張智亮 牟 沛 李文軍 陳海軍

(1.西南石油大學機電工程學院 2.中國石油集團西部鉆探工程有限公司 3.四川中利源建設工程有限公司 4.中國石油烏魯木齊石化公司)

0 引 言

提升管內(nèi)催化裂化是將重質油品加工成輕質油氣的重要工序之一。重質油霧在提升管內(nèi)與催化劑混合發(fā)生裂解反應，生成柴油、汽油等輕質油氣，此過程伴隨著油霧蒸發(fā)，因此良好的相間傳熱與油霧蒸發(fā)效率是提高提升管內(nèi)油劑之間催化裂化效率的關鍵。

目前，關于提升管內(nèi)氣固流動特性的研究報道較多，朱曉麗等[1-2]建立了提升管反應器進料段氣液兩相流數(shù)值模型，探究了射流油霧與連續(xù)氣相間傳質傳熱特性及油劑接觸分布狀況。傅夢倩等[3]提出一種新型催化裂化提升管，即在主噴嘴下方增加一對副噴嘴，其進料量為主噴嘴的10%～20%；該學者同時考察了雙層噴嘴對進料段內(nèi)油劑混合和流動特性的影響，結果發(fā)現(xiàn)，雙層噴嘴提升管結構對提升管進料端的氣固流動特性具有較大影響。許峻等[4-5]分析了噴嘴射流與催化劑之間復雜的混合機理，揭示了噴嘴射流分離出“二次流”的原因，發(fā)現(xiàn)EMMS曳力模型能夠較為準確地模擬提升管進料段的氣固兩相混合流動特性。沈志恒等[6]考察了不同曳力模型對提升管內(nèi)氣固流動特性的影響，結果發(fā)現(xiàn)，考慮顆粒團聚的曳力模型能夠更好地反映提升管內(nèi)氣固兩相流動特性。閆子涵等[7-12]通過大型冷模試驗，考察了噴嘴射流與催化劑逆向接觸的提升管進料段，催化劑的固相含量和顆粒速度沿徑向分布對操作條件的影響，結果發(fā)現(xiàn)，Kutta-Joukowski橫向力對于提升管進料段中油劑兩相的流動和混合過程起到了關鍵作用。CHEN S.等[13-15]采用數(shù)值模擬的方法，考察了不同操作條件與噴嘴射流角度對傳統(tǒng)進料結構內(nèi)氣固流動特性的影響，發(fā)現(xiàn)合適的操作條件與射流角度可有效改善進料區(qū)氣固的不均勻分布。

目前，關于雙層噴嘴提升管內(nèi)油霧的傳質傳熱與混合特性研究鮮有報道。為提高重質油輕質化的效率，本文通過數(shù)值模擬的方法研究其特性，以期為雙層噴嘴提升管的結構設計提供基礎數(shù)據(jù)。

1 研究方法

1.1 幾何模型建立

以文獻[8]中所用的提升管大型冷模試驗裝置為計算模型，模型簡圖如圖1a所示。提升管進料段直徑為0.186 m，高度為1.5 m，4個主噴嘴安裝于軸向位置z=0.7 m處，1對副噴嘴安裝于軸向位置z=0.2 m處。采用SCDM軟件建立了雙層噴嘴提升管的幾何模型，如圖1b所示。

圖1 提升管模型圖Fig.1 Riser model

1.2 數(shù)值方法

參考朱曉麗[2]的研究方法對雙層噴嘴提升管內(nèi)油劑分布與傳熱傳質情況進行模擬，并對副噴嘴的軸向安裝位置對提升管內(nèi)油劑混合與傳熱傳質情況進行探討。噴嘴采用DPM(Discrete Phase Model)實心噴嘴(solid cone)，油霧噴射速度設置為40 m/s，提升管底端入口混合流速度設置為5 m/s，主、副噴嘴安裝角度均為90°，噴霧錐角為120°，油霧液滴初始直徑為65 μm，油霧初始溫度為350 ℃，操作溫度為690 ℃。

基于顆粒完全流態(tài)化理論，將提升管內(nèi)的顆粒與預提升蒸汽當作一種混合氣體，連續(xù)相用歐拉方法進行求解，將油霧液滴作為離散相，用歐拉-拉格朗日法進行液滴軌跡追蹤。連續(xù)相和離散相分別進行獨立運算，并通過相間的耦合實現(xiàn)傳質傳熱。油霧材料選用Fluent中的fuel-oil-liquid，混合氣體與原預提升蒸汽相比主要是氣體的密度改變顯著，根據(jù)工業(yè)中催化劑顆粒所占的固體體積分數(shù)，將混合氣體的密度設置為600 kg/m3。邊界條件設置：連續(xù)相混合氣體入口表面設置為速度入口邊界(velocity-inlet)，出口邊界條件設置為壓力出口(pressure-outlet)，在出口和入口將油霧液滴離散相設置為escape邊界條件；壁面全部視為無滑移邊界條件，對離散相液滴采用reflect邊界條件。數(shù)值求解方法設定：湍流模型選擇standardk-ε模型，采用顆粒隨機軌道模型對離散相油霧液滴軌跡進行追蹤，離散相和連續(xù)相間的質量、動量和能量耦合采用SIMPLE算法。

