FCC沉降器内粗旋出口导流长度对油气流动的影响

1、石油学报(石油加工)2009年12月󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁ACTAPETROLEISINICA(PETROLEUMPROCESSINGSECTION)󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第25卷第6期󰀁文章编号:1001󰀁8719(2009)06󰀁0784󰀁06FCC沉降器内粗旋出口导流长度对油气流动的影响王江云,毛󰀁羽,王󰀁

2、娟(中国石油大学重质油国家重点实验室,北京102249)摘要:采用Reynolds应力输运模型和随机轨道模型对催化裂化沉降器内的流动状况进行了全尺寸的数值模拟,考察了粗旋分离器排气管出口导流段长度对沉降器内流动状况的影响。为了反映真实的流动过程,计算中没有对沉降器空间和两级旋风分离器的复杂结构进行简化,并实现了完全结构化的网格划分。结果表明,粗旋分离器排气管出口的导流段有助于排出的油气直接进入顶旋分离器,降低进入沉降器的油气量,并减少油气在沉降空间内的停留时间,降低了沉降器内发生结焦的可能性;随着导流段长度的增加,直接进入顶旋的油气量也随之增加,而粗旋和顶旋分离器的压降基本不变,对反应器内的压

3、力平衡基本没有影响。关󰀁键󰀁词:FCC沉降器;导流段;长度;旋风分离器;流动;数值模拟中图分类号:TE624󰀁󰀁文献标识码:AEFFECTOFDIVERSIONSECTIONLENGTHOFPRIMARYCYCLONESEPARATOROUTLETONOILGASFLOWINTHEFCCDISENGAGERSWANGJiang󰀁yun,MAOYu,WANGJuan(StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102

4、249,China)Abstract:Afull󰀁sizenumericalsimulationoftheflowinFCCdisengagerwascarriedoutbyapplyingReynoldsstressmodel(RSM)andstochastictrackingmodel.Theeffectsofthediversionsectionlengthattheoutletofprimarycycloneseparatorsontheflowbehaviourindisengagerwerestudied.Inordertoobtainthepreciseflowb

5、ehaviour,therewasnostructuresimplificationforthespacesinsideandoutsidethetwo󰀁stageseparatorsystemofthedisengager.Itwasshownthatthediversionsectionattheoutletofprimarycycloneseparatormadeoilgasdirectflowingintothesecondarycycloneseparator,effectivelyreducingtheoilgasquantitygoingintothediseng

6、agerandresidencetimeofoilgasindisengager,whichcouldpreventthecokegeneration.Andwiththeincreaseofthediversionsectionlength,thequantityofoilgasdirectlyflowingintothesecondarycycloneseparatorwasgraduallygrowingup.Atthesametime,pressuredropofprimaryandsecondarycycloneseparatorwasalmostinvariable,theeffe

7、ctofwhichonthepressurebalanceofdisengagerwasverylittle.Keywords:FCCdisengager;diversionsection;length;cycloneseparator;flow;numericalsimulation󰀁收稿日期:2008󰀁10󰀁17󰀁基金项目:国家重点基础研究发展计划󰀂973 项目(2004CB217803)资助󰀁通讯联系人:毛羽,Tel:010󰀁89733293;E󰀁mail:ma

8、oyu第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁FCC沉降器内粗旋出口导流长度对油气流动的影响󰀁󰀁785󰀁󰀁随着催化裂化(FCC)原料油日益变重和劣化,催化裂化反应沉降系统(含油浆系统)的结焦问题日益严重和普遍,结焦已成为影响催化裂化装置长周期运行和造成非计划停工的一个重要因素1。在抑制沉降器内结焦的各种措施中,在粗旋风分离器排气管出口

9、设置指向顶旋风分离器入口的导流段有助于缩短油气在沉降器内的停留时间和防止反应物的过度裂化,可以减少沉降器内的结焦。一般来说,FCC沉降器由汽提段、沉降器空间、分离系统(提升管出口的快分和单级或多级旋风分离器)组成,结构比较复杂,尺寸也比较大。在实际操作过程中,只能通过测量和调节局部部位的一些参数来保证工艺过程的进行,对沉降器内部的油气分布、停留时间以及催化剂的分布情况知之甚少。通过数值模拟方法求解湍流流动的控制方程组,可以给出沉降器内各种场量的详细分布,为优化设计提供帮助。在本文中,笔者对沉降器两级分离系统的连接结构进行了研究,主要考察了粗旋分离器排气管出口指向顶旋分离器入口的导流段长度的变化

