李 偉，柳士開，侯亞飛，薄守石，孫蘭義

(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266580)

加氫反應(yīng)屬于典型的放熱反應(yīng)，反應(yīng)器內(nèi)溫度隨著催化劑床層向下逐步升高，反應(yīng)器內(nèi)溫度過高易導(dǎo)致催化劑床層中形成熱點(diǎn)，使催化劑結(jié)焦，降低催化劑的活性及使用壽命[1-2]。為了有效控制反應(yīng)器內(nèi)的溫升，工業(yè)上在催化劑床層間設(shè)置冷氫箱[1，3]。冷氫箱作為加氫反應(yīng)器的關(guān)鍵內(nèi)構(gòu)件之一，使上層催化劑床層流下的反應(yīng)物流與通過冷氫管引入的急冷流體在催化劑床層間實(shí)現(xiàn)混合換熱，降低反應(yīng)物料溫度，同時(shí)使反應(yīng)程度、組成及溫度不同的液相物料進(jìn)行混合。冷氫箱對于加氫反應(yīng)的穩(wěn)定運(yùn)行和產(chǎn)品質(zhì)量的保證起著重要作用[4]。

目前國內(nèi)外已開發(fā)出各種不同結(jié)構(gòu)的冷氫箱，根據(jù)氣液傳質(zhì)機(jī)理的不同，主要分為3類：擋板式冷氫箱、撞擊流式冷氫箱和旋流式冷氫箱[5-6]。國內(nèi)早期引進(jìn)的美國UOC型冷氫箱屬于典型的撞擊流式冷氫箱，在加氫反應(yīng)器中使用較多，應(yīng)用時(shí)間較長，在許多加氫裝置上的應(yīng)用效果較好[7]。本研究采用Fluent軟件對UOC型冷氫箱進(jìn)行數(shù)值模擬，分析UOC型冷氫箱的工作原理并對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬分析與優(yōu)化。

1 UOC型冷氫箱

1.1 模型結(jié)構(gòu)

UOC型冷氫箱屬于典型的撞擊流式冷氫箱，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。冷氫箱整體呈對稱結(jié)構(gòu)，上端為帶節(jié)流孔的積液盤，中間為對稱分布的混合方箱，底部為均布篩孔的篩孔盤，方箱兩側(cè)分別設(shè)置有篩孔擋板[8]。

圖1 UOC型冷氫箱結(jié)構(gòu)示意

1.2 工作原理

從上層流下的氣液混合物流在積液盤上方與冷氫管噴出的冷氫進(jìn)行初步混合，部分液相在積液盤上形成積液，然后被高速氣相物流攜帶經(jīng)節(jié)流孔進(jìn)入混合方箱。氣液兩相流體先后經(jīng)過節(jié)流孔的收縮加速和收縮通道的加速，氣液混合物在混合方箱的中心區(qū)域處產(chǎn)生強(qiáng)烈對沖撞擊，混合后從方箱兩側(cè)流出，部分物流直接從篩孔擋板上的小孔沖出，剩余部分則受到篩孔擋板的阻擋，從篩孔擋板與混合方箱箱體形成的流道流出，所有氣液混合物經(jīng)底部篩孔盤初步分配，大致均勻地穿過篩孔，實(shí)現(xiàn)氣液兩相的混合與傳熱[7]。

2 模型驗(yàn)證

進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，計(jì)算模型的選擇對于模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性和可靠性起著至關(guān)重要的作用，采用不同的模型獲得的數(shù)值模擬結(jié)果差別可能較大。冷氫箱的結(jié)構(gòu)相對比較復(fù)雜，進(jìn)行數(shù)值模擬研究時(shí)需要對所選擇的數(shù)學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證，以確保模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性。中國石化洛陽工程有限公司設(shè)計(jì)并建立了直徑1 000 mm的冷氫箱性能測試實(shí)驗(yàn)裝置，以空氣和水為介質(zhì)對UOC型冷氫箱的流體力學(xué)性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究[7]。本研究以文獻(xiàn)中的實(shí)驗(yàn)研究為基礎(chǔ)，采用Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對照，驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