連續(xù)性方程：

(1)

動量方程：

(2)

能量方程：

(3)

(4)

2 結果與討論

2.1 提升管內(nèi)溫度變化

圖2為雙層噴嘴提升管內(nèi)油劑混合溫度云圖。由圖2可知：整個提升管內(nèi)溫度沿軸向呈對稱分布，提升管噴嘴安裝位置處的溫度最高，最高可達1 872 K，且副噴嘴安裝位置壁面附近的溫度比主噴嘴安裝位置壁面附近的溫度低；提升管內(nèi)主噴嘴上方的混合流溫度相對于副噴嘴上方溫度更低，這主要是因為提升管底部處的混合流沿軸向上行時與副噴嘴噴出的油霧混合交融，混合流溫度降低后，混合流再向上運動與4個主噴嘴噴出的大量油霧混合，油霧吸熱蒸發(fā)，表現(xiàn)為該區(qū)域內(nèi)溫度大幅度降低。

圖2 提升管內(nèi)油劑混合溫度云圖Fig.2 Cloud chart of mixing temperature of oil-catalyst in risers

圖3為提升管不同徑向位置處溫度沿軸向分布曲線。由圖3可知：在副噴嘴軸向安裝位置附近，除提升管中心(r/R=0，r為提升管半徑坐標，R為提升管半徑)處的溫度陡然降至750 K左右，其余徑向位置溫度陡然上升；在z=0.3 m截面位置中心溫度迅速反彈至1 050 K左右，但此截面其余位置溫度降低并穩(wěn)定在900 K左右；在z=0.4 m截面，中心溫度與其余位置逐漸一致，可見混合流溫度逐漸穩(wěn)定。

圖3 提升管不同徑向位置處溫度沿軸向分布曲線Fig.3 Distribution curve of temperature at different radial positions of the riser along the axial direction

由于油霧由主噴嘴大量噴出，在z=0.6 m截面的徑向區(qū)域內(nèi)，溫度均出現(xiàn)不同程度的降低，且中心處的溫度降低至450 K。在主噴嘴軸向安裝位置z=0.7 m處除中心區(qū)溫度沒有太大變化外，該截面其余徑向區(qū)域上的溫度均大幅上升。在z=0.8 m截面上提升管中心位置處的溫度逐漸上升，而其余位置處的溫度大幅下降，最后逐漸穩(wěn)定在600 K左右。由此可見，在主、副噴嘴安裝位置附近溫度分布嚴重不均，影響催化裂化效率，在主噴嘴安裝位置上方0.1 m處提升管內(nèi)混合流溫度逐漸穩(wěn)定。

由上述分析可知，在主噴嘴軸向安裝位置附近溫度變化較為復雜。為進一步研究提升管內(nèi)混和流溫度的變化，對提升管主噴嘴軸向安裝位置附近(z=0.6～0.9 m)中心截面上的溫度徑向分布進行分析。圖4為不同軸向位置處溫度沿徑向分布曲線。由圖4可知，在主噴嘴軸向安裝位置z=0.70 m截面中心處，溫度沿徑向分布曲線大致呈現(xiàn)“U”形結構，在主噴嘴噴出口處由于油霧大量高速噴出，提升管邊壁附近溫度陡然升至1 000 K以上，而在此截面中心徑向區(qū)域|r/R|≤0.5內(nèi)，溫度迅速降至1 000 K以下。主噴嘴安裝位置截面中心溫度沿徑向呈邊壁高中心低的“環(huán)-核”分布，在主噴嘴上方z=0.80 m及以上位置截面中心，溫度徑向分布逐漸不變，在遠離主噴嘴安裝位置，提升管內(nèi)混合流溫度分布逐漸均勻并穩(wěn)定在600 K左右，溫度以“平推流”的方式向上擴散。

圖4 不同軸向位置處溫度沿徑向分布曲線Fig.4 Distribution curve of temperature at different axial positions of the riser along the radial direction

2.2 提升管內(nèi)油霧蒸汽體積分數(shù)

