武志俊， 李 強， 王振波， 徐嘉偉， 李安俊， 金有海

(中國石油大學(xué)(華東) 化學(xué)工程學(xué)院， 山東 青島 266580)

催化裂化是我國煉油工業(yè)最重要的二次加工工藝，生產(chǎn)了國內(nèi)約75%的汽油、30%的柴油和40%以上的丙烯[1]。催化裂化的產(chǎn)品如汽油、柴油等是裂化反應(yīng)的中間產(chǎn)品，反應(yīng)時間對產(chǎn)品的收率和分布具有決定性作用，而過長的反應(yīng)時間會導(dǎo)致嚴(yán)重的二次反應(yīng)和過裂化，造成產(chǎn)品收率降低、焦炭收率高等問題，嚴(yán)重時甚至導(dǎo)致裝置結(jié)焦并停工。催化裂化提升管反應(yīng)器上端設(shè)有氣-固快分構(gòu)件，其目的是使催化劑與油氣快速分離以抑制反應(yīng)的繼續(xù)進(jìn)行。催化裂化工藝中油氣在提升管停留時間大概為2～4 s[2]，因此，快分構(gòu)件需滿足的條件為停留時間短、提高催化劑的分離效率、最大程度降低壓降。研究并優(yōu)化催化裂化提升管出口快分構(gòu)件具有深遠(yuǎn)意義。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對催化裂化提升管反應(yīng)器出口快分構(gòu)件進(jìn)行了大量的研究，核心技術(shù)主要被UOP等國外公司所掌握[3-7]，如UOP公司的閉式直連[3]和VDS(Virus detection system)、VSS(Visual source safe)技術(shù)[4-6]等。為改變這一現(xiàn)狀，我國學(xué)者進(jìn)行了大量的科研工作，掌握了一系列相關(guān)技術(shù)，并進(jìn)一步實現(xiàn)了工業(yè)化[8-10]，結(jié)果顯示該系列技術(shù)具有顯著效果。目前我國催化裂化提升管出口一級分離器大多采用旋風(fēng)分離器，曹占友等[11]提出了針對粗旋快分的FSC(Fender-stripping cuclone)和CSC(Circulating stripping cyclone)系統(tǒng)。我國催化裂化裝置中有很大一部分采用內(nèi)提升管反應(yīng)器結(jié)構(gòu)，在提升管出口連接多組旋風(fēng)分離器，體積龐大的同時分離效率不穩(wěn)定，盧春喜等[12]針對此類裝置開發(fā)了VQS(Vortex quick separator)技術(shù)。在流場數(shù)值模擬研究的基礎(chǔ)上，孫鳳俠等[13-14]提出了SVQS(Super-vortex quick separator)系統(tǒng)。研究表明，F(xiàn)SC、VQS、和SVQS系統(tǒng)內(nèi)油-劑分離的時間雖小于傳統(tǒng)旋風(fēng)分離器所用時間，但仍然長達(dá)5 s左右[14]。超短快分(Short resudence time separator, SRTS)是一種新型氣-固分離裝備，具有停留時間短、分離效率高、結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點[15]。嚴(yán)超宇等[16]采用數(shù)值模擬的方法對SRTS內(nèi)流場進(jìn)行了研究，劉顯成等[17]通過實驗對SRTS中心管直徑、開縫寬度等幾何尺寸進(jìn)行了優(yōu)化。

基于此，筆者以京博石化西區(qū)6.5×105t/a催化裂化裝置的沉降器中粗旋為研究對象，調(diào)查現(xiàn)有提升管出口快分構(gòu)件形式，分析其運行狀況，并對現(xiàn)有構(gòu)件進(jìn)行優(yōu)化。采用數(shù)值模擬方法，對京博石化粗旋內(nèi)氣相流場特性、顆粒軌跡以及分離效率等進(jìn)行數(shù)值模擬與研究，然后提出優(yōu)化模型并進(jìn)行數(shù)值模擬，為催化裂化提升管反應(yīng)器出口快分構(gòu)件深入研究提供理論基礎(chǔ)。

