随着近年来车用燃料需求量的迅速增加和催化裂化工艺及催化剂的不断进步和发展，FCC工艺的原料得到拓宽，重质原料(如渣油等)越来越多地被作为催化裂化装置原料进行加工[1]。但与此同时，随着原料油掺渣率的不断提高，也带来了相应的问题，沉降器结焦就是其中较为典型的影响催化裂化装置长周期稳定运行的问题。典型的催化裂化装置可以分为反应-再生系统、分馏系统及吸收-稳定系统3大部分。油气在装置内流动的过程中，在不同的位置存在不同程度的结焦。其中，在核心部位反应-再生系统中，作为反应油气和固体催化剂颗粒分离场所的沉降器内结焦严重，甚至可能导致装置非计划停工，不仅会影响装置的长周期安全平稳运行，还会给企业带来巨大的经济损失[2]。
围绕沉降器结焦严重问题开展的研究主要从常规实验分析和计算模拟两个方向展开[3-4]。在常规实验中，通过分析焦块组成、结焦部位及进行验证实验等寻求结焦机理，进而采取了一些防治措施。由于炼厂工业规模沉降器尺寸庞大，结构复杂，探头、在线采样等传统的检测方式无法有效开展。如果在实验室中小型模拟沉降器上进行实验，由于尺寸差别悬殊，所得数据的参考价值也有待考察。近年来，伴随着计算机技术的迅速发展及数值计算方法研究的不断深入，计算流体力学(Computational Fluid Dynamics，简称CFD)逐渐在石油化工中得到应用。通过设置合适的边界条件、化学反应和计算方法，计算流体力学软件可计算出各种工业级全尺寸装置(如反应器、分离器)内部详细的速度分布、温度分布和组分浓度分布等，为催化裂化装置沉降器结焦原因的判断提供直观的依据，因此，具有显著的优势。同时，作为一种新的研究方法，也获得了较为广泛的关注。
本研究利用计算流体力学的方法，对沉降器内部油气流动空间进行数值模拟，通过分析油气在沉降器中流动传热的规律(如床层密度分布、油气和催化剂速度分布、油气停留时间等)及温度分布等，对导致沉降器结焦的可能原因进行分析，以期为TSRFCC(两段提升管催化裂化)沉降器防结焦提供理论依据。
该催化裂化装置沉降器(见图 1)高28 m，其中沉降器上部高约15 m，内径为6.7 m；下部高约13 m，内径为3.2 m。沉降器下部为汽提段，其内共有4对盘环挡板，且在汽提段的下方布置有环形的汽提蒸汽分布器，在该分布器上有116个喷嘴(内径20 mm)沿圆周均布。为合理简化数值模拟的计算量，将喷嘴简化为4组，并确保其总表面积和汽提蒸汽的流量与工厂实际情况一致。
三维几何模型的构建及网格化在Gambit软件中完成，所构建的沉降器三维几何模型及网格化如图 2、图 3所示。考虑到沉降器内部结构的复杂性，网格划分采用较容易实现的四面体非结构化网格，网格单元数为42万。
在FLUENT软件中的两相流模型包括欧拉-欧拉模型与欧拉-拉格朗日模型两类[5-6]。考虑到催化裂化装置中存在催化剂浓度较高的区域，本研究采用欧拉-欧拉双流体模型进行研究。在该模型中，不同的相被处理成互相贯穿的连续介质。欧拉双流体模型基于如下假设建立：①各相流场中共同存在、相互渗透、相互贯穿，有独立的速度分布和温度分布；②划分颗粒组时采用原始的尺寸大小分布；③同一组的颗粒具有连续的体积分数、温度及速度分布。另外，根据催化裂化过程特点和催化剂性质，本研究忽略浮力、马格努斯(Magnus)力、虚拟质量力，Saffman力、Basset力等次要作用力，仅考虑颗粒受到的重力与曳力的作用。
在进行气固两相流动模拟时，欧拉双流体模型的质量守恒方程和动量守恒方程见式(1)~式(10)[7-8]。
质量守恒方程，气相：
颗粒相：
式中：εg为气体体积分数；ρg为气体密度，kg/m3；Vg为气体速度，m/s；εs为固体体积分数；ρs为固体密度，kg/m3；Vs为固体速度，m/s。
动量守恒方程，气相：