2.1 數(shù)學(xué)模型

冷氫箱中的氣液兩相混合傳熱過程屬于較為復(fù)雜的多相流過程，文獻(xiàn)中多采用歐拉多相流模型[9-10]，因此，本研究采用歐拉多相流模型。RNGk-ε雙方程湍流模型具有更廣的適用性，且對近壁區(qū)域的處理更為準(zhǔn)確[11]，本研究采用RNGk-ε雙方程湍流模型。假設(shè)氣相流體為牛頓流體，不考慮質(zhì)量傳遞。

2.2 幾何模型與網(wǎng)格劃分

本研究中冷氫箱的結(jié)構(gòu)尺寸按照直徑1 000 mm反應(yīng)器確定，其具體結(jié)構(gòu)尺寸根據(jù)文獻(xiàn)[12]計(jì)算得到，如圖2所示，節(jié)流孔直徑為79 mm，冷氫箱混合區(qū)高度為54 mm，其中考慮到篩孔盤厚度較薄，進(jìn)行了簡化處理，沒有考慮篩孔厚度。由于UOC型冷氫箱相對較為復(fù)雜，采用Pro/Engineer軟件進(jìn)行三維建模，如圖3所示。

圖2 UOC型冷氫箱結(jié)構(gòu)示意(單位：mm)

三維模型創(chuàng)建完成后，將其導(dǎo)入ICEM CFD軟件中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于冷氫箱的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，本研究采用四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用Delaunay方法生成網(wǎng)格，并對局部區(qū)域進(jìn)行加密，如圖4所示。

圖3 冷氫箱三維模型示意

圖4 模型網(wǎng)格示意

2.3 物性數(shù)據(jù)與邊界條件

文獻(xiàn)[7]中實(shí)驗(yàn)以空氣和水為介質(zhì)，物性數(shù)據(jù)如表1所示。實(shí)驗(yàn)中液相水的體積流速恒定為10 m3/h，調(diào)節(jié)空氣流速從600 m3/h逐步增至2 400 m3/h。模擬中操作條件與實(shí)驗(yàn)條件基本一致，計(jì)算域直徑為1 000 mm，入口邊界條件為velocity-inlet，出口邊界條件為pressure-out，空氣為第一相，水為第二相，湍流模型采用RNGk-ε雙方程模型。冷氫箱傳熱模擬主要考察其內(nèi)部氣液的傳熱效果，壁面設(shè)置為絕熱壁面。采用三維非穩(wěn)態(tài)方法進(jìn)行計(jì)算，壓力-速度耦合的計(jì)算方法采用Phase Coupled SIMPLE，時(shí)間步長設(shè)置為0.001 s，松弛因子采用缺省值，除能量方程的收斂精度設(shè)置為1×10-7外，其余均為缺省值0.001。

表1 文獻(xiàn)[7]中空氣和水的物性數(shù)據(jù)

2.4 模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對比

模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比如圖5所示。由圖5可見，隨空氣流速的增加，冷氫箱的壓降逐步增大，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值基本吻合，表明所選模型對于冷氫箱氣液兩相流動壓降模擬的準(zhǔn)確性。

圖5 壓降模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比■—實(shí)驗(yàn)值； ▲—模擬值

為了確定所選模型對傳熱模擬的適用性，還進(jìn)行了混合傳熱模擬驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)測量篩孔盤下方50 mm水平截面上的液相溫度，并采用溫度分布不均勻度σ反映冷氫箱徑向溫度分布均勻性[13]，其計(jì)算式如下：

(1)

模擬研究中同樣選取篩孔盤下方50 mm水平截面上的溫度分布，后處理得到溫度分布不均勻度模擬結(jié)果，如圖6所示。由圖6可見，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，表明所選模型的準(zhǔn)確性。

