催化裂化提升管進(jìn)料區(qū)新型助流劑技術(shù)的CFD模擬

陳昇，范怡平，閆子涵，李飛，王維，盧春喜

（1中國(guó)石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；2中國(guó)科學(xué)院過(guò)程工程研究所多相復(fù)雜系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100190）

催化裂化提升管進(jìn)料區(qū)新型助流劑技術(shù)的CFD模擬

陳昇1，2，范怡平1，閆子涵1，李飛2，王維2，盧春喜1

（1中國(guó)石油大學(xué)（北京）重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102249；2中國(guó)科學(xué)院過(guò)程工程研究所多相復(fù)雜系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100190）

為改善提升管進(jìn)料區(qū)氣固兩相混合狀況、消除二次流對(duì)近壁面處返混的影響，提出了一種新型助流劑技術(shù)。該技術(shù)在邊壁處形成一層助流劑“保護(hù)層”，可阻止進(jìn)料射流與催化劑在邊壁處過(guò)長(zhǎng)接觸。通過(guò)三維CFD模擬對(duì)比了3種助流方式（逆流式、順流式、交叉式）對(duì)傳統(tǒng)進(jìn)料區(qū)催化劑與進(jìn)料混合和邊壁返混的改進(jìn)效果，并對(duì)最佳方式下助流劑量做進(jìn)一步的優(yōu)化。結(jié)果表明，逆流式助流方式最理想，交叉式助流方式最差。合適的逆流式助流方式（如助流劑注入量為進(jìn)料相總流率的15%時(shí)）可改善進(jìn)料區(qū)催化劑與進(jìn)料相混合，抑制二次流擴(kuò)張，明顯減弱近邊壁處（|r/R|〉0.9）返混強(qiáng)度。

提升管；進(jìn)料區(qū)；二次流；助流劑；流化催化裂化；能量最小多尺度模型；計(jì)算流體力學(xué)

引　言

流化催化裂化（fluid catalytic cracking，F(xiàn)CC）是一種重要的石油加工工藝。該工藝提升管反應(yīng)器內(nèi)，高沸點(diǎn)、高分子的重質(zhì)碳?xì)浠衔镌诖呋瘎┑淖饔孟罗D(zhuǎn)化為高價(jià)值的輕質(zhì)油目標(biāo)產(chǎn)品，如汽油、

2016-03-31收到初稿，2016-06-09收到修改稿。

聯(lián)系人：盧春喜，王維。第一作者：陳昇（1987—），男，博士。

由于該進(jìn)料區(qū)內(nèi)多相流動(dòng)、混合行為極其復(fù)雜，往往出現(xiàn)油劑接觸慢、匹配不合理，進(jìn)而導(dǎo)致油劑接觸效率降低、邊壁處油劑強(qiáng)返混易結(jié)焦［3-6］。針對(duì)這些問(wèn)題，早期多數(shù)研究［3， 7］從原油霧化噴嘴結(jié)構(gòu)改進(jìn)入手，提出了許多性能優(yōu)良的霧化噴嘴來(lái)實(shí)現(xiàn)較好的霧化效果，加速油滴汽化，增大擴(kuò)散角，改善截面覆蓋率，促進(jìn)油劑接觸。但是，油劑不均勻混合和強(qiáng)返混易結(jié)焦問(wèn)題，僅通過(guò)改進(jìn)噴嘴結(jié)構(gòu)依然很難解決。近年來(lái)，一些研究提出了一些針對(duì)進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)的改進(jìn)思路，常用的有加設(shè)內(nèi)構(gòu)件［8-9］和改變進(jìn)料角度［3， 10］。雖然內(nèi)構(gòu)件能在一定程度上改善提升管內(nèi)局部區(qū)域中油劑不均勻流動(dòng)、混合和邊壁返混，但是在實(shí)際工業(yè)裝置中，內(nèi)構(gòu)件掛焦、磨損、高溫變形等都會(huì)影響裝置長(zhǎng)周期的運(yùn)轉(zhuǎn)。對(duì)于改變進(jìn)料角度方案，目前有研究者建議將傳統(tǒng)斜向上30°的進(jìn)料角度增大到45°左右［10］，可促進(jìn)油劑更快接觸、混合。但是，角度增大無(wú)法從根本上解決邊壁返混結(jié)焦問(wèn)題，同時(shí)也會(huì)引起邊壁強(qiáng)返混位置向噴口靠近，從而導(dǎo)致結(jié)焦區(qū)靠近噴嘴。因此，這些改進(jìn)方案中探索性嘗試居多，機(jī)理研究明顯不足。根據(jù)前期實(shí)驗(yàn)和模擬的研究［11-13］發(fā)現(xiàn)，傳統(tǒng)側(cè)向斜向上 30°進(jìn)料方式導(dǎo)致了油劑不均勻混合，噴口上端二次流與壁面共同作用導(dǎo)致了強(qiáng)返混、結(jié)焦。由此，本文從進(jìn)料區(qū)問(wèn)題產(chǎn)生機(jī)理出發(fā)，試圖提出一種更為合理的改進(jìn)結(jié)構(gòu)。