式中：p为静压，Pa；gi为重力加速度，m/s2；τg, ji为气体应力张量，Pa；β为气固相间摩擦系数，kg/(m3·s)；a为体积分数；τs, ji为固相应力张量，Pa。其中，颗粒相应力采用KTGF模型进行计算[6]。
在对颗粒压力和颗粒黏度进行求解后，即可求解气固应力，还要确定气固两相间的摩擦系数βgs，以对两相动量方程进行封闭，这里仅介绍本文所用到的曳力模型[7]。
式中：ds为颗粒平均直径，μm；曳力系数Cd为：
校正系数ω为：
雷诺数Re为：
式中：μg为动力黏性系数，Pa·s。
气相能量方程：
式中：Cpg为气相比热，J/(kg·K)；Tg为气相温度，K；λ为能量扩散系数，无量纲；方程右端$\sum\limits_{j = 1}^{\rm{n}} {{W_j}{Q_{{\rm{r}}j}}} $代表反应热效应，Qrj为单个反应的反应热，J/kg。本研究忽略沉降器内的反应，因此该项为0。
固相能量方程：
式中：Cps为固相比热，J/(kg·K)；Ts为固相温度，K；Qsg为气固两相间的传热效应，J/(m3·s)，采用参考文献[6]中的模型对其进行计算。
Fluent软件中采用有限体积法进行离散，该离散化方法将整个计算区域分解成有限个体积微元，用这些体积微元的“代表”即有限个离散点代替原来的连续空间。本研究采用SIMPLE算法对离散化的控制方程组进行迭代求解。
沉降器数值模型中各进出口边界条件及初始条件等计算参数的确定直接关系到数值模拟计算结果的准确与否。本研究设置的计算边界条件如下：
整个沉降器计算域共包括7个速度入口，分别位于一段粗旋顶部油气出口处、一段粗旋料腿出口处、一段顶旋料腿出口处、二段粗旋顶油气出口处、二段粗旋料腿出口处、二段顶旋料腿出口处以及汽提蒸汽入口处等7个部位。根据经验，FCC装置所用催化剂的颗粒密度取为1 500 kg/m3，各料腿底部催化剂体积分数取为0.3，旋风分离器分离效率取为99.8%，由此可以计算出沉降器各速度入口处的速度值及催化剂体积分数值，计算结果见表 1。
除7个速度入口外，本模拟中沉降器计算模型还包括3个出口，分别位于一段顶旋入口处、二段顶旋入口处及汽提段底部催化剂出口处，3个出口均设为pressure-outlet。
根据计算结果，分别从沉降器内的压力分布、催化剂浓度分布、温度分布及速度分布等方面展开详细的论述与分析。
图 4(a)、(b)分别是沉降器过粗旋中心面压力分布云图和沉降器x=0平面压力分布云图，从图 4中可以看出，整个沉降器压降约100 kPa，且沉降器上部空间因床层密度较小，压力分布相对均匀，压降很小，而汽提段则由于床层密度较大，成为主要的压力增加区域，且压力随着高度的增加而逐渐降低。计算结果与装置仪表显示数据相符，表明所选择模型的合理性。
图 5分别给出了沉降器过粗旋中心切面、x=0平面及顶旋中心切面的催化剂浓度分布图。随着颜色由蓝变红，催化剂浓度逐渐增大，催化剂最低体积分数为0，最高体积分数为0.56，由于催化剂颗粒密度为1 500 kg/m3，故催化剂最大床层密度可达到840 kg/m3。由图 5可以看出，沉降器内形成了非常明显的稀、密两相，稀相区位于沉降器上部，催化剂浓度很低，但在粗旋和顶旋的肩部以及两粗旋下部连接处，催化剂浓度却明显增大，这是由于上述部位为流动缓区，催化剂黏附在器壁上缓慢累积造成的。特别是肩部的水平结构，导致积累的催化剂不易掉落，更容易积累，从而和游弋的油气混合生焦。上述结果与文献[3]报道的沉降器肩部是典型的易结焦部位完全相符，再次验证了所选模型的合理性。而密相区位于汽提段内，密相床催化剂料位埋没了第1块盘环挡板，且在沉降器变径段内旋分料腿下面。从图 5(a)可以看出，出粗旋料腿的催化剂在重力的作用下缓慢流下，落入密相床层内；而在汽提段，催化剂和底部喷入的汽提蒸汽逆流鼓泡接触，从而形成了汽提段内不均匀的床层密度。
