李曉曼，嚴超宇，孫國剛，魏耀東

(中國石油大學(北京)重質(zhì)油國家重點實驗室，北京 102249)

催化裂化沉降器內(nèi)料腿-翼閥排料區(qū)域的氣相流場的數(shù)值模擬

李曉曼，嚴超宇，孫國剛，魏耀東

(中國石油大學(北京)重質(zhì)油國家重點實驗室，北京 102249)

采用計算流體力學軟件Fluent6.2對催化裂化裝置沉降器內(nèi)旋風分離器下部的料腿-翼閥排料區(qū)域周圍的氣相流場進行了數(shù)值模擬，主要分析翼閥閥板表面產(chǎn)生磨損的原因。計算結(jié)果表明，沉降器內(nèi)油氣在料腿負壓差的作用下會通過開啟閥板與閥口的間隙反竄進入料腿形成漏風，漏風量隨著閥板開度和負壓差的增大而增大。這種漏風攜帶催化劑顆粒沖擊閥板是導(dǎo)致沖蝕磨損的主要原因，同時影響到旋風分離器的分離效率。

沉降器 翼閥 磨損 流場 數(shù)值模擬

旋風分離器是催化裂化裝置沉降器和再生器內(nèi)氣固兩相分離的重要設(shè)備。通常沉降器和再生器內(nèi)第二級旋風分離器的料腿底端出口設(shè)置翼閥。翼閥具有單向排料和防止氣體反竄進入料腿的作用，從而保證旋風分離器分離下來的催化劑顆粒沿料腿下行鎖氣排料[1-4]。目前某些催化裂化裝置沉降器內(nèi)旋風分離器翼閥存在著嚴重的閥板磨損問題[5]，這種磨損破壞了翼閥閥板與閥口的密封面，加劇了油氣的反竄，嚴重影響旋風分離器的分離性能?，F(xiàn)在翼閥磨損問題已經(jīng)成為影響催化裂化裝置長周期安全運行的一個隱患，導(dǎo)致了多起催化裂化裝置非計劃停工[6-7]。引起翼閥磨損的原因是翼閥存在比較大的漏風現(xiàn)象[8-9]，這與翼閥周圍空間的氣固兩相流流場分布密切相關(guān)。本課題采用Fluent6.2商業(yè)軟件，對翼閥周圍空間的氣相流場進行數(shù)值模擬，分析閥板開度和負壓差變化對漏風量的影響，以此探討翼閥閥板發(fā)生沖蝕磨損的機理，為避免翼閥磨損和結(jié)構(gòu)改進提供參考。

1 模擬方法

選擇DN300mm工業(yè)翼閥作為模擬對象，翼閥與Φ325 mm×10 mm料腿聯(lián)接，如圖1所示。為了考察翼閥周圍空間的流場，計算時將翼閥置于一個尺寸為2 850 mm×2 000 mm×5 700 mm的長方體氣箱內(nèi)。氣箱可以設(shè)置壓力，以此形成料腿的負壓差操作環(huán)境。模擬網(wǎng)格劃分如圖2所示，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。模擬計算在Fluent6.2商業(yè)軟件平臺上進行。湍流模型為標準k-ε模型[10-11]，模型常數(shù)分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。邊界條件為壓力入口邊界條件，入口壓力取翼閥外部壓力，出口壓力取旋風分離器料腿內(nèi)壓力，湍流強度為5%?？紤]到實際沉降器內(nèi)旋風分離器入口與翼閥出口均在稀相大空間內(nèi)，兩者的壓力近似一致，旋風分離器灰斗的壓力接近于出口壓力，而灰斗直接接料腿，則料腿的負壓差近似等于旋風分離器的壓降。流體選用沉降器內(nèi)的油氣，溫度470 ℃，表壓0.15 MPa，對應(yīng)的油氣密度為2.40 kgm3，黏度為1.27×10-5kg(m·s)。

圖1 翼閥結(jié)構(gòu)示意

圖2 翼閥區(qū)域的網(wǎng)格劃分

2 計算結(jié)果分析

2.1 翼閥周圍空間的流場

圖3是翼閥閥板開啟角度為2°、負壓差為7 kPa時的氣相流場。圖3(a)為壓力云圖，氣箱內(nèi)壓力大于料腿內(nèi)壓力，翼閥內(nèi)部是一個低壓區(qū)。圖3(b)為翼閥附近油氣流動的速度矢量圖，外部油氣在負壓差的作用下通過閥板與閥口2°的間隙反竄進入翼閥，形成漏風。反竄的氣體從閥板的四周進入翼閥內(nèi)部，然后再沿料腿斜管上行進入到料腿立管段。