由于提升管進(jìn)料區(qū)內(nèi)多股側(cè)向射流的引入使得流動(dòng)極其復(fù)雜，現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)測(cè)量技術(shù)很難直接定量測(cè)量所有流動(dòng)、混合。近些年快速發(fā)展的計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynam ics，CFD）提供了一個(gè)有效的工具。歐拉-拉格朗日方法受現(xiàn)有的計(jì)算能力限制，多用于較稀的氣固流。而歐拉-歐拉方法（雙流體模型，two-fluid model，TFM）所需計(jì)算量較少，且更適合用于大型循環(huán)流化床（circulating fluidized bed，CFB）模擬。對(duì)于一般雙流體模擬，其需要小于10倍顆粒大小的細(xì)網(wǎng)格才能獲得網(wǎng)格無(wú)關(guān)解［14］；進(jìn)而揭示內(nèi)部介尺度流動(dòng)結(jié)構(gòu)，巨大的計(jì)算量對(duì)于大型氣固流化床的模擬是很難接受的。為了減少計(jì)算量、揭示介尺度結(jié)構(gòu)，可在粗網(wǎng)格下引入介尺度模型來(lái)對(duì)雙流體模型進(jìn)行修正。目前，常用的介尺度模型主要有過(guò)濾雙流體模型（filtered two-fluid model）［15-16］和結(jié)構(gòu)多流體模型（structure-dependent multi-fluid model， SFM）［17］；兩者獲得結(jié)構(gòu)獨(dú)立的曳力和應(yīng)力的方式分別來(lái)自于細(xì)網(wǎng)格模擬［14］和能量最小多尺度（energy minimization multi-scale，EMMS）模型［18-19］。其中，后者已廣泛用于不同尺度的三維循環(huán)流化床流場(chǎng)分析［20-22］，甚至帶射流的提升管［11］也能有較好的預(yù)測(cè)精度。

為從機(jī)理上改善傳統(tǒng)進(jìn)料區(qū)內(nèi)油劑混合，降低邊壁強(qiáng)返混，本文基于前期的機(jī)理研究［11-12］，提出了一種助流劑技術(shù)，即在原料油霧化噴嘴上端不同高度位置加設(shè)多個(gè)不同角度的助流劑噴嘴。通過(guò)三維 CFD模擬對(duì)比考察不同助流劑注入方案（逆流式、順流式、交叉式）的效果，并對(duì)最優(yōu)注入方案的助流劑注入量做進(jìn)一步的優(yōu)化。

1　?！M

1.1構(gòu)體及網(wǎng)格

圖1　構(gòu)體與網(wǎng)格Fig.1　Geometry and grid

圖1為本模擬的提升管構(gòu)體和網(wǎng)格。該構(gòu)體為Fan提升管［12］（高14 m，直徑0.186 m）。4個(gè)進(jìn)料噴嘴安裝在 4.5 m高度位置，角度沿軸線斜向上30°。提升管中，催化劑顆粒流從底部入口（inlet-1）進(jìn)入，進(jìn)料射流通過(guò)進(jìn)料噴嘴噴口（inlet-2）射入，助流劑經(jīng)多個(gè)助流劑噴嘴（inlet-3，該助流劑噴嘴安裝高度根據(jù)注入方式改變而變化）注入。網(wǎng)格采用 Gambit?2.4繪制，為三維全六面體網(wǎng)格，總數(shù)36萬(wàn)個(gè)。針對(duì)進(jìn)料區(qū)區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，提高分辨率和模擬精度。

1.2模擬設(shè)置

本模擬采用Ansys Fluent?13.0中的多相歐拉模型并耦合 EMMS/Matrix曳力模型以考慮介尺度結(jié)構(gòu)的影響，基本方程如下。

連續(xù)性方程（i=s， g）

動(dòng)量方程（i=s， g時(shí)，j=g， s）

式中，下角標(biāo)s和g分別表示固相和氣相；ε表示體積分?jǐn)?shù)（εs+εg=1）。

氣相組分輸運(yùn)方程

其中，氣相分為3種組分，用于區(qū)分底部預(yù)提升氣體、噴嘴進(jìn)料射流和助流劑射流（這3種氣相組分都是空氣，通過(guò)質(zhì)量分?jǐn)?shù)yk來(lái)區(qū)分氣相中3種組分各自所占比重）。

顆粒溫度方程

氣相應(yīng)力方程

固相應(yīng)力方程

固相剪切黏度

固相體積黏度

固相壓力

徑向分布函數(shù)

脈動(dòng)能傳導(dǎo)率

碰撞能耗散率

EMMS曳力系數(shù)

其中

表1　模擬參數(shù)和設(shè)置Table 1　Summary of model parameters and settings in simulation

式中，Hd為非均勻結(jié)構(gòu)因子［19-20］。

模擬相關(guān)參數(shù)設(shè)置與文獻(xiàn)［11］中相同，見(jiàn)表1。模擬時(shí)，采用給定進(jìn)口顆粒質(zhì)量流率方式來(lái)保證全床顆粒循環(huán)速率一定。由于這種方式系統(tǒng)穩(wěn)定所需時(shí)間長(zhǎng)，這里采用EMMS初場(chǎng)模型預(yù)測(cè)一個(gè)穩(wěn)態(tài)的軸向固含率分布并作為計(jì)算的起始點(diǎn)，可縮短計(jì)算時(shí)間。