3 UOC型冷氫箱數(shù)值模擬

3.1 操作條件

工業(yè)上的加氫反應(yīng)通常是油品和氫氣在高溫高壓條件下進(jìn)行，操作條件及物料性質(zhì)對流體力學(xué)性能的研究影響較大[14]，本研究參考某煉油廠柴油加氫精制反應(yīng)的操作條件進(jìn)行冷氫箱數(shù)值模擬，并按照1 000 mm直徑反應(yīng)器確定了UOC型冷氫箱的結(jié)構(gòu)尺寸，與圖2中尺寸一致，并按照工業(yè)實(shí)際應(yīng)用添加了用于噴射冷氫的冷氫管，冷氫管的結(jié)構(gòu)尺寸如圖7所示，位于積液盤上方120 mm。

圖7 冷氫管結(jié)構(gòu)示意

操作條件參照實(shí)際工況條件：溫度608.15 K，壓力8 MPa，上層流下物料中液相和氣相的流速分別為23.18 m3/h和172.57 m3/h。冷氫管中通入冷氫的溫度為353.15 K，壓力為8 MPa，流速為63.58 m3/h。根據(jù)實(shí)際工況中溫度、壓力及油品蒸餾數(shù)據(jù)，采用流程模擬軟件Pro/Ⅱ進(jìn)行流程模擬，獲得操作條件下的氣液兩相物性數(shù)據(jù)，如表2所示。

表2 物性數(shù)據(jù)

3.2 結(jié)果分析

在冷氫箱的研究開發(fā)過程中，主要從急冷能力、壓降和混合效率三方面考察冷氫箱的性能[15]。加氫反應(yīng)器中催化劑床層間安裝冷氫箱的主要目的是為了實(shí)現(xiàn)反應(yīng)器內(nèi)溫度的有效控制，消除徑向集濃和熱點(diǎn)，因此本研究主要考察冷氫箱的急冷能力。冷氫箱下方液相溫度分布的均勻性直接反映了氣液混合物在冷氫箱中混合傳熱的好壞，一般采用冷氫箱下方同一水平截面上液相物流的溫度分布不均勻度進(jìn)行評價(jià)。溫度分布不均勻度越小，說明冷氫箱中氣液兩相混合越充分，越均勻。考察冷氫箱下方50 mm截面上的液相溫度分布情況，液相溫度分布如圖8所示。由圖8可見，除靠近反應(yīng)器壁處部分區(qū)域存在局部高溫區(qū)和低溫區(qū)外，液相溫度分布總體較為均勻，徑向溫差均在5 K以內(nèi)，后處理計(jì)算得到溫度分布不均勻度為0.001 528。

圖8 冷氫箱下方50 mm處液相溫度分布

另外，在傳統(tǒng)混合器中，壓降通常是物料混合的驅(qū)動力，冷氫箱壓降過低會導(dǎo)致冷熱流體混合接觸的時(shí)間較短，冷熱流體不能達(dá)到充分混合傳熱的效果，但壓降的增加會導(dǎo)致設(shè)備投資和能耗的增加。冷氫箱壓力分布如圖9所示，壓降為4 683 Pa。壓降變化較大的區(qū)域主要集中在冷氫管出口、積液盤上節(jié)流孔和冷氫箱方箱出口處，主要原因在于以上位置存在速度的突變導(dǎo)致壓力變化，與圖10中速度分布結(jié)果一致。

圖9 冷氫箱中心截面壓力分布

圖10 冷氫箱中心截面氣相流速分布

為了對冷氫箱結(jié)構(gòu)進(jìn)一步優(yōu)化，對其內(nèi)部流場進(jìn)行分析，冷氫箱中間區(qū)域氣相速度矢量分布如圖11所示。物流經(jīng)節(jié)流孔高速進(jìn)入混合方箱，同時(shí)物流會撞擊方箱底板，物流出現(xiàn)飛濺，實(shí)現(xiàn)氣液物流的混合。由圖11可以發(fā)現(xiàn)，方箱兩側(cè)靠近邊緣區(qū)域形成漩渦。然后物流沿流道出口方向流向方箱中心，由于流道收縮，氣相流速進(jìn)一步增大，在中心處兩側(cè)物流撞擊混合，同時(shí)物流改變方向流向方箱兩側(cè)出口。方箱出口流出的物流具有較高的流速，部分物流直接穿過篩孔擋板流出，另外一部分則受到篩孔擋板的阻擋后沿?fù)醢迮c方箱形成的流道流出。