1 催化裂化裝置沉降器粗旋幾何模型建立

1.1 現(xiàn)場模型建立

參照京博石化西區(qū)6.5×105t/a催化裂化裝置建立模型，采用Pro ENGINEER進(jìn)行建模，結(jié)果如圖1所示。圖1(a)為沉降器內(nèi)的粗旋，為左右2個并列放置，提升管反應(yīng)器出來的油氣從進(jìn)氣裝置分左右兩側(cè)進(jìn)入粗旋，經(jīng)分離后，油氣從排氣管一側(cè)的排氣口進(jìn)入細(xì)旋進(jìn)行下一步分離，催化劑則從排塵管進(jìn)入再生器再生再利用。模擬研究單個模型(如圖1(b)所示)。

圖1 催化裂化裝置沉降器粗旋幾何模型Fig.1 Geometric model of FCC settler separator(a) Field model; (b) Field single model; (c) Optimization model

1.2 優(yōu)化方案及建模

旋風(fēng)分離器分離的原理就是將攜帶催化劑的油氣由直線運動變?yōu)槁菪\動，靠氣流產(chǎn)生的離心力分離。但很多生產(chǎn)實踐表明，僅靠圓筒壁的約束作用并不一定總能形成有效的螺旋運動，其分離效率也就不能保證。本次優(yōu)化從旋風(fēng)分離器原理入手，在排氣芯管伸入混合腔部分加裝導(dǎo)流板，目的就是引導(dǎo)和強制攜帶催化劑的油氣做強旋轉(zhuǎn)運動。

圖1(c)所示為優(yōu)化后的模型，紅色部分為所加的導(dǎo)流板，參考文獻(xiàn)[18]及結(jié)合現(xiàn)場實際，導(dǎo)流板傾角選取10°，螺距選取400 mm[19]，高度為600 mm。圖2所示為沉降器粗旋的結(jié)構(gòu)尺寸，為方便表達(dá)，建立坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點為排氣芯管與混合腔交界面的圓心，x、y、z分別為坐標(biāo)軸的正方向。

圖2 催化裂化裝置沉降器粗旋結(jié)構(gòu)尺寸Fig.2 Structure size of FCC settler separator

2 催化裂化裝置沉降器粗旋幾何模型網(wǎng)格劃分及參數(shù)設(shè)置

2.1 網(wǎng)格劃分

為了生成質(zhì)量較高的網(wǎng)格，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，需要將其依照尺寸的變化分為幾部分進(jìn)行劃分，其中圓柱和錐形部分采用銅錢形布局。

2.2 數(shù)值模型的選擇

采用雷諾應(yīng)力模型，該模型拋棄了渦黏性假設(shè)，而是求解雷諾應(yīng)力微分輸運方程，更加嚴(yán)格地考慮各種力的快速變化，精度更高，尤其是提高了對復(fù)雜流動的精度。Fluent中有多種多相流模型，本次模擬采用DPM(離散相模型)模型，該模型適用于小顆粒、低濃度的條件。計算過程中先使用歐拉方程對氣相進(jìn)行計算，然后在此基礎(chǔ)上使用拉格朗日方程對固相進(jìn)行計算。

2.3 邊界條件設(shè)置

2.3.1 入口邊界條件設(shè)置

本次模擬將含顆粒氣流入口邊界條件設(shè)置為壓力入口[20]。由于現(xiàn)場關(guān)于油氣流量的數(shù)據(jù)只有處理量為65～70 t/h，為了獲得油氣的入口速度，參考了文獻(xiàn)[21]，該文獻(xiàn)中處理量為6250 kg/h，計算得到的產(chǎn)物流量為1708.86 m3/h，本次模擬處理量取68 t/h，類似得到流量Q=5.16 m3/s。沉降器粗旋模型的油氣入、出口都是矩形，尺寸分別為入口：長a1=0.690 m,寬b1=0.330 m;出口：長a2=0.700 m,寬b2=0.343 m。