2　模擬結(jié)果與討論

2.1傳統(tǒng)FCC提升管兩相流動(dòng)特性預(yù)測(cè)

圖2為提升管軸向固含率分布和進(jìn)料區(qū)徑向固相體積分?jǐn)?shù)、軸向顆粒速度分布，此時(shí)無(wú)助流劑注入（即 Ufluidizer=0）。圖中實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)引自前期實(shí)驗(yàn)研究［23］?？煽闯?，該模擬方法有較好的預(yù)測(cè)精度。提升管內(nèi)軸向固含率呈現(xiàn)“上稀下濃”的分布，局部存在非均勻結(jié)構(gòu)（顆粒團(tuán)）分布。對(duì)于該傳統(tǒng)進(jìn)料區(qū)，在4.875 m和5.175 m高度位置上，由于側(cè)向斜向上射流的影響，該區(qū)內(nèi)固相體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)“中心邊壁高、環(huán)隙低”的“W”形不均勻分布。在4.875 m高度位置，由于進(jìn)料射流還未擴(kuò)張到提升管中心，此時(shí)固相軸向速度在|r/R|≈0.3處出現(xiàn)峰值。

圖3為進(jìn)料區(qū)內(nèi)二次流產(chǎn)生機(jī)理及影響。其中，圖中顏色表示進(jìn)料射流體積分?jǐn)?shù)?；谇捌谘芯勘砻鳎?1-12］，該進(jìn)料區(qū)噴嘴噴口處進(jìn)料射流由于受預(yù)提升顆粒流繞流作用，產(chǎn)生一個(gè)指向邊壁的橫向力Fl，表達(dá)式為

其中，相對(duì)速度Ur等于繞流氣流速度與進(jìn)料射流速度的差。在該橫向力影響下，主射流（圖3中OA方向）周圍分散的射流會(huì)聚集在近壁面處形成二次流（圖3中OB方向）。該二次流擺動(dòng)不規(guī)律且隨時(shí)間和空間變化，且在一定高度（H=4.65 m）處離開(kāi)邊壁與主射流匯合，此時(shí)在近壁面處［如圖 3（d）中紅色方框區(qū)域］存在催化劑顆粒強(qiáng)回流返混現(xiàn)象［采用固相回流比大小表示該區(qū)返混強(qiáng)度［11］，其等于單位計(jì)算網(wǎng)格內(nèi)向下的固相質(zhì)量流率除以向上和向下固相質(zhì)量流率的總和，如式（15）所示］，工業(yè)提升管進(jìn)料區(qū)中該強(qiáng)返混處易形成結(jié)焦［6， 11］。

圖2　提升管軸向固含率分布和進(jìn)料區(qū)徑向固相體積分?jǐn)?shù)、軸向顆粒速度分布Fig. 2　Axial distribution of solids volume fraction， and radial profiles of solids volume fraction and axial solids velocity （Ug=3.28 m·s-1， Ujet=62.5 m·s-1， Gs=80 kg·m-2·s-1）

其中，下角標(biāo)i和j分別代表了向上和向下流動(dòng)；N1和 N2分別表示在采樣時(shí)間內(nèi)，向下和向上流動(dòng)的采樣時(shí)刻數(shù)量。若回流比等于 1，表示全回流且無(wú)向上流動(dòng)；若回流比等于 0，表示無(wú)回流且全向上流動(dòng)。模擬中，采樣時(shí)間為10 s，采樣時(shí)間間隔為0.0005 s。

圖3　進(jìn)料區(qū)內(nèi)二次流產(chǎn)生機(jī)理及影響Fig. 3　Schematic diagram and effect of secondary flow in feedstock injection zone （Ug=3.28 m·s-1， Ujet=62.5 m·s-1， Gs=80 kg·m-2·s-1）

2.2新型助流技術(shù)兩相流動(dòng)特性對(duì)比

為了減弱射流對(duì)固相“W”形不均勻分布和邊壁強(qiáng)返混的影響，本文提出一種新的助流結(jié)構(gòu)，主要分為3種方案。

圖4（a）是方案一，逆流式助流（case-B）。該結(jié)構(gòu)是在每個(gè)進(jìn)料噴嘴上端0.1 m位置處設(shè)置3個(gè)助流劑噴嘴，且其噴口截面積為9 mm2，相鄰助流劑噴嘴與周向夾角為 15°，單一助流劑噴嘴與軸線夾角為 10°（根據(jù)二次流主要形成位置而定）且方向斜向下。圖4（b）為方案二，順流式助流（case-C）。即在每個(gè)進(jìn)料噴嘴噴口上端0.045 m處加設(shè)多個(gè)助流劑噴嘴，單一助流劑噴嘴與軸線夾角為3°且方向斜向上，助流劑噴嘴個(gè)數(shù)、尺寸以及相鄰噴嘴周向夾角與方案一相同。圖4（c）是方案三，交叉式助流（case-D）。其在每個(gè)進(jìn)料噴嘴噴口上端0.02～0.041 m高度范圍內(nèi)，按一定規(guī)則布置 16個(gè)助流劑孔且方向與軸線垂直，噴孔截面積同方案一和方案二，相鄰噴嘴上下間距均為3 mm。