圖5為雙層噴嘴提升管內(nèi)油霧蒸汽體積分數(shù)云圖。由圖5可知，整個提升管內(nèi)的油霧蒸汽體積分數(shù)α沿軸向呈對稱分布，且提升管主噴嘴安裝位置中心區(qū)域α最大，最大可達0.83，副噴嘴安裝位置附近軸向區(qū)域內(nèi)α比主噴嘴安裝位置附近小。這主要是因為4個主噴嘴噴出大量油霧顆粒，油霧吸熱蒸發(fā)，表現(xiàn)為該區(qū)域內(nèi)α大幅度增大。

圖5 提升管內(nèi)油霧蒸汽體積分數(shù)云圖Fig.5 Cloud chart of volume fraction of oil mist vapor in risers

圖6為不同徑向位置處油霧蒸汽體積分數(shù)沿軸向分布曲線。由圖6可知：在副噴嘴軸向安裝位置z=0.2 m截面邊壁(r/R=1.0)處α增大至0.18左右，此截面其余徑向位置α大幅增至0.25左右；在副噴嘴軸向安裝位置上方提升管內(nèi)α快速減?。辉谥鲊娮燧S向安裝位置z=0.7 m截面，油霧由4個噴嘴大量噴出快速蒸發(fā)，此截面α大幅增大，中心位置α達到0.8以上。在主噴嘴軸向安裝位置上方0.7～0.9 m區(qū)域內(nèi)，提升管內(nèi)中心α逐漸減小，而其他徑向位置α先減小再增大。這是因為油霧顆粒從主噴嘴噴出，造成大量油霧顆粒碰撞聚集形成較大的油霧顆粒來不及蒸發(fā)，導致α增大，隨著油霧向上運動，油霧顆粒逐漸蒸發(fā)，α增大。在z=0.9 m截面，提升管內(nèi)各處α逐漸均勻，維持在0.7左右，催化裂化效率逐漸穩(wěn)定。

圖6 不同徑向位置處油霧蒸汽體積分數(shù)沿軸向分布曲線Fig.6 Distribution curve of oil mist vapor volume fraction at different radial positions of the riser along the axial direction

為進一步研究提升管內(nèi)油霧蒸汽體積分數(shù)的變化，對提升管主噴嘴軸向安裝位置附近(z=0.6～0.9 m)的中心截面上的油霧蒸汽徑向分布進行分析。圖7為不同軸向位置處油霧蒸汽體積分數(shù)沿徑向分布曲線。由圖7可知：在主噴嘴軸向安裝位置的徑向截面(z=0.7 m)中心處，油霧蒸汽體積分數(shù)最大，提升管內(nèi)主噴嘴附近截面體積分數(shù)沿徑向分布大致為邊壁低、中心高的“環(huán)-核”結構；在主噴嘴軸向安裝位置附近0.6～0.7 m區(qū)域內(nèi)，由于油霧剛噴射出來，α的徑向分布最為不均。在主噴嘴軸向安裝位置附近徑向截面中心處，提升管內(nèi)的油霧蒸汽組分先增加再減少，在主噴嘴上方0.1 m(軸向位置z=0.8 m)處及以上，油霧蒸汽體積分數(shù)逐漸保持在0.7左右，整個提升管內(nèi)油霧蒸汽徑向分布逐漸均勻。

圖7 不同軸向位置處油霧蒸汽體積分數(shù)沿徑向分布曲線Fig.7 Distribution curve of oil mist vapor volume fraction at different axial positions of the riser along the radial direction

2.3 提升管內(nèi)油霧粒徑分析

圖8為整個雙層噴嘴提升管內(nèi)油霧粒徑分布云圖。圖9為提升管內(nèi)油霧粒徑沿軸向分布曲線。從圖8可知：油霧開始由副噴嘴處噴射而出，造成大量油霧聚集碰撞形成較大的油霧顆粒，隨著油霧顆粒的向上運動，油霧逐漸蒸發(fā)，油霧粒徑逐漸變?。划攺母眹娮靽姵龅挠挽F繼續(xù)向上運動與主噴嘴噴出的油霧相遇時，由于大量顆粒的聚集來不及蒸發(fā)，從而碰撞融合形成較大的油霧顆粒。

圖8 提升管內(nèi)油霧粒徑分布云圖Fig.8 Cloud chart of distribution of oil mist particles in risers

圖10 不同軸向位置處油霧粒徑變化曲線Fig.10 Change curve of oil mist particles at different axial positions

