverse flow exists in the dipleg. Bias flow happens in the cyclone separator， by which particle transportation is affected. The unreasonable structure design is the main reason for particle plugging. However， in the improved one， the air flow is relatively slow， favorable to particle sedimentation. In the dipleg， the pneumatic transportation is influenced by the periodic secondary vortex that can wear the wall. The flow field in the cyclone separator is stable enough for particle separation. Particle plugging can be avoided effectively in the improved structure. The comparison of the gas flow field in the two structures provides valuable guidance for designing efficient fourth stage separation system.

FCCU； the fourth stage separation system； gas flow field； numerical simulation

2014-03-10； 修改稿收到日期： 2014-06-17。

王銳，碩士研究生，從事多相流分離方面的研究工作。

王建軍，wangjianjun0992@126.com。