2.2 翼閥處的漏風量

圖4為在不同的負壓差條件下，翼閥漏風量與翼閥閥板開啟角度之間的關(guān)系曲線。由圖4可以看出：隨閥板開啟角度的不斷增大，漏風量持續(xù)增加，但增加的幅度趨于減??；當負壓差為5 kPa時，2°的漏風量為2.00 m3s，8°的漏風量為2.67 m3s；相同的開啟角度，負壓差越大，漏風量也越大，例如，在開啟角度為4°時，負壓差為5 kPa時的漏風量為2.35 m3s，負壓差增加到9 kPa時的漏風量為3.15 m3s。翼閥的漏風量決定了氣體流入翼閥的速度，模擬結(jié)果顯示，當開口角度為2°、負壓差為9 kPa時，閥口處的最大氣速約為63 ms；負壓差為7 kPa時，閥口處的最大氣速約為56 ms。

圖3 翼閥區(qū)域的流場

圖4 漏風量與翼閥閥板開啟角度和負壓差的關(guān)系■—5 kPa； ●—7 kPa； ； ▲—11 kPa

2.3 閥板與閥口間隙的流場

閥板開啟之后與閥口之間形成的間隙是漏風反竄的通道，這個區(qū)域的流場對閥板的沖蝕磨損有重要影響。坐標選取的X軸、Z軸如圖5所示，Y軸與閥板面平行，閥板安裝傾角3°。由圖3(b)可以看出，閥口上半部分(Z>0)氣流是接近水平方向進入翼閥的，閥口下半部分(Z<0)氣流是接近徑向進入的，選取水平截面和斜向截面位置如圖5所示。a～f分別為水平截面和斜向截面與閥板的交線。截面3通過翼閥橢圓出口中心的水平中心線，Z=0 mm；截面1位于Z=200 mm處，截面2位于Z=100 mm處；截面4，5，6之間的夾角為30°，交線Z=-100 mm，Y=0。

圖6是閥板開啟角度為2°、負壓差為7 kPa的計算條件下，閥板內(nèi)側(cè)面水平截面1，2，3和斜向截面4，5，6的氣體速度矢量圖。從圖6可以看出，閥口間隙區(qū)的氣體速度矢量線方向斜向下并與閥板呈一定角度，說明油氣進入翼閥后急劇轉(zhuǎn)向，導(dǎo)致油氣以一定的角度撞擊閥板。由于閥板張角的影響，閥口與閥板之間的間隙軸向向上逐漸變小，結(jié)果在閥板上半面Z>0的水平方向截面上，氣體對閥板的沖擊角度大約在0°～20°之間，在下半面Z<0上，氣體沖擊閥板的角度大約在20°～30°之間。

圖5 選取截面位置圖

圖6 閥板與閥口間隙的氣體速度矢量圖

3 閥板表面的沖蝕分析

圖7是翼閥閥板沖蝕的現(xiàn)場照片，在閥板與閥口的貼合面區(qū)域出現(xiàn)了磨損的溝槽。這種溝槽是由于催化劑顆粒沖蝕磨損造成的。沖蝕磨損是固體顆粒和器壁間相互作用的結(jié)果，流動的固體顆粒對器壁的切向沖刷和正壓力，以及顆粒對器壁的摩擦力等是導(dǎo)致沖蝕磨損的主要因素。通常的磨損模型是把磨損量E表示成相關(guān)流動參數(shù)顆粒質(zhì)量m、顆粒直徑Dp、顆粒速度Vp、顆粒沖擊角θ的關(guān)系式[12-13]：

(1)

式中，k為實驗確定的系數(shù)和指數(shù)。式(1)表明磨損量和撞擊顆粒群質(zhì)量成正比，與顆粒的沖擊速度3次方成正比。沖擊角θ是影響磨損量更重要的因素，大量的實驗結(jié)果表明塑性材料在20°～30°沖基角時磨損最嚴重[10-11]。

圖7 翼閥閥板磨損的現(xiàn)場照片

圖8 催化劑顆粒沖擊閥板示意

沉降器內(nèi)旋風分離器的料腿排料是一個負壓差過程，料腿出口的壓力高于料腿內(nèi)部的壓力。當翼閥閥板處于開啟狀態(tài)時，若料腿內(nèi)沒有足夠的料封，翼閥外部的油氣就會沿翼閥開啟處的間隙反竄進入翼閥。當油氣反竄進入翼閥時，也攜帶了催化劑顆粒。油氣高速進入閥口區(qū)時急轉(zhuǎn)向，而顆粒由于慣性作用以一定的沖擊角θ撞向閥板，造成閥板表面的沖蝕溝槽，如圖8所示。根據(jù)式(1)，這種沖蝕磨損與反竄氣的進入速度、沖擊角度、以及攜帶的顆粒濃度和閥板的開啟角度密切相關(guān)。閥板上側(cè)的間隙小，反竄氣的進入速度小、沖擊角度小(<20°)，則沖蝕磨損??；閥板下側(cè)的間隙大，反竄氣的進入速度高、沖擊角度大(20°～30°)，則沖蝕磨損大，溝槽深(見圖7)。閥板在這種沖蝕磨損的長期作用下，最后從里向外被磨穿(見圖7)。此時閥板不能鎖氣，料腿內(nèi)不能建立起有效的料封，使旋風分離器的分離效率急劇降低，出現(xiàn)沉降器跑劑故障。閥板的其它部位由于沒有顆粒的沖擊，則不存在顆粒的沖蝕磨損。