圖11 積液盤上方20 mm處中心區(qū)域氣相速度矢量分布

4 UOC型冷氫箱結(jié)構(gòu)優(yōu)化與改進(jìn)

冷氫箱最重要的性能就是實(shí)現(xiàn)冷熱物流的混合傳熱，而混合傳熱性能與其內(nèi)部流動狀態(tài)有直接關(guān)系[7]。由圖11可知，收縮流道間距以及篩孔擋板與方箱間的間距對冷氫箱內(nèi)部流場有較大影響。

4.1 收縮流道間距優(yōu)化

在收縮通道處，氣液兩相流體由于通道不斷收縮，流通截面面積不斷減小，流速不斷增大，然后在中心區(qū)域產(chǎn)生強(qiáng)烈沖撞進(jìn)行混合傳熱。圖12為收縮流道間距示意。為了確定最佳的流道尺寸，考察間距分別為92，96，100，104，108，112 mm時(shí)冷氫箱的傳熱效果和壓降。圖13為6種不同收縮流道間距的冷氫箱下方50 mm處的液相溫度分布。由圖13可見，隨收縮流道間距逐漸增大，液相溫度均勻性逐漸變差。

圖12 收縮流道間距示意

圖13 6種不同收縮流道間距的冷氫箱下方50 mm處液相溫度分布

圖14為冷氫箱下方50 mm處溫度分布不均勻度和壓降隨收縮流道間距的變化。由圖14可知，溫度分布不均勻度隨著收縮流道間距增大而逐步增大，而冷氫箱壓降則一直減小。收縮流道間距為92 mm時(shí)，溫度分布不均勻度最小，僅為0.001 05，與基本構(gòu)型相比降低31.2%，但壓降高達(dá)5 569 Pa，與基本構(gòu)型相比增大886 Pa。在收縮流道間距為104 mm時(shí)，溫度分布不均勻度和壓降均相對較小，溫度分布不均勻度為0.001 41，與基本構(gòu)型相比降低7.7%，壓降為4 639 Pa，與基本構(gòu)型相比減小44 Pa。綜合考慮冷氫箱傳熱效果和壓降，收縮流道間距為104 mm時(shí)，冷氫箱性能較優(yōu)。以下結(jié)構(gòu)優(yōu)化均以收縮流道間距為104 mm進(jìn)行討論。

圖14 收縮流道間距對溫度分布不均勻度和壓降的影響▲—溫度分布不均勻度； ■—壓降

4.2 篩孔擋板間距優(yōu)化

冷氫箱方箱中篩孔擋板間距即為篩孔擋板與方箱間的間距，如圖15所示。篩孔擋板間距對從方箱流出的氣液物流的流動及混合影響較大。為了確定最佳的篩孔擋板間距，對篩孔擋板間距進(jìn)行優(yōu)化，考察篩孔擋板間距尺寸分別為32，36，40，44，48，52 mm時(shí)冷氫箱的傳熱效果和壓降，其他尺寸不變。圖16為篩孔擋板間距不同的6種結(jié)構(gòu)冷氫箱下方50 mm處的液相溫度分布。由圖16可見，隨篩孔擋板間距逐漸增大，液相溫度分布均勻性先變好后變差。