在相同條件下（預(yù)提升表觀氣速 Ug為 3.28 m·s-1，進(jìn)料速度Ujet為62.5 m·s-1，顆粒循環(huán)速率Gs為80 kg·m-2·s-1，其他設(shè)置如表1所示），以2.1節(jié)傳統(tǒng)進(jìn)料結(jié)構(gòu)作為算例基準(zhǔn)（case-A），通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)比考察3種助流方式的改進(jìn)效果；其中，助流劑都為空氣（其物性如表1所示），其總的體積流率為進(jìn)料相總體積流率的10%（此時(shí)方案一和方案二中對(duì)應(yīng)助流劑注入速度 Ufluidizer為 79.17 m·s-1，方案三中對(duì)應(yīng)助流劑注入速度為 7.42 m·s-1）。

圖4　3種新型進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)Fig. 4　Schematic diagrams of three improved structures for feedstock injection zone 1—feed nozzle； 2， 3， 4—fluidizer nozzle

2.2.1軸徑向分布圖5和圖6分別為不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)條件中，固相、進(jìn)料相和助流劑體積分?jǐn)?shù)時(shí)均分布。與基準(zhǔn)算例（case-A）對(duì)比發(fā)現(xiàn)，不同結(jié)構(gòu)下，進(jìn)料區(qū)固相和進(jìn)料相整體分布差異較小。但在case-B方案中，如圖5（b）所示，此時(shí)進(jìn)料射流能更快與邊壁分離（H=4.6 m處）。如圖6所示，不同助流方案條件下，由于助流劑注入角度不同，邊壁處助流劑分布差異較大。對(duì)比可見(jiàn)，case-C方案下助流劑在近壁面處存留距離最長(zhǎng)，其次依次是case-D 和case-B。該距離越長(zhǎng)，邊壁處助流劑“保護(hù)”范圍也越長(zhǎng)，有助于在較長(zhǎng)一段距離內(nèi)抑制催化劑與進(jìn)料相在邊壁處過(guò)多接觸。

圖5　不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)下固相和進(jìn)料相體積分?jǐn)?shù)時(shí)均分布對(duì)比Fig. 5　Comparison of time-averaged distribution of solids and feed volume fraction in feedstock injection zone w ith different structures （Ug=3.28 m·s-1， Ujet=62.5 m·s-1， Gs=80 kg·m-2·s-1）

圖6　不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)下助流劑體積分?jǐn)?shù)時(shí)均分布對(duì)比Fig. 6　Comparison of time-averaged distribution of fluidizer volume fraction at different structure of feedstock injection zone w ith different structures （Ug=3.28 m·s-1， Ujet=62.5 m·s-1， Gs=80 kg·m-2·s-1）

圖7進(jìn)一步對(duì)比了不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)中固相體積分?jǐn)?shù)和催化劑與進(jìn)料的匹配比時(shí)均分布，其中，該匹配比為催化劑與進(jìn)料相的體積分?jǐn)?shù)比（?s/?feed）。如圖7（a）所示，不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)條件下，沿徑向顆粒相體積分?jǐn)?shù)分布差別小，邊壁處也一樣。但是，當(dāng)采用助流方案時(shí)，由于邊壁處助流劑會(huì)“阻止”射流相的進(jìn)入，如圖7（b）中紅色實(shí)線框處，催化劑與進(jìn)料匹配比明顯增大，尤其是case-B方案。

圖7　不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)下固相體積分?jǐn)?shù)和催化劑與進(jìn)料相的匹配比時(shí)均分布對(duì)比Fig. 7　Comparison of time-averaged profiles of solids volume fraction and matching ratio of catalysts to feed in feedstock injection zone w ith different structures （Ug= 3.28 m·s-1， Ujet= 62.5 m·s-1， Gs= 80 kg·m-2·s-1）

圖8　不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)下進(jìn)料射流速度矢量時(shí)均分布對(duì)比Fig. 8　Comparison of time-averaged distribution of jet velocity vector in feedstock injection zone with different structures （Ug= 3.28 m·s-1， Ujet= 62.5 m·s-1， Gs= 80 kg·m-2·s-1）

2.2.2邊壁返混圖8為噴口處進(jìn)料射流速度矢量時(shí)均分布。其中，顏色表示進(jìn)料相體積分?jǐn)?shù)，OB表示二次流方向。對(duì)比二次流 OB與壁面夾角，與基準(zhǔn)算例case-A相比，case-B方案對(duì)近壁面處二次流方向影響最為明顯。這是因?yàn)榇朔桨钢兄鲃┰趪娍谏隙?.1 m位置處撞擊近壁面的二次流，抑制了其發(fā)展，同時(shí)促使射流更快向中心擴(kuò)張（OB與邊壁夾角增大了5°左右）。對(duì)于case-C方案，此時(shí)助流劑介于壁面與二次流之間，并貼壁向上流動(dòng)。該方案中，射流角度基本不變。對(duì)于case-D方案，雖然與基準(zhǔn)算例對(duì)比，射流能更快與邊壁分離，但其方向基本不變（二次流與壁面夾角也不變），且助流劑對(duì)噴口處邊壁“保護(hù)”作用不明顯。