10、对反应器内油气流动的影响。采用Fluent计算软件,通过对计算区域的合理剖分,对沉降器及其内构件结构没有作任何简化,建立了沉降器区域的全尺寸计算网格并进行数值模拟计算,得到了沉降器所有空间内的油气流动细节情况,并对粗旋排气管出口导流段长度不同时沉降器内的流动状况作了详细的对比分析。󰀁󰀁FCC沉降器内的流动区域大致可以分为密相区和稀相区,它们之间还存在一个小的过渡区。催化剂的存在对于密相区的流动有较大影响,但对于稀相区的流动影响较小,稀相区的流型主要由连续相(油气相)确定,装置结焦的现象主要发生在稀相区。粗旋出口与顶旋入口的连接区位于稀相流动区域,并且粗旋出口形成

11、了具有一定方向和速度的油气相射流,连接区位于射流的强制区和射流影响区之内,由它们以及旋风器和外壳的排布决定了该处的流动状况。因此,选择单相流模型计算得到的结果能够反映油气在这个区域实际流动状况。再者,由于在本研究中主要考察粗旋分离器出口导流段长度的变化对油气流动的影响,而两级旋风分离器内及进、出口附近的流场是1个复杂的湍流流场,存在各种旋涡强度,并且尺度相差很大,因此,在计算过程中,选择了摒弃紊流各向同性假设并可以精确预测强旋流流动的Reynolds应力输运模型(RSM)63-52图1󰀁FCC沉降器结构及其网格划分Fig.1󰀁Structureandgridge

12、nerationofFCCdisengager(a)Structureofdisengagerwithdiversionsection;(b)Gridgenerationofdisengagerwithdiversionsection1!Primarycycloneseparator;2!Secondarycycloneseparator;3!Strippingsection;4!Diversionsection1󰀁FCC沉降器几何模型的建立和网格划分图1(a)为国内某炼油厂1.4Mt/a催化装置的沉降器结构。该沉降器采用一级旋风分离器(粗旋)加二级旋风分离器(顶旋)的分离系统

13、,沉降器底部为汽提段。粗旋排气管(直径为de)左右两侧与顶旋入口相对的出口处分别设有指向两顶旋入口的矩形导流段(长度为L)。图1(b)为该沉降器的网格划分。2󰀁FCC沉降器流动状况的控制方程组及湍流模型基于FCC沉降器空间和两级旋风分离系统内恒温和不可压缩流动的假设,三维瞬时流动的基本方程可以表示为如式(󰀁(󰀁󰀂)+(󰀁uj1)。此外,在计算直接进入顶旋的油气占粗旋出口排出油气总量的体积分数时,基于Reynolds应力输运模型计算得到的湍流流场,采用随机轨道模型在关键截面上施加示踪颗粒并采样计算。1m。786

14、83041;󰀁󰀁󰀁石油学报(石油加工)󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第25卷󰀁计算中根据实际生产工况,设定沉降器水平管的入口油气速度为18m/s,沉降器汽提段底部选为速度入口边界,施加相当于汽提蒸汽的气量。顶旋排气管长/径比约为5.5,排气管

15、内流动状态已趋于稳定,并施加压力出口边界条件。鉴于实际生产中沉降器下部催化剂密相段对顶旋料腿的料封作用,故假设其下部为封闭状态。其余部分则施加固壁边界条件。提升管反应器内的原料油在催化剂作粗旋,经气、固初级分离后,油气从粗旋出口排出进入沉降器空间,再进入顶旋进行二级分离,最后油气从顶旋出口排出,进入下道工序。促使油气快速进入顶旋分离器。不同长度的导流段对粗旋出口油气约束作用并不相同,合理的导流段长度是保证底部汽提蒸汽和粗旋排气管排出的油气迅速进入顶旋的关键。图2为FCC沉降器粗旋中心纵截面上粗旋出口到顶旋入口区域的速度云图及流线分布图,其中图2(a)(d)分别为导流段长度L等于0.2de、0.