由式(1)計算可得入口速度vin=11.33 m/s。

(1)

該裝置設(shè)計年生產(chǎn)能力為6.5×105t/a，按每年運行8000 h計算，生產(chǎn)量為81.25 t/h，結(jié)合查閱資料，粗旋的入口速度一般為10～20 m/s[22]，故本次模擬做4組對比實驗，其進(jìn)口速度分別為10、12、15和18 m/s。橫向?qū)Ρ炔煌M(jìn)口速度下粗旋的分離效率以及壓降等參數(shù)。

現(xiàn)場沒有入口處的壓力值，有提升管下部壓力1.7 MPa，以及沉降器頂部壓力1.2 MPa，根據(jù)催化裂化工藝可知入口處壓力值介于兩者之間，取靜壓pS=1.5 MPa，動壓pD計算公式見式(2)，總壓p為靜壓與動壓之和。水力直徑Hd(m)、雷諾數(shù)Re、湍流強度I計算公式分別見式(3)、(4)、(5)。

(2)

(3)

(4)

I=0.16×Re-0.125

(5)

式(2)～(4)中，ρ為油氣密度，kg/m3；l為特征長度，m；μ為動力黏度，N·s/m2。

表1為不同入口速度下粗旋的入口相關(guān)參數(shù)。

表1 不同入口速度下催化裂化裝置沉降器粗旋入口邊界條件Table 1 Entrance boundary condition data of FCC settler separator model at different entrance speeds

2.3.2 出口邊界條件設(shè)置

將油氣出口邊界條件設(shè)置為速度出口，除速度外其余參數(shù)與入口參數(shù)算法相同。出口速度vout計算公式見式(6)。相關(guān)參數(shù)如表2所示。

表2 不同入口速度下催化裂化裝置沉降器粗旋出口邊界條件數(shù)據(jù)Table 2 Exit boundary condition data of FCC settler separator model at different entrance speeds

3 催化裂化裝置沉降器粗旋模型模擬結(jié)果與分析

3.1 催化裂化裝置沉降器粗旋內(nèi)氣相速度分布

3.1.1 切向速度分布

圖3 催化裂化裝置沉降器粗旋的現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的切向速度(vt)云圖Fig.3 Tangential velocity (vt) nephogram of field model andoptimization model of FCC settler separator vin=12 m/s; y=0(a) Field model; (b) Optimization model

圖4為模型優(yōu)化前后z=0.3 m和z=1.5 m截面的切向速度分布圖。從圖4可以看出，模型優(yōu)化前后切向曲線均基本呈軸對稱分布的“駝峰”型，也從側(cè)面說明了旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場為強旋轉(zhuǎn)流場。流體的大部分?jǐn)?shù)值為正值，部分負(fù)值說明出現(xiàn)了二次流。最大切向速度點形成圓柱形的分界面，在分界面的兩側(cè)將旋風(fēng)分離器內(nèi)部流場分為外部的準(zhǔn)自由渦和中心處的準(zhǔn)強制渦。由于中心處準(zhǔn)強制渦的出現(xiàn)，使得粒子更加容易被甩向壁面，而外部準(zhǔn)自由渦的出現(xiàn)則有利于顆粒在壁面被旋風(fēng)分離器捕集。排氣管上端出現(xiàn)突變是由于排氣口設(shè)在一側(cè)的原因。

3.1.2 軸向速度分布

圖5為催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的軸向速度云圖。從圖5可以看出，其為軸對稱分布，外層速度向下，內(nèi)層速度向上，且內(nèi)層向上速度的絕對值大于外層的。其中外層向下的軸向速度將碰到壁面的顆粒帶到灰斗，有利于氣-固的分離。

圖6為催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型z=0.3 m和z=1.5 m截面的軸向速度分布圖。從圖6可以看出，除外壁分離區(qū)外，隨著半徑的減小，軸向速度逐漸減少到零，隨著半徑的進(jìn)一步減小[24]，軸向速度反向增大，呈“馬鞍形”分布?，F(xiàn)場模型中z=1.5 m截面中軸向速度曲線比較異常，原因應(yīng)該是錐面段速度變化較大，流動比較復(fù)雜，故該種現(xiàn)象是正常的。