從圖9可以看出：最大粒徑Dmax出現(xiàn)在主噴嘴軸向位置安裝(z=0.70 m)截面上，隨著提升管內(nèi)油霧顆粒向上運動，Dmax迅速下降；平均粒徑Dmean的最大值出現(xiàn)在主噴嘴軸向安裝位置上方0.05 m(z=0.75 m)處徑向平面上；當油霧顆粒繼續(xù)向上運動時，由于高溫蒸發(fā)顆粒的直徑逐漸變小，不同軸向位置徑向截面上油霧的最大粒徑、最小粒徑和平均粒徑逐漸趨向一致。

圖9 提升管內(nèi)油霧粒徑沿軸向分布曲線Fig.9 Distribution curve of oil mist particles in risers along the axial direction

2.4 副噴嘴軸向安裝位置的影響分析

圖10為副噴嘴不同軸向安裝位置下，提升管內(nèi)不同軸向位置截面上油霧粒徑變化曲線。由圖10可知：提升管內(nèi)不同軸向位置截面油霧最大粒徑變化趨勢與平均粒徑變化趨勢相近，基本為先增大再減小，而油霧最小粒徑變化不大；無論副噴嘴安裝于何處，油霧的平均粒徑最大值出現(xiàn)于z=0.75 m的徑向截面上，說明此處催化裂化效率最低；在z=0.75 m的截面上，當副噴嘴安裝位置距主噴嘴越來越小時，平均粒徑主要變化趨勢為先增大后減小再增大。取提升管軸向位置z=0.7～0.8 m 區(qū)段進行分析，發(fā)現(xiàn)此區(qū)段內(nèi)油霧平均粒徑變化最為劇烈，先陡然增加再劇烈減小，主要是此區(qū)段內(nèi)主噴嘴與副噴嘴噴出的油霧相遇，碰撞形成較大的油霧粒徑，隨后又因為高溫蒸發(fā)，油霧粒徑急劇減小。

分別取副噴嘴軸向安裝位置在z=0.2、0.3、0.4和0.5 m處，取不同軸向位置處溫度和油霧蒸汽體積分數(shù)α沿徑向分布規(guī)律進行研究，結果如圖11和圖12所示。由圖11和圖12可知：無論副噴嘴在軸向的任何位置安裝，提升管不同軸向位置處的體積分數(shù)與溫度沿徑向分布曲線變化趨勢基本一致；在遠離主噴嘴安裝位置提升管內(nèi)體積分數(shù)和溫度沿徑向分布大致不變，α保持在0.7左右，溫度維持在620 K左右；但當副噴嘴的安裝位置距離主噴嘴較近時，會加大不同軸向位置提升管內(nèi)邊壁處與中心處混合流溫度和體積分數(shù)的差距，加劇混合流溫度與體積分數(shù)沿徑向“環(huán)-核”分布不均的狀況，降低主噴嘴安裝位置附近區(qū)段內(nèi)催化裂化效率；當副噴嘴安裝于主噴嘴下方0.5 m(z=0.2 m)時，提升管內(nèi)混合流的溫度和體積分數(shù)的“環(huán)-核”分布不均狀況最小，催化裂化的效率最高。

圖11 不同軸向位置處溫度沿徑向分布曲線(副噴嘴安裝位置不同)Fig.10 Change curve of oil mist particles at different axial positions

圖12 不同軸向位置處油霧蒸汽體積分數(shù)沿徑向分布曲線(副噴嘴安裝位置不同)Fig.12 Distribution curve of oil mist vapor volume fraction at different axial positions along the radial direction (with different installation positions of auxiliary nozzle)

3 結 論

(1)提升管軸向位置0.6～0.8 m區(qū)段內(nèi)溫度和油霧蒸汽體積分數(shù)沿徑向分布變化最大，溫度呈現(xiàn)邊壁高、中心低的“U”形分布，體積分數(shù)呈現(xiàn)邊壁低、中心高的“環(huán)-核”分布，最后在提升管軸向位置0.8 m以上溫度逐漸不變，穩(wěn)定在620 K左右且分布均勻，油霧蒸汽的體積分數(shù)穩(wěn)定在0.7左右。

(2)在軸向位置0.7～0.8m區(qū)段內(nèi)油霧粒徑變化劇烈，平均粒徑最大值出現(xiàn)在軸向位置z=0.75 m的徑向截面，在此區(qū)段內(nèi)最不利于油霧催化裂化。

(3)副噴嘴應當安裝于主噴嘴下方0.5 m處，此時催化裂化效率最高。副噴嘴的安裝位置距離主噴嘴越近時，提升管主噴嘴安裝位置附近邊壁處的溫度越高、油霧蒸汽的體積分數(shù)越小，中心處的溫度與油霧蒸汽體積分數(shù)基本不變，加大了提升管內(nèi)油霧分布不均勻的狀況，不利于催化裂化效率的提高。