16、5de、0.8de、0.95de时的情形。从图2(a)可以看出,在粗旋排气管出口左侧导流段外的速度等值线分别向上和向下扩散,并且向上的速度梯度较大。右侧导流段出口距右顶旋入口较远,速度等值线明显向上扩散,并且在导流段出口和顶旋入口之间明显存在油气低速流动区域。两侧油气流线都有明显的向上弯曲。此现象说明,导流段长度L为0.2de时,导流段的强制作用小于出口射流作用,油气向上的分速度没有完全转变为水平速度,使部分油气不能直接进入顶旋,而从顶旋入口上部进入沉降器空间,同时流速迅速减低,油气便会长时间地停留在其中,在高温条件下过度反应而形成结焦。从图2(b)可以看出,导流段长度L为0.5de时,左侧流

17、线在导流段外基本呈水平状态,在顶旋入口上部进入顶旋,油气向上的分速度基本消除;右侧导流段出口距右顶旋较远,速度等值线还有扩散现象,向上的速度梯度较大,流线趋于平直,油气更易于3󰀁FCC沉降器流动状况的数值模拟结果与分析3.1󰀁粗旋出口到顶旋入口的局部流场分析FCC沉降器在正常工作时,粗旋分离器在正压下操作,顶旋分离器在负压下操作(相对反应器壳体压力)。因此,在压力推动作用下,从粗旋排气管及料腿排出的油气先进入沉降器空间,但最终会进入顶旋分离器。在粗旋分离器排气管出口设置指向顶旋分离器入口的导流段可以减弱粗旋出口油气的轴向分速度和旋转分速度,并转变为指向顶旋入口的

18、直线速度,减少油气在沉降器空间的平均停留时间,第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁FCC沉降器内粗旋出口导流长度对油气流动的影响󰀁󰀁787直接进入顶旋。从图2(c)、(d)可以看出,随着导流段长度继续增加,右侧速度等值线向上、向下扩散的趋势逐渐变为向水平方向扩散,流线也逐渐趋于水平。在导流段长度L为0.8de和0.95de时,右侧导流段内下部流线形成漩涡的大小和

19、范围说明导流段的强制作用逐渐增强,迫使油气向上的分速度水平偏转而形成涡旋。图3为FCC沉降器粗旋出口中心线水平截面上,粗旋出口到顶旋入口区域的速度云图及流线分布图。其中图3(a)(d)分别为导流段长度等于0.2de、0.5de、0.8de、0.95de时的情形。从图3(a)可以看出,当导流段长度L为0.2de时,粗旋出口处油气还带有旋转分速度,左侧导流段出口处的速度等值线向上扩散,并且向上速度梯度较大,右侧导流段出口距离右顶旋入口较远,速度等值线明显偏向下方并逐渐向上、向下扩散。两侧出口处的流线有较大的弯曲,导流段的强制作用弱于油气的旋转作用,因此虽然导流段指向顶旋入口,但油气射流方向偏离顶旋

20、入口。当导流段长度L为0.2de时,相当一部分油气没有直接进入顶旋,而是从顶旋入口的侧面进入了沉降器空间。从图3(b)可以看出,导流段长度L为0.5de时,左侧导流段下方距离顶旋入口较远,在导流段的约束作用下,油气在导流段与顶旋入口之间突然减速,在导流段内形成漩涡,使部分沉降器内油气先进入左侧导流段内,再随导流段上部油气流入顶旋入口。右侧等值线扩散趋势变小,但上部有些流线没有进入顶旋入口,而是流入沉降器空间沿顶旋壁面低速流动,在器壁形成结焦隐患。从图2(c)、(d)也可以看出,随着导流段长度的继续增长,左侧的导流段内的漩涡逐渐消失,右侧上部没有流入顶旋入口的流线偏斜逐渐减弱并能沿导流段指向流入

21、顶旋入口内。此外,在此截面内除粗旋出口导流段射流影响范围的流动速度较大外,其余空间流动速度都较为缓慢;随着导流段长度的增加,其对油气流动的约束和引导作用逐渐加强,使出口射流逐渐对准了顶旋入口,进入沉降器空间的油气量大为减少,缓解了沉降器内的结焦现象。󰀁󰀁图4为FCC沉降器内粗旋与顶旋压降随导流段长度的变化。从图4可以看出,当导流段长度改变时,粗旋和顶旋分离器的压降基本保持不变,粗旋的压降高于顶旋的压降,约为分离系统总压降的788󰀁󰀁󰀁󰀁石油学报(石油加工)󰀁󰀁b

22、3041;󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第25卷󰀁60%,与经验数据较为吻合。左侧顶旋距离粗旋排气管出口较近,油气处理量多于右侧顶旋,因此左侧顶旋的压降略高于右侧顶旋。这说明了导流段长度的变化对反应器内的压力平衡基本没有影响,对沉降器内的正常操作不增加难度。时,左右两侧直接进入顶旋的油气体积分数分别迅速增加到70.7%和40.6%;导流段长度

