下行床入口分布器的計(jì)算流體力學(xué)模擬研究

劉文明，袁起民

(中國(guó)石化石油化工科學(xué)研究院，北京 100083)

下行床是一種高效流化床反應(yīng)器，采用氣固順重力場(chǎng)向下流動(dòng)方式，具有氣固停留時(shí)間短、軸向返混少和近似平推流的特征，作為催化裂解反應(yīng)器具有潛在優(yōu)勢(shì)，因此受到了廣泛關(guān)注[1-3]。但是，下行床反應(yīng)器存在氣固初始接觸較差、床層顆粒濃度過(guò)低等問(wèn)題，導(dǎo)致反應(yīng)轉(zhuǎn)化率低，限制了其推廣應(yīng)用[4]。為了增加下行床床層顆粒濃度(顆粒增濃)，提高氣固接觸強(qiáng)度，許多學(xué)者[5-9]進(jìn)行了深入研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)下行床入口分布器性能[4，10]是影響氣固物流均勻接觸和顆粒增濃的關(guān)鍵因素之一。

陳丙瑜等[11]對(duì)比了單管式(側(cè)吹式、文丘里式)和多管式下行床入口分布器的性能，結(jié)果發(fā)現(xiàn)單管側(cè)吹式和多管式入口分布器的氣固接觸效率較低。程易等[12]發(fā)現(xiàn)非對(duì)稱的進(jìn)料方式會(huì)導(dǎo)致下行床入口段出現(xiàn)偏流現(xiàn)象；為克服這一現(xiàn)象，開(kāi)發(fā)了軸對(duì)稱式單管入口分布器，其氣固接觸效果良好。但是，單管進(jìn)料時(shí)，下行床內(nèi)會(huì)形成高速射流區(qū)，對(duì)裝置運(yùn)行擾動(dòng)較大。因此，魏飛等[13]設(shè)計(jì)了多管溢流式氣固分布器，該分布器將氣固兩相分別從不同入口引入下行床，從而獲得較好的徑向分布。

當(dāng)固體顆粒循環(huán)量(Gs)較大時(shí)，可能會(huì)堵塞細(xì)管，進(jìn)而影響下行床顆粒增濃[4]。錢(qián)震等[14]基于強(qiáng)湍流分散機(jī)制設(shè)計(jì)了下行床入口分布器，該分布器可以在高顆粒循環(huán)量下實(shí)現(xiàn)氣固快速均勻分布，但其底部的密相床層處于鼓泡床或湍動(dòng)床狀態(tài)，可能會(huì)產(chǎn)生氣泡堵塞顆粒的下料管。朱丙田等[15]采用類(lèi)似的密相床層和單管式下料管，結(jié)合逆流、錯(cuò)流劑/油的初始接觸，提高了初始接觸效率。Liu等[16]開(kāi)發(fā)了漏斗式入口分布器，利用錐形漏斗段的預(yù)加速實(shí)現(xiàn)顆粒增濃，并參考Bi等[17]提出的高密度提升管反應(yīng)器的標(biāo)準(zhǔn)，提出了高密度下行床的標(biāo)準(zhǔn)，即顆粒循環(huán)量大于200 kg/(m2·s)，且床層平均固含率達(dá)到5%。Chen Hengzhi等[18]在漏斗進(jìn)口結(jié)構(gòu)下方增設(shè)了一個(gè)柱形預(yù)加速段，當(dāng)FCC催化劑的顆粒循環(huán)量在258 kg/(m2·s)時(shí)，床層平均固含率達(dá)到10%。Wang Chengxiu等[7]將多管式和漏斗式結(jié)構(gòu)相結(jié)合，在多管式分布器下方增加了錐形漏斗結(jié)構(gòu)，其最高顆粒循環(huán)量達(dá)到了創(chuàng)紀(jì)錄的700 kg/(m2·s)，但其漏斗出口處的橫向多孔進(jìn)氣結(jié)構(gòu)對(duì)下行顆粒形成劇烈擾動(dòng)，不利于平推流反應(yīng)。

盡管下行床入口分布器可以增加顆粒濃度，但往往難以兼顧顆粒的均勻分布。隨著顆粒循環(huán)量的增加，下行床層內(nèi)軸向濃度梯度不斷增大。基于此，筆者依據(jù)高密度下行床物流流動(dòng)機(jī)制，提出一種下行床新型入口分布器，并參考下行床結(jié)構(gòu)曳力模型[17]，利用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)軟件模擬下行床反應(yīng)器軸向流動(dòng)過(guò)程，考察不同氣速(Ug)和顆粒循環(huán)量下的下行床軸向固含率分布變化，以及氣速和顆粒循環(huán)量對(duì)床層顆粒增濃的影響。