圖4 催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的切向速度(vt)在x方向的分布Fig.4 Tangential velocity (vt) of field model and optimization model of FCC settler separatorvin=12 m/s; y=0(a) Field model; (b) Optimization model

圖5 催化裂化裝置沉降器粗旋的現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的軸向速度(va)云圖Fig.5 Axial velocity (va) nephogram of field model andoptimization model of FCC settler separatorvin=12 m/s; y=0(a) Field model; (b) Optimization model

3.1.3 現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型速度分布對比

(1)切向速度對比

對比圖4(a)和(b)中z=0.3 m處切向速度可以看出，現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的切向速度沿徑向分布規(guī)律變化不大，均呈現(xiàn)“駝峰”分布，優(yōu)化模型的切向速度比現(xiàn)場模型的有較明顯的增大，尤其是在峰值兩側(cè)，也就是氣-固分離區(qū)域，有著明顯的提高，這將有利于氣-固兩相的分離。

趙擁軍 男，1964年出生于河南封丘，博士.現(xiàn)為解放軍信息工程大學(xué)導(dǎo)航與空天目標(biāo)工程學(xué)院教授、博士生導(dǎo)師，主要研究方向為雷達(dá)信號處理和陣列信號處理.

(2)軸向速度對比

對比圖6(a)和(b)中z=0.3 m處軸向速度可以看出，現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的外側(cè)氣流即旋轉(zhuǎn)向下的“外旋流”差別不大，主要不同在于軸中心區(qū)域，優(yōu)化模型的軸向速度比現(xiàn)場模型小，“內(nèi)旋流”在進(jìn)入排氣管時會發(fā)生紊流現(xiàn)象，因此，降低其軸向速度可減少紊流現(xiàn)象，從而減少能量的損耗。

3.1.4 入口速度對切向速度和軸向速度分布的影響

圖7為不同入口速度對優(yōu)化模型切向速度和軸向速度的影響。由圖7(a)可以看出，隨著入口速度的增大，切向速度也隨著增大，從而有利于旋風(fēng)分離器內(nèi)氣-固兩相的分離。由圖7(b)可以看出，當(dāng)進(jìn)口速度為12 m/s、15 m/s、18 m/s時，其軸向速度曲線類似，相比10 m/s時，其峰值出現(xiàn)的位置向內(nèi)側(cè)移動，且峰值增大，更加有利于旋風(fēng)分離器內(nèi)氣-固兩相的分離。另外，軸向速度的零速包絡(luò)面位置并不隨進(jìn)口速度的變化而改變。

圖6 催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的軸向速度(va)分布Fig.6 Axial velocity (va) of field model and optimization model of FCC settler separator vin=12 m/s; y=0(a) Field model; (b) Optimization model

圖7 入口速度(vin)對催化裂化裝置沉降器粗旋優(yōu)化模型切向速度(vt)和軸向速度(va)分布的影響Fig.7 Effects of inlet velocity (vin) on tangential velocity (vt) and axial velocity (va) of the optimized FCC settler separator model(a) vt; (b) va

3.2 催化裂化裝置沉降器粗旋內(nèi)壓力分布

3.2.1 總壓分布

由表1可知，動壓pD比靜壓pS在數(shù)值上小4個數(shù)量級，總壓可近似認(rèn)為與靜壓相等，因此本次模擬只研究動壓分布。

圖8為催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型總壓分布云圖。從圖8可以看出，總壓整體分布比較對稱，沿軸向方向基本不發(fā)生變化，主要是沿徑向發(fā)生變化，壁面處壓力很高，之后沿著徑向方向發(fā)生突降，為速度增大的原因。在顆粒捕集處，壓力很低，容易發(fā)生滯留或返混現(xiàn)象。

圖8 催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型的總壓(p)云圖Fig.8 Total pressure (p) nephogram of the field model andthe optimization model of FCC settler separator(a) Field model; (b) Optimization model