23、继续增加为0.5de后,随着导流段长度的增加直接进入顶旋的油气量增长趋势变缓;最终当导流长度为0.95de时,左右两侧直接进入顶旋的油气体积分数分别增加到98%和80.6%。在本研究中,对沉降器内的油气仅是进行单相计算,并没有考虑催化剂消耗了油气的一部分动能,而会使粗旋出口处的油气旋转动能有所减弱。因此,在进行两相流计算时,所得到的从粗旋排出直接进入顶旋的油气体积分数的结果可能会略有不同。图4󰀁FCC沉降器粗旋与顶旋的压降变化Fig.4󰀁Pressuredropsofprimarycycloneseparatorandsecondarycyclonesepara

24、torinFCCdisengager(1)Primarycycloneseparator;(2)Leftsecondarycycloneseparator;(3)Rightsecondarycycloneseparator3.2󰀁直接进入顶旋的油气占粗旋排出油气总量的体积分数基于前面计算得到的油气相湍流流场,一定时间内在粗旋两出口分别抛射与油气物性相同的示踪颗粒,同时在粗旋出口相对应的顶旋入口截面上分别采样,计算所采得的油气颗粒数目与粗旋出口总抛射颗粒数目之比,即得到直接进入顶旋的油气占粗旋排出油气总量的体积分数。其中,采样时间是以粗旋排气管出口到顶旋入口的距离以及油气在此处的

25、平均速度计算而得。在此采样时间内,从顶旋入口捕集到的是直接进入顶旋入口的油气,没有捕集到的油气进入了沉降器空间。图5为导流段不同长度时直接进入顶旋的油气占粗旋排出油气总量的体积分数。从图5可以看出,随着导流段长度的增加,直接进入顶旋的油气占粗旋排出油气总量的体积分数也逐渐增加。粗旋右侧出口距离顶旋右侧入口较远,从粗旋左侧出口喷出直接进入顶旋左侧入口的油气在量值上明显高于右侧。当导流段长度为零时,从粗旋左侧出口喷出的油气只有约7.9%直接进入顶旋左侧入口;粗旋右侧出口距离顶旋右侧入口较远,喷出油气中仅有1.e图5󰀁FCC沉降器中直接进入顶旋的油气占粗旋排出油气总量的体积分数随导流

26、段长度的变化Fig.5󰀁Thevolumefraction(󰀂(Oilgas)ofoilgasfromprimarycycloneseparatordirectintosecondarycycloneseparatorinFCCdisengagervsdiversionsectionlengthattheoutletofprimarycycloneseparator(1)Leftsecondarycycloneseparator;(2)Rightsecondarycycloneseparator4󰀁结󰀁论(1)应用数值模拟方法,建

27、立沉降器的全尺寸几何模型,采用RSM湍流模型可以成功地模拟FCC沉降器中的油气在两级旋风分离器内部的强旋转流动和在沉降空间内的缓慢流动。只有不作任何简化的全区模拟才能真实反映局部结构变化对整体流场的影响。(2)在FCC沉降器内,粗旋出口的油气受到指向顶旋入口的矩形导流段的强制作用。随着导流段长度的增加,粗旋出口油气的轴向分速度和旋转分速度逐渐减弱转变为指向顶旋入口的直线速度,并且直接进入顶旋的油气量也随之增加。当导流段长5e,第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁&

28、#983041;󰀁󰀁󰀁FCC沉降器内粗旋出口导流长度对油气流动的影响󰀁󰀁789气量增加较快;当导流段长度继续增加长度后,直接进入顶旋的油气量增加趋势变缓。当导流段长度为0.95de时,油气沿导流段指向方向几乎全部流入顶旋,大大减少进入沉降器空间的油气量,降低了油气平均停留时间,减少了发生过度裂化及结焦的可能。(3)随着导流段长度的增加,沉降器内粗旋和顶旋分离器的压降基本保持不变,对反应器内的压力平衡基本没有影响,在粗旋出口增加导流段对沉降器实际运行中的平稳操作没有增加困难,适合工业上应用。符号说明:󰀁

29、;󰀁󰀁de!粗旋排气管直径,m;L!导流段长度,m;󰀁!流体密度,kg/m3;S󰀂!源项;uj!流体速度,m/s;xi,xj!通用坐标,m;󰀂!通用变量;t!时间,s;󰀂!扩散系数,m2/s。参考文献(2):6-13.(InvestigationGroupofLongPeriodRunningofFCCU,SINOPEC.InvestigationonlongPetroleumRefineryperiodrunningofFCCUJ.Engineering,1998,28(2):6-13.)2卞凤鸣,李志军,梁先耀.重油催化裂化沉降器结焦原因分析及对策J.石油与天然气化工,2002