圖9進(jìn)一步對(duì)比了進(jìn)料區(qū)不同高度截面處沿徑向返混強(qiáng)度分布。如圖9中紅色橢圓框處，與case-A相比，case-B方案固相回流強(qiáng)度基本不變，但是位置向中心轉(zhuǎn)移，且在邊壁（r/R=0.9～1.0）處回流比出現(xiàn)降低。這是因?yàn)榇酥鲃┳矒糇饔靡种屏硕瘟餮乇诿鏀U(kuò)展、促進(jìn)了射流向中心擴(kuò)張，撞擊后的助流劑在近壁面處形成“保護(hù)層”，從而使得壁面處顆粒受射流卷吸回流作用減弱，固相回流強(qiáng)度也降低。對(duì)于 case-C方案，除了在 H≥4.875 m的r/R=0.9～1.0處，固相回流比數(shù)值略高于基準(zhǔn)算例。這是因?yàn)榇藭r(shí)助流劑較長(zhǎng)時(shí)間滯留于近壁面處所致（圖6）。對(duì)于case-D方案，與其他方案相比，邊壁處回流強(qiáng)度變大?？赡苁且?yàn)樵撝鲃M向動(dòng)量有限，助流劑射流很快衰減并被擠壓至邊壁區(qū)域滯留（圖6）；由于其無(wú)軸向速度，不能像case-B中逆流撞擊抑制近邊壁二次流流動(dòng)，或者像case-C中助流劑貼壁向上流動(dòng)來(lái)緩解邊壁返混，此時(shí)助流劑增大了二次流與邊壁間流動(dòng)阻力，加劇顆?；亓?、返混。因此，case-D方案下邊壁處固相回流受進(jìn)料射流影響作用要強(qiáng)于case-B和case-C。

由以上對(duì)比可知，3種助流方案中，逆流式（case-B）和順流式（case-C）助流方案可行，交叉式（case-D）助流方案仍待改進(jìn)。逆流式和順流式方案共同點(diǎn)是都在邊壁處形成有效的“保護(hù)層”。不同之處在于兩者處理二次流的方式，逆流式方案是通過(guò)撞擊強(qiáng)行抑制二次流沿邊壁擴(kuò)張，而順流式方案則是在二次流與邊壁之間加上一層“隔膜”，阻止二次流進(jìn)入壁面。兩種方案各有特點(diǎn)。但從改善催化劑與進(jìn)料相混合和降低邊壁返混角度看，case-B最佳，其次是case-C。

2.3逆流式助流方案中助流劑注入量的影響

針對(duì)逆流式助流方案（case-B，助流劑注入量為總進(jìn)料量的 10%），本文對(duì)助流劑注入量做進(jìn)一步的優(yōu)化。case-B0助流劑量為進(jìn)料噴嘴總進(jìn)料量的5%（此時(shí)對(duì)應(yīng)助流劑注入速度為 39.58 m·s-1），case-B1助流劑量為進(jìn)料噴嘴總進(jìn)料量的 15%（此時(shí)對(duì)應(yīng)助流劑注入速度為118.75 m·s-1）。

圖9　不同進(jìn)料區(qū)結(jié)構(gòu)下催化劑回流比分布對(duì)比Fig. 9　Comparison of profile of backflow ratio of catalysts in feedstock injection zone w ith different structures （Ug= 3.28 m·s-1， Ujet= 62.5 m·s-1， Gs= 80 kg·m-2·s-1）

2.3.1軸徑向分布圖 10對(duì)比了不同助流劑量的條件下，進(jìn)料區(qū)固相、進(jìn)料相以及助流劑體積分?jǐn)?shù)時(shí)均分布。助流劑量增大，提升管中心顆粒高濃度聚集區(qū)高度范圍基本不變［圖10（a）］，進(jìn)料射流更多向中心偏折且加速射流混入顆粒流中［圖10（b）］，而助流劑邊壁聚集量明顯增多，“保護(hù)層”變厚［圖10（c）］。在較大助流劑量的條件下（case-B1），由于進(jìn)料射流同時(shí)受較強(qiáng)的助流劑逆流撞擊和預(yù)提升顆粒流的同向擠壓，進(jìn)料射流更快衰減并混入顆粒流中，進(jìn)料相分布變得較均勻［圖10（b）］，有助于進(jìn)料相更均勻與催化劑混合。繼續(xù)增大助流劑量可能進(jìn)一步加速進(jìn)料射流的衰退，但是過(guò)量的助流劑會(huì)增大床層負(fù)荷，增大能耗。

圖10　不同助流劑注入量的條件下進(jìn)料區(qū)固相、進(jìn)料相以及助流劑體積分?jǐn)?shù)時(shí)均分布對(duì)比Fig. 10　Comparison of volume fraction distributions of solids， feed and fluidizer in feedstock injection zone w ith different amounts of fluidizer （Ug= 3.28 m·s-1， Ujet= 62.5 m·s-1， Gs= 80 kg·m-2·s-1）

圖11　不同助流劑注入量的條件下固相體積分?jǐn)?shù)和催化劑與進(jìn)料相的匹配比時(shí)均分布對(duì)比Fig. 11　Comparison of time-averaged profiles of solids volume fraction and matching ratio of catalysts to feed in feedstock injection zone w ith different amounts of fluidizer （Ug=3.28 m·s-1， Ujet=62.5 m·s-1， Gs=80 kg·m-2·s-1）