1 下行床入口分布器的結(jié)構(gòu)及模擬設(shè)置

1.1 入口分布器結(jié)構(gòu)

設(shè)計(jì)的下行床新型入口分布器結(jié)構(gòu)和對(duì)比文獻(xiàn)[7]入口分布器結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中后者是目前顆粒循環(huán)量最高的入口分布器。由圖1可知，新型入口分布器和文獻(xiàn)[7]入口分布器均為圓筒形對(duì)稱結(jié)構(gòu)，上部為圓柱形，下部為錐形。由圖1(a)可知，文獻(xiàn)[7]入口分布器中部設(shè)置有密封板，密封板與直筒型溢流管相連，在密封板上方設(shè)置氣體分布板，氣體分布器底部設(shè)置112個(gè)通氣孔用于通入原料氣體。顆粒從入口分布器頂部進(jìn)入分布器殼體，由流化氣體流化后，經(jīng)直筒型溢流管流入分布器下方；原料氣體通過(guò)分布器底部通氣孔沿切向進(jìn)入分布器內(nèi)，與流化的氣固相混合后進(jìn)入下行床反應(yīng)器進(jìn)行反應(yīng)。

圖1 文獻(xiàn)[7]入口分布器和新型入口分布器的結(jié)構(gòu)示意

由圖1(b)可知，新型入口分布器殼體的內(nèi)腔被沿徑向設(shè)置的密封板分隔為上下兩個(gè)部分：上部為流化區(qū)，下部為氣固混合區(qū)。密封板上有多個(gè)用于連通流化區(qū)和氣固混合區(qū)的文丘里管式溢流管。溢流管上端的外壁與殼體之間沿徑向設(shè)置有向上開(kāi)孔的第一氣體分布板，流化氣體進(jìn)口設(shè)置于第一氣體分布板的下方；溢流管下端的外壁與殼體之間沿徑向設(shè)置有向下開(kāi)孔的第二氣體分布板，原料氣體進(jìn)口設(shè)置在第二氣體分布板的上方。顆粒從入口分布器頂部進(jìn)入分布器流化區(qū)，在流化氣體作用下進(jìn)行預(yù)分布，然后通過(guò)文丘里管式溢流管加速下行，進(jìn)入分布器錐形漏斗段的氣固混合區(qū)。文丘里管式溢流管設(shè)計(jì)能夠削弱射流影響，有利于顆粒均勻分布于氣固混合區(qū)。原料油氣進(jìn)入分布器后可以沿軸向進(jìn)入氣固混合區(qū)，從而避免流化氣對(duì)催化劑顆粒的徑向擾動(dòng)。預(yù)分布后的氣固兩相進(jìn)行混合并加速進(jìn)入下行床反應(yīng)器內(nèi)。

1.2 模擬設(shè)置

下行床流體力學(xué)特性模擬的關(guān)鍵因素之一是曳力模型的選擇。傳統(tǒng)曳力模型基于流體均相假設(shè)，沒(méi)有考慮非均勻介尺度結(jié)構(gòu)的影響，導(dǎo)致模擬的準(zhǔn)確性較差[9，19]，因此必須優(yōu)選新的曳力模型進(jìn)行模擬。本課題組前期研究開(kāi)發(fā)了下行床結(jié)構(gòu)曳力模型[19]，其模擬準(zhǔn)確性較高。因此，利用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent 19.0，通過(guò)User Defined Function(UDF)將傳統(tǒng)Gisdaspow模型[20]和自研結(jié)構(gòu)曳力模型分別與歐拉雙流體模型耦合，對(duì)下行床反應(yīng)器進(jìn)行二維模擬，運(yùn)用顆粒動(dòng)理學(xué)理論(KTGF)計(jì)算固相壓力封閉兩相流中的動(dòng)量方程。