4 結(jié) 論

采用Fluent6.2商業(yè)軟件，對翼閥周圍空間的氣相流場進行數(shù)值模擬，計算結(jié)果表明，沉降器內(nèi)油氣在料腿負壓差的作用下會通過開啟閥板與閥口的間隙反竄進入料腿形成漏風，漏風量隨著閥板開度和負壓差的增大而增大。漏風攜帶催化劑顆粒反竄進入翼閥，顆粒由于慣性沖擊閥板是導(dǎo)致翼閥閥板產(chǎn)生沖蝕磨損的主要原因。

[1] 陳俊武.催化裂化工藝與工程[M].2版.北京：中國石化出版社，2005：803-813

[2] 張新國，單連政.翼閥在催化裂化裝置中的應(yīng)用[J].石油化工設(shè)備技術(shù)，2000，21(4)：11-13

[3] Reddy K S B，Knowlton T M.Effect of aeration on the operation of cyclone diplegs fitted with trickle valves[J].Ind Eng Chem Res，2004，43(18)：5783-5789

[4] Smolders K，Geldart D，Baeyens J.The physical models of cyclone diplegs in fluidized beds[J].Chinese J Chem Eng，2001，9(4)：337-339

[5] 黃振群.旋風分離器料腿的密封及翼閥的磨損[J].石油化工設(shè)備，1992，21(4)：43-44

[6] 程久聯(lián)，郝永杰.催化裂化VQS改造探討[J].煉油技術(shù)與工程，2013，43(2)：39-41

[7] 李旭光.催化裂化裝置沉降器旋風分離器翼閥更換[J].石油化工設(shè)備，2012，41(4)：93-94

[8] 徐國，陳勇，陳建義，等.旋風分離器翼閥磨損的氣相流場分析[J].煉油技術(shù)與工程，2010，40(9)：21-23

[9] 劉人鋒，劉曉欣，王仲霞，等.FCC沉降器旋風分離器翼閥磨損實驗分析[J]，煉油技術(shù)與工程，2013，43(12)：38-41

[10]Xu Chengcheng，Jiao Weizhou，Liu Youzhi，et al.Effects of airflow field on droplets diameter inside the corrugated packing of a rotating packed bed[J].China Petroleum Processing and Petrochemical Technology，2014，16(4)：38-46

[11]Zhang Lianshan，Deng Xianhe，Liu Weitao，et al.Investigation for natural convection heat transfer of sucrose solution using a converging and diverging tube with regularly-spaced twisted tapes[J].China Petroleum Processing and Petrochemical Technology，2014，16(1)：81-89

[12]劉家浚.材料磨損原理及其耐磨性[M].北京：清華大學出版社，1993：172-195

[12]岑可法，樊建人.鍋爐和熱交換器的積灰、結(jié)渣、磨損和腐蝕的防止原理與計算[M].北京：科學出版社，1998：419-421

NUMERICAL SIMULATION OF GAS FLOW FIELD AROUND DIPLEG-TRICKLE VALVE IN FCC DISENGAGER

Li Xiaoman， Yan Chaoyu， Sun Guogang， Wei Yaodong

(StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing，ChinaUniversityofPetroleum(Beijing)，Beijing102249)

The numerical simulation of the gas flow field around the trickle valve of cyclone in FCC disengager was conducted by CFD software Fluent6.2，and the erosion cause of trickle valve plate surface was analyzed. The calculation results indicate that the oil gas is entrained into the dipleg through the clearance between the valve plate and the valve port due to the negative pressure of the dipleg. The amount of oil gas increases with increasing the valve plate opening and the negative pressure. The oil gas carries catalyst particles to impact on the valve plate，which is the main reason of the erosion. The upflow of oil gas through the dipleg also reduces the separation efficiency of the cyclone separator.

disengager； trickle valve； erosion； flow field； numerical simulation

2014-12-22； 修改稿收到日期： 2015-02-10。

李曉曼，博士研究生，主要從事氣固流態(tài)化研究工作。

嚴超宇，E-mail：yanchaoyu@sina.com。

國家自然科學基金資助項目(21176250)；中國石油大學(北京)基本科研基金資助項目(KYJJ2012-03-13)。