圖12　不同助流劑注入量的條件下進(jìn)料區(qū)進(jìn)料射流速度矢量時(shí)均分布對(duì)比Fig. 12　Comparison of time-averaged distribution of jet velocity vector in feedstock injection zone w ith different amounts of fluidizer （Ug= 3.28 m·s-1， Ujet= 62.5 m·s-1， Gs= 80 kg·m-2·s-1）

圖11進(jìn)一步對(duì)比了進(jìn)料區(qū)徑向上固相體積分?jǐn)?shù)和催化劑與進(jìn)料的匹配比的時(shí)均分布。可發(fā)現(xiàn)，在|r/R|〈0.8范圍內(nèi)，固相體積分?jǐn)?shù)和催化劑與進(jìn)料匹配比差異較小。在0.8≤|r/R|≤1.0范圍內(nèi)（即圖11中紅色橢圓框區(qū)），助流劑總量較少（case-B0）時(shí)，其分布與基準(zhǔn)算例（case-A）的分布基本相同，此時(shí)助流劑效果不明顯。加大助流劑總量，阻止了進(jìn)料相進(jìn)入壁面區(qū)，在case-B中邊壁匹配比明顯增大。這是因?yàn)榕c基準(zhǔn)算例相比，此時(shí)邊壁顆粒聚集量基本不變［圖11（a）］，同時(shí)，助流劑抑制了進(jìn)料相的進(jìn)入，從而導(dǎo)致近壁面處匹配比明顯升高。當(dāng)在更大助流劑量的條件（case-B1）下，變厚的邊壁“保護(hù)層”既阻止了進(jìn)料相的進(jìn)入，也減少了催化劑顆粒聚集量［圖11（a）］。因此，在0.8≤|r/R|≤1.0處的匹配比降低［圖 11（b）］，催化劑與進(jìn)料相能在0.2≤|r/R|≤0.8范圍內(nèi)較均勻匹配。

2.3.2邊壁返混圖12和圖13分別為不同助流劑注入量的條件下，進(jìn)料區(qū)進(jìn)料射流速度矢量和固相回流比時(shí)均分布。其中，圖12中顏色表示進(jìn)料相體積分?jǐn)?shù)，OB為二次流方向。隨著助流劑注入量增多，如圖12所示，進(jìn)料射流衰減更快，助流劑對(duì)邊壁二次流擴(kuò)張的抑制作用變強(qiáng)，進(jìn)料射流與邊壁夾角變大且更快離開(kāi)邊壁（尤其在case-B1中）。因此，近壁面處進(jìn)料射流對(duì)顆?；亓饔绊憸p弱，在r/R〉0.9處（如圖13中紅色實(shí)線框）顆?；亓鞅让黠@降低，此時(shí)可較好地抑制催化劑顆粒在壁面處滯留和返混。

3　結(jié)　論

從二次流角度出發(fā)，本文提出了一種助流技術(shù)，即在原料油霧化噴嘴上端不同高度位置加設(shè)多個(gè)不同角度的助流劑噴嘴，通過(guò)在二次流與邊壁之間注入助流劑來(lái)改善油劑混合、減弱二次流對(duì)邊壁返混的影響。通過(guò)三維CFD模擬，對(duì)比該技術(shù)的3種助流方案（逆流式、順流式、交叉式），從中優(yōu)選出最佳方案并對(duì)助流劑注入量做進(jìn)一步的優(yōu)化。所得結(jié)論如下。

（1）受斜向射流擴(kuò)張的影響，傳統(tǒng)進(jìn)料區(qū)固相體積分?jǐn)?shù)呈現(xiàn)“中心邊壁高、環(huán)隙低”的不均勻分布。受二次流與邊壁共同作用，噴口上端邊壁處存在固相強(qiáng)回流、返混現(xiàn)象。

（2）3種助流方案都可在邊壁處形成“保護(hù)層”，阻止進(jìn)料射流與催化劑在該邊壁處過(guò)多接觸。從徑向油劑匹配和邊壁固相返混強(qiáng)度方面來(lái)定量對(duì)比，逆流式助流方式（方案一）改進(jìn)效果最為理想，交叉式助流方式（方案三）最差。從助流劑在壁面（|r/R|〉0.9）處存留距離方面來(lái)對(duì)比，采用順流式助流方式（方案二）時(shí)最長(zhǎng)，助流劑保護(hù)范圍也最長(zhǎng)，其距離是逆流式助流方式的2倍左右。

（3）針對(duì)逆流式助流方式，加大助流劑量（如助流劑注入量為15%進(jìn)料量時(shí)）可加速進(jìn)料射流衰減，促進(jìn)進(jìn)料與催化劑混合，抑制二次流擴(kuò)張，明顯減弱近邊壁處（|r/R|〉0.9）固相返混強(qiáng)度；但過(guò)多的助流劑會(huì)導(dǎo)致床層負(fù)荷增大。

圖13　不同助流劑注入量的條件下固相回流比分布對(duì)比Fig. 13　Comparison of profile of backflow ratio of catalysts in feedstock injection zone w ith different amounts of fluidizer （Ug= 3.28 m·s-1， Ujet= 62.5 m·s-1， Gs= 80 kg·m-2·s-1）

符號(hào)說(shuō)明

B ——回流比

CD——單顆粒標(biāo)準(zhǔn)曳力系數(shù)