圖9為入口速度為12 m/s時，z=0.3 m處模型優(yōu)化前后總壓沿徑向分布圖。從圖9可以看出，壓力沿徑向呈軸對稱分布，壁面處壓力很高，隨著半徑的減小，壓力值逐漸降低，直到某一位置發(fā)生突降，這種現(xiàn)象主要是由于中間部位速度較快造成的。

圖9 催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型z=0.3 m處總壓(p)沿徑向分布圖Fig.9 Total pressure (p) distribution diagram of thefield model and the optimization model ofFCC settler separator at z=0.3 mvin=12 m/s; y=0

3.2.2 現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型壓降的分布

壓能是一種非常寶貴的能量，因而壓降為衡量粗旋性能的一種重要標(biāo)準(zhǔn)，下面就對壓降進(jìn)行相關(guān)分析研究。

圖10為催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型壓降分布圖。從圖10可以看出，在任意特定入口速度條件下，現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型壓降都變小，并且隨著入口速度的增大，壓降降低的幅度也逐漸增大。從壓降這一衡量標(biāo)準(zhǔn)來說，該粗旋經(jīng)過優(yōu)化后，性能得到了提升。

圖10 催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型壓降分布Fig.10 Pressure drop distribution of the field model and theoptimization model of FCC settler separator

3.3 固相顆粒在現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型中的運行軌跡和分離效率

3.3.1 顆粒運動軌跡

本次模擬采用DPM模型。圖11為催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型顆粒運動軌跡圖。由圖11(a)看到，現(xiàn)場模型中粒徑為1 μm、5 μm、9 μm的顆粒從進(jìn)氣口進(jìn)入粗旋后隨氣流做螺旋運動，由于其粒徑較小，螺旋運動半徑較小，當(dāng)顆粒運動到排氣管附近時，很容易被短路流影響其運動軌跡，在向上運行的氣流的夾帶下進(jìn)入排氣管，進(jìn)而直接排出粗旋，因而達(dá)不到分離的目的，降低了粗旋的分離效率。當(dāng)顆粒粒徑為13 μm時做螺旋運動的直徑較大，一直做螺旋運動到達(dá)顆粒捕集口，從而達(dá)到分離的目的。

由圖11(b)看到，與現(xiàn)場模型相比，優(yōu)化模型中的顆粒在9 μm時就得到了捕集(概率大，說明分離效果增加)，并且隨著粒徑增大，顆粒更容易被分離。

圖11 催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型顆粒運動軌跡Fig.11 Particle trajectories of the field model and the optimization model of FCC settler separatorvin=12 m/sd/μm: (1) 1; (2) 5; (3) 9; (4) 13(a) Field model; (b) Optimization model

3.3.2 分離效率

圖12為現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型入口速度分別為12、15 m/s條件下不同粒徑顆粒的分離效率。從圖12 可以看出，該模型對粒徑在5 μm以下的顆粒分離效率很差，低于50%；對粒徑在20 μm以上的顆粒分離效率很高，達(dá)到90%以上，對25 μm左右顆?？蛇_(dá)到100%。這說明模型優(yōu)化后對1 ～20 μm的分離效率提高明顯，并且粒徑越小，分離效率提高得越明顯。

圖13為入口速度對不同粒徑的顆粒分離效率的影響。從圖13可以看出，隨著入口速度增大，現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型對顆粒的分離效率都逐漸增高，尤其是對粒徑范圍在5 ～20 μm的顆粒提高更加明顯。

圖12 不同進(jìn)口速度(vin)下催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型中顆粒分離效率(φs)隨粒徑(d)變化曲線Fig.12 Particle separation efficiency (φs) vs d of the field model andthe optimization model of FCC settler separator at different vinvin/(m·s-1): (a) 12; (b) 15

圖13 入口速度(vin)對催化裂化裝置沉降器粗旋現(xiàn)場模型和優(yōu)化模型中不同粒徑顆粒分離效率(φs)的影響Fig.13 Effects of inlet velocity (vin) on separation efficiency (φs) of different size particles for thefield model and the optimization model of FCC settler separator(a) Field model; (b) Optimization model