图 6和图 7分别为汽提段不同高度处催化剂浓度分布图，由于此处催化剂和汽提蒸汽逆流鼓泡接触，故催化剂的密度分布很不均匀，且随着高度的变化而变化。在气体分布器以下(如图 7中Z=-10 m和Z=-12 m处)，由于没有汽提蒸汽的扰动，床层的密度相对均匀且较高，约为800 kg/m3。在汽提蒸汽入口处，有大量气体涌入汽提段内，使得床层密度骤然降低，喷嘴附近甚至可能低到200 kg/m3。由于喷嘴附近的气体主要沿轴向向上高速流动，难以和沿着边壁下降的催化剂接触，因此边壁处密度仍较大。Z=-2~-8 m处气固两相的接触和混合已相对均匀，由图 7可以看出，床层密度在400~800 kg/m3之间，在不同内构件附近呈现不同的特征，如环形挡板上方床层密度边缘高中间低，挡板上表面催化剂含量较高，表明挡板起到了导流作用，催化剂并非垂直下落，而是沿着挡板向下滑落；而盘环挡板间隙区域密度较低，表明气体在此区域内和催化剂达到一定程度的混合，并不断接触上升。
沉降器不同高度处油气温度(K)分布见图 8，沉降器不同切面上的温度分布见图 9。
从图 8可以看出，沉降器汽提段温度分布相对比较均匀，这是由于该部分是气固逆流接触密相鼓泡流动，而作为容易结焦的沉降器上部广大空间，温度则比汽提段低很多, 其原因是该区域油气流动缓慢，对流导热作用较弱的缘故。从图 9(a)和图 9(b)可以看出，油气和催化剂的温度分布基本一致，说明两者之间传热良好，由于粗旋和顶旋之间均为非直接连接，大量高温油气携带少量的催化剂先进入沉降器空间，然后才流入顶旋，故在沉降器顶部粗旋油气出口附近有一小片高温区；而粗旋料腿出口处由于大量高温催化剂夹带部分油气从此处流入沉降器空间，由此可知，粗旋料腿底部催化剂流动轨迹的区域范围为明显的高温区，且略高于汽提段温度，其原因是高温催化剂在汽提段和较低温度的汽提蒸汽逆流接触混合，导致落入汽提段的催化剂温度逐渐降低。图 9(c)和图 9(d)为沿Z轴负方向观察所得到的结果。比较图 9(c)和图 9(d)可知，沉降器顶部顶旋上部空间尽管与粗旋油气出口高温区域相隔不远，但仍然明显为低温区，这是由于从粗旋油气出口离开的高速油气在沉降器空间停留时间非常短，对周围环境温度影响很小。
以某重油催化裂化装置的沉降器为研究对象，以计算流体力学软件FLUENT为平台，对沉降器内反应油气的流动行为进行了数值模拟，以期对沉降器油气及催化剂结焦的规律进行研究。首先，在GAMBIT中建立该工业装置的全尺寸几何模型并网格化；其次，再根据工业装置操作参数合理地设置计算所需的边界条件及参数；最后，利用FLUENT软件进行模拟计算，并对计算结果进行分析，得到沉降器内油气流动的压力及浓度场分布等信息，由此推测出油气及催化剂组分流动的直观规律。根据模拟结果可以看出：
(1) 沉降器原始结构的模拟计算结果显示，整个沉降器压降约100 kPa，且沉降器上部空间因床层密度较小，压力分布相对均匀，压降很小，而汽提段则由于床层密度较大成为主要的压力增加区域，且压力随着高度的增加而逐渐降低。上述结果与工业实际值及预测值相符，表明所选模型合理。
(2) 沉降器内形成了非常明显的稀、密两相，稀相区位于沉降器上部，催化剂密度很低，但在粗旋和顶旋的肩部及两粗旋下部连接处，催化剂密度明显增大，这是由于上述部位为流动缓区，催化剂黏附在器壁上缓慢累积，特别是肩部的水平结构，导致积累的催化剂不易掉落，更容易积累，从而和游弋的油气混合生焦，上述结果与现场检修过程中观察得到的沉降器肩部容易结焦完全相符。
(3) 沉降器上部空间温度比汽提段低很多, 其原因是该区域油气流动缓慢，对流导热作用较弱，容易因反应油气中的重质组分凝结而导致生焦。在后续研究工作中，可根据上述规律对该催化裂化装置的操作进行调整，以抑制沉降器结焦的趋势。同时可考虑在类似装置的设计过程中，针对上述特点进行改进，以便彻底解决影响装置长周期运行的沉降器结焦问题。
2017, Vol. 46 Issue (2): 31-37
2017, Vol. 46 Issue (2): 31-37