Dm——擴(kuò)散系數(shù)，m2·s-1

Dr——提升管管徑，m

dp——顆粒直徑，m

es——顆粒-顆粒碰撞恢復(fù)系數(shù)

ew——顆粒-壁面碰撞恢復(fù)系數(shù)

Gs——顆粒循環(huán)速率，kg·m-2·s-1

g ——重力加速度，m·s-2

g0——徑向分布函數(shù)

H ——軸向高度，m

Hd——非均勻結(jié)構(gòu)修正因子

I——單位張量

p——絕對(duì)壓力，Pa

Re——Reynolds數(shù)

r/R——量綱1徑向位置

S——面積，m2

t——時(shí)間，s

Ug——表觀氣速，m·s-1

Ujet——進(jìn)料氣速，m·s-1

Ur——相對(duì)氣速，m·s-1

u——局部真實(shí)速度，m·s-1

y——質(zhì)量分?jǐn)?shù)

β——曳力系數(shù)，kg·m-3·s-1

?！俣拳h(huán)量，m2·s

γ——能量耗散速率，W·m-3

ε——體積分?jǐn)?shù)

εs，max——固相最大體積分?jǐn)?shù)

Θs——顆粒溫度，m2·s-2

κ——脈動(dòng)能傳導(dǎo)率，kg·m-3·s-1

λs——固相體積黏度，Pa·s

μ——運(yùn)動(dòng)黏度，Pa·s

μs，col——固相碰撞黏度，Pa·s

μs，fr——固相摩擦黏度，Pa·s

μs，kin——固相動(dòng)力黏度，Pa·s

ρ——密度，kg·m-3

τ——應(yīng)力張量，Pa

Φ——顆粒休止角，（o）

?s，w——顆粒-壁面的鏡面反射系數(shù)

ω——渦旋速度，rad·s-1

下角標(biāo)

feed——進(jìn)料相

fluidizer——助流劑

g——?dú)庀?/p>

s——固相

References

［1］ SADEGHBEIGI R. Fluid Catalytic Cracking Handbook: n Expert Guide to the Practical Operation， Design， and Optimization of FCC Units［M］. Amsterdam: Elsevier Inc.， 2012: 125-135.

［2］ 徐春明， 楊朝合. 石油煉制工程 ［M］. 4版. 北京: 石油工業(yè)出版社， 2009: 294-370.

XU C M. YANG Z H. Petroleum Refinery Engineering ［M］. 4th ed. Beijing: Petroleum Industry Press， 2009:294-370.

［3］ CHEN Y M. Recent advances in FCC technology［J］. Powder Technology， 2006， 163（1）: 2-8.

［4］ COUCH K， SEIBERT K， VAN OPDORP P. Improve FCC yields tomeet changing environment-Part 1［J］. Hydrocarbon Processing， 2004，83（9）: 77-82.

［5］ FAN Y P， YE S， CHAO Z X， et al. Gas-solid two-phase flow in FCC riser［J］. AIChE Journal， 2002， 48（9）: 1869-1887.

［6］ 李雙平. 催化裂化提升管結(jié)焦原因及對(duì)策［J］. 煉油技術(shù)與工程，2009， 39（5）: 23-25.

LI S P. Coking in FCCU riser and preventive measures［J］. Petroleum Refinery Engineering， 2009， 39（5）: 23-25.

［7］ 董群， 豐銘， 仇登可， 等. 催化裂化進(jìn)料噴嘴技術(shù)的研究進(jìn)展［J］.化學(xué)工業(yè)與工程技術(shù)， 2012， 33（1）: 31-37.

DONG Q， FENG M， QIU D K， et al. Research progress of FCC feeding nozzle technique［J］. Journal of Chemical Industry & Engineering，2012， 33（1）: 31-37.

［8］ MAROY P， LOUTATY R， PATUREAUX T. Process and apparatus for contacting a hydrocarbon feedstock with hot solid particles in a tubular reactor w ith a rising fluidized bed: US5348644［P］. 1994-09-20.

［9］ MAULEON J L， DEL POZO M， BARTHOD D. Fluid state catalytic cracking reactor having solid fastened packing element for homogeneously distributing particle flow: US6511635B2［P］. 2003-01-28.

［10］ LI J， FAN Y P， LU C X， et al. Numerical simulation of influence of feed injection on hydrodynamic behavior and catalytic cracking reactions in a FCC riser under reactive conditions［J］. Industrial & Engineering Chemistry Research， 2013， 52（32）: 11084-11098.

［11］ CHEN S， FAN Y P， YAN Z H， et al. CFD simulation of gas-solid two-phase flow and mixing in a FCC riser w ith feedstock injection［J］. Powder Technology， 2016， 287: 29-42.

［12］ FAN Y， SHI M， XU C， et al. Diffusion of feed spray in fluid catalytic cracker riser［J］. AIChE Journal， 2010， 56（4）: 858-868.

［13］ 范怡平， 葉盛， 盧春喜， 等. 提升管反應(yīng)器進(jìn)料混合段內(nèi)氣固兩相流動(dòng)特性（Ⅰ）: 實(shí)驗(yàn)研究［J］. 化工學(xué)報(bào)， 2002， 53（10）: 1003-1008.