圖15 篩孔擋板間距示意

圖16 篩孔擋板間距不同的6種結(jié)構(gòu)冷氫箱下方50 mm處液相溫度分布

冷氫箱的溫度分布不均勻度和壓降隨篩孔擋板間距的變化如圖17所示。由圖17可見：溫度分布不均勻度與圖16中溫度分布均勻性變化趨勢一致，先減小后增大，而冷氫箱壓降則一直減?。划?dāng)篩孔擋板間距由32增大到44 mm時(shí)，溫度分布不均勻度和壓降均逐漸減小；當(dāng)篩孔擋板間距為44 mm時(shí)溫度分布不均勻度為0.001 326，與基本構(gòu)型相比降低13.22%，壓降為4 420 Pa，與基本構(gòu)型相比降低263 Pa；當(dāng)篩孔擋板間距由44增大到52 mm時(shí)，冷氫箱壓降繼續(xù)降低至3 985 Pa，但是溫度分布不均勻度卻逐步增大至0.002 260，與44 mm時(shí)相比增大71.2%。綜合考慮冷氫箱傳熱效果和壓力損失，當(dāng)篩孔擋板間距為44 mm時(shí)，冷氫箱性能較優(yōu)。以下結(jié)構(gòu)優(yōu)化均以篩孔擋板間距為44 mm進(jìn)行討論。

圖17 篩孔擋板間距對溫度分布不均勻度及壓降的影響▲—溫度分布不均勻度； ■—壓降

4.3 內(nèi)設(shè)擋板改進(jìn)

由于氣液間密度相差較大，氣液混合物流在流向方箱中心區(qū)域時(shí)會出現(xiàn)上下分層，混合不充分。本研究擬在混合方箱收縮流道處設(shè)置擋板結(jié)構(gòu)，如圖18所示，以期實(shí)現(xiàn)氣液的充分混合，改善混合傳熱效果?？疾鞊醢甯叨确謩e為0，4，8，12，16，20 mm時(shí)冷氫箱的性能，其他尺寸不變。圖19為檔板高度不同的6種結(jié)構(gòu)冷氫箱下方50 mm處液相溫度分布。由圖19可見，隨內(nèi)置擋板高度逐漸增大，液相溫度分布均勻性先逐漸變好，后逐步變差。

圖18 內(nèi)置擋板示意

冷氫箱的溫度分布不均勻度和壓降隨內(nèi)置擋板高度的變化如圖20所示，溫度分布不均勻度與圖19中溫度分布均勻性變化趨勢一致，先減小后增大，而冷氫箱壓降則一直增大。內(nèi)置擋板高度為8 mm時(shí)，冷氫箱的綜合性能最好，溫度分布不均勻度最小，僅為0.000 966，與基本構(gòu)型相比降低36.8%，壓降為4 662 Pa，與基本構(gòu)型相比降低21 Pa。

圖19 檔板高度不同的6種結(jié)構(gòu)冷氫箱下方50 mm處液相溫度分布

圖20 內(nèi)置擋板高度對溫度分布不均勻度及壓降的影響▲—溫度分布不均勻度； ■—壓降

5 結(jié) 論

(1)以文獻(xiàn)中冷模實(shí)驗(yàn)研究為基礎(chǔ)，采用歐拉多相流模型和RNGk-ε雙方程湍流模型對冷氫箱進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，驗(yàn)證了所選數(shù)值模型的準(zhǔn)確性。

(2)對UOC型冷氫箱基本構(gòu)型進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，優(yōu)化了方箱收縮流道間距以及篩孔擋板與方箱間間距，并在方箱收縮流道處設(shè)置擋板。經(jīng)過模擬分析優(yōu)化，綜合比較不同結(jié)構(gòu)時(shí)冷氫箱的溫度分布不均勻度和壓降，當(dāng)混合方箱收縮流道間距為104 mm、篩孔擋板與方箱間間距為44 mm、收縮流道處內(nèi)設(shè)擋板高度為8 mm時(shí)，冷氫箱性能最佳。

(3)經(jīng)過結(jié)構(gòu)優(yōu)化與改進(jìn)后，與原基本構(gòu)型相比，溫度分布不均勻度降低36.8%，壓降降低21 Pa，冷氫箱整體性能得到較大改善。