4 催化裂化裝置沉降器粗旋模擬結(jié)果可靠性驗證

由于旋風(fēng)分離器流場復(fù)雜，沒有適宜的測試方法來測量內(nèi)部流場特性，因此通過測量分離效率來驗證模擬結(jié)果可靠性[25-26]。冷模實驗裝置如圖14所示，主要包括壓縮機、旋風(fēng)分離器、螺旋輸送器、催化劑儲料罐等?？諝饨?jīng)壓縮機從旋風(fēng)分離器切向進(jìn)口進(jìn)入，催化劑顆粒經(jīng)螺旋輸送器從催化劑儲料罐進(jìn)入空氣管線，經(jīng)分離后，催化劑粉末進(jìn)入催化劑儲料罐重復(fù)使用，空氣從旋風(fēng)分離器頂部排出。實驗過程中，分別測量切向進(jìn)口和底流口處催化劑顆粒的質(zhì)量m1、m2，則分離效率φe可由式(7)計算。

圖14 催化裂化裝置沉降器粗旋冷模實驗裝置結(jié)構(gòu)示意圖Fig.14 Schematic diagram of the experiment FCC settler separator1—Compressor; 2—Separator; 3—Screw conveyor;4—Particle storage tank

(7)

而模擬所得的分離效率φs，通過監(jiān)測入口和底流口處催化劑顆粒質(zhì)量流量Mi、Mo(kg/s)，按式(8)計算。

(8)

保持入口速度不變，實驗和模擬所測的分離效率隨催化劑顆粒的變化如圖15所示。由圖15可以看出，不同粒徑的催化劑顆粒分離效率的模擬值與實驗值比較吻合，由此可見模擬結(jié)果是可信的。

圖15 催化裂化裝置沉降器粗旋分離效率(φs)模擬值與實驗值對比Fig.15 Comparison of simulated and experimental values ofseparation efficiency (φs) in the FCC settler separatorvin=15 m/s

此外，根據(jù)文獻(xiàn)[18]，在旋風(fēng)分離器入口段加裝螺旋導(dǎo)流板能夠提高對小顆粒的捕集效率，該結(jié)構(gòu)已應(yīng)用于某公司100 kt/a苯胺系統(tǒng)中，取得了良好的應(yīng)用效果，進(jìn)一步說明了本研究的合理性。

5 結(jié) 論

通過對催化裂化裝置沉降器粗旋內(nèi)流場模擬，得到以下結(jié)論：

(1)切向速度呈“駝峰”形分布；軸向速度呈“馬鞍形”分布。切向速度數(shù)值最大，也是旋風(fēng)分離器中起決定因素的速度分量。經(jīng)過優(yōu)化后，切向速度有較明顯的提高，尤其是在氣-固分離區(qū)域提高明顯，這將有利于氣-固兩相的分離；軸向速度方面，優(yōu)化后對旋轉(zhuǎn)向下的“外旋流”影響不大，主要是對旋轉(zhuǎn)向上的“內(nèi)旋流”產(chǎn)生的作用，在軸中心區(qū)域，其軸向速度降低了1 m/s，由于“內(nèi)旋流”在進(jìn)入排氣管時會發(fā)生紊流現(xiàn)象，因此，降低其軸向速度可減少紊流現(xiàn)象，從而減少能量的損耗。

(2)壓力場呈軸對稱分布，由于動壓相比靜壓低4個數(shù)量級，所以總壓分布基本與靜壓一致。通過對比，優(yōu)化后模型壓降較低。

(3)通過對顆粒分離效率的模擬計算得到，優(yōu)化后提高了粒徑在5～20 μm之間顆粒的分離效率。隨著進(jìn)口速度的增大，分離效率提高。

(4)增大入口速度可以提高旋風(fēng)分離器的分離效率，但同時也會增大壓降，因此需要綜合考慮。