FAN Y P， YE S， LU C X， et al. Gas-solid two-phase flow in feed injection zone of FCC riser reactors（Ⅰ）: Experimental research［J］. Journal of Chemical Industry and Engineering （China）， 2002， 53（10）: 1003-1008.

［14］ AGRAWAL K， LOEZOS P N， SYAMLAL M， et al. The role of meso-scale structures in rapid gas-solid flows［J］. Journal of Fluid Mechanics， 2001， 445（1）: 151-185.

［15］ ANDREWS A T I. Filtered models for gas-particle flow hydrodynamics［D］. New Jersey: Princeton University， 2007.

［16］ MILIOLI C C， M ILIOLI F E， HOLLOWAY W， et al. Filtered two-fluid models of fluidized gas-particle flows: new constitutive relations［J］. AIChE Journal， 2013， 59（9）: 3265-3275.

［17］ HONG K， SHI Z S， WANG W， et al. A structure-dependent multi-fluid model （SFM） for heterogeneous gas-solid flow［J］. Chemical Engineering Science， 2013， 99: 191-202.

［18］ LI J H， KWAUK M. Particle-Fluid Two-phase Flow: The Energy-M inimization Multi-scale Method［M］. Beijing: Metallurgical Industry Press， 1994:23-40.

［19］ WANG W， LI J H. Simulation of gas-solid two-phase flow by a multi-scale CFD approach-extension of the EMMS model to the sub-grid level［J］. Chemical Engineering Science， 2007， 62（1）: 208-231.

［20］ LU B N， ZHANG N， WANG W， et al. 3-D full-loop simulation of an industrial-scale circulating fluidized-bed boiler［J］. AIChE Journal，2013， 59（4）: 1108-1117.

［21］ ZHANG N， LU B N， WANG W， et al. Virtual experimentation through 3D full-loop simulation of a circulating fluidized bed［J］. Particuology， 2008， 6（6）: 529-539.

［22］ 魯波娜， 程從禮， 魯維民， 等. 基于多尺度模型的 M IP 提升管反應(yīng)歷程數(shù)值模擬［J］. 化工學(xué)報(bào)， 2012， 64（6）: 1983-1992.

LU B N， CHENG C L， LU W M， et al. Numerical simulation of reaction process in M IP riser based on multi-scale model［J］. CIESC Journal， 2012， 64（6）: 1983-1992.

［23］ 陳昇. 催化裂化提升管進(jìn)料區(qū)內(nèi)兩相流動(dòng)、混合特性的模擬及實(shí)驗(yàn)研究［D］. 北京: 中國(guó)石油大學(xué)（北京）， 2016.

CHEN S. Simulation and experiment of two-phase flow/mixing in the feedstock injection zone of a FCC riser［D］. Beijing: China University of Petroleum， 2016.

CFD simulation of novel fluidizer technology in feedstock injection zone of FCC riser

CHEN Sheng1，2， FAN Yiping1， YAN Zihan1， LI Fei2， WANG Wei1， LU Chunxi1
（1State Key Laboratory of Heavy Oil Processing， China University of Petroleum， Beijing 102249， China；2State Key Laboratory of Multiphase Complex Systems， Institute of Process Engineering， CAS， Beijing 100190， China）

To improve the gas-solid two-phase m ixing and elim inate the effect of secondary flow on the back-mixing near the riser wall in the feedstock injection zone， a novel fluidizer technology is proposed. A protective layer is produced by fluidizer to prevent long-duration contact between catalysts and feed near the wall. Three schemes for this technology （reverse-impact， concurrent-flow and crossed schemes） are used to improve the catalyst-feed m ixing and back-mixing near wall by using 3-D CFD simulation. The amount of fluidizer of the optimal scheme is further optim ized. The results show that the best is the reverse-impact scheme and the worst is the crossed scheme. The optimal reverse-impact scheme（when the mass flux of fluidizer is equal to the 15% mass flux of feed） can improve the catalyst-feed m ixing， prevent the expanding of secondary flow and weaken the intensity of back-mixing at the |r/R|〉0.9 near the wall.

riser； feed injection zone； secondary flow； fluidizer； fluid catalytic cracking； EMMS； CFD

date: 2016-03-31.

LU Chunxi， lcx725@sina.com； WANG Wei，wangwei@ipe.ac.cn

supported by the National Basic Research Program of China （2012CB215000）.

TE 624

A

0438—1157（2016）08—3179—12

10.11949/j.issn.0438-1157.20160401

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目（2012CB215000）。柴油、丙烯等。根據(jù)功能的不同，提升管反應(yīng)器由下至上可分為4部分：預(yù)提升區(qū)、進(jìn)料混合區(qū)、充分混合區(qū)、充分發(fā)展區(qū)。其中，進(jìn)料混合區(qū)是一個(gè)關(guān)鍵區(qū)域。傳統(tǒng)提升管進(jìn)料結(jié)構(gòu)中，霧化原料油液滴與提升管軸線呈斜向上30°～40°角度高速射入，側(cè)向擠壓、撞擊預(yù)提升催化劑顆粒流。此時(shí)，油劑迅速在短時(shí)間內(nèi)混合、汽化并完成60%～70%的裂化反應(yīng)［1-2］。因此，該區(qū)內(nèi)油劑接觸與混合狀況會(huì)直接影響反應(yīng)收率。