為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，對(duì)下行床反應(yīng)器和入口分布器采用二維網(wǎng)格模擬方法進(jìn)行網(wǎng)格劃分。以入口分布器底部和下行床頂部的連接處為基點(diǎn)，向下為下行床正方向。氣體和固體的入口均設(shè)置為“速度入口”，其中流化氣體設(shè)置為最小流化氣速，原料氣速通過(guò)表觀氣速換算得到。下行床底部出口采用“壓力出口”，設(shè)置為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓。氣體采用無(wú)滑移的邊界條件，固體采用部分滑移的邊界條件。模擬的物理時(shí)間為20 s，在10～20 s之間進(jìn)行統(tǒng)計(jì)平均后用于后續(xù)數(shù)據(jù)分析，表1給出了詳細(xì)的模擬參數(shù)，模擬對(duì)比數(shù)據(jù)采用文獻(xiàn)[7]中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。模擬計(jì)算得到的軸向固含率和床層平均固含率由Fluent軟件中Surface Integrals直接導(dǎo)出。

表1 下行床流體力學(xué)特性模擬參數(shù)

2 結(jié)果與討論

2.1 模型驗(yàn)證

在氣速為5 m/s、顆粒循環(huán)量為300 kg/(m2·s)條件下模擬下行床軸向固含率的分布，結(jié)果見(jiàn)圖2。對(duì)比采用Gidaspow曳力模型[20]與結(jié)構(gòu)曳力模型[19]的模擬結(jié)果可知，采用Gisdaspow曳力模型模擬的固含率低于試驗(yàn)值，而采用結(jié)構(gòu)曳力模型模擬的固含率與試驗(yàn)值[7]具有更好的一致性。這是因?yàn)镚isdaspow曳力模型是基于均相假設(shè)推導(dǎo)的，忽視了非均勻介尺度結(jié)構(gòu)對(duì)曳力的影響，過(guò)高地計(jì)算了曳力系數(shù)，因而導(dǎo)致模擬的床層固含率較低；而結(jié)構(gòu)曳力模型充分考慮了下行床內(nèi)聚團(tuán)相和分散相的非均勻介尺度結(jié)構(gòu)，模擬結(jié)果具有更好的準(zhǔn)確性。

圖2 不同曳力模擬的下行床軸向固含率對(duì)比結(jié)果

2.2 入口分布器對(duì)比

在氣速為5 m/s、顆粒循環(huán)量為300 kg/(m2·s)條件下模擬采用不同入口分布器的下行床軸向固含率的分布，結(jié)果如圖3所示。從圖3可以看出，與采用文獻(xiàn)[7]入口分布器相比，采用新型入口分布器的下行床軸向固含率分布更均勻。兩種入口分布器的分布性能不同主要因?yàn)槠浯嬖诮Y(jié)構(gòu)差別：①進(jìn)氣方式不同，文獻(xiàn)[7]入口分布器采用切向進(jìn)氣方式，這種進(jìn)氣方式可起到松動(dòng)顆粒作用，有利于下行固體顆粒的流化，但增加了顆粒徑向遷移的剪切力，增大徑向擾動(dòng)。新型入口分布器采用氣固并流進(jìn)氣方式，固體顆粒和氣體經(jīng)分區(qū)預(yù)分布后，再進(jìn)入分布器下部并流，向下混合均勻，在減少擾動(dòng)的同時(shí)加速了顆粒在氣固混合區(qū)的流動(dòng)。②溢流管結(jié)構(gòu)不同，文獻(xiàn)[7]入口分布器的溢流管采用常規(guī)圓管，新型入口分布器的溢流管采用文丘里管，更有利于削弱射流現(xiàn)象[11]。③底部錐形漏斗結(jié)構(gòu)不同，新型入口分布器的錐形漏斗更長(zhǎng)且傾角更大，配合其中段向下的進(jìn)氣方式，形成了長(zhǎng)空間預(yù)加速段，使顆粒在進(jìn)入下行床前實(shí)現(xiàn)了初始混合和預(yù)加速，從而縮短了達(dá)到充分發(fā)展段的時(shí)間和長(zhǎng)度。綜上所述，新型入口分布器通過(guò)整體優(yōu)化設(shè)計(jì)，一方面保證了氣固兩相均勻分布，另一方面促進(jìn)顆粒流動(dòng)很快達(dá)到恒速階段，因此更有利于氣固兩相形成平推流化態(tài)。

圖3 不同入口分布器模擬的下行床軸向固含率對(duì)比結(jié)果

2.3 氣速和顆粒循環(huán)量對(duì)軸向固含率分布的影響

下行床反應(yīng)器的軸向固含率分布主要由氣速和顆粒循環(huán)量決定，分別考察氣速和顆粒循環(huán)量對(duì)下行床軸向固含率分布的影響。在固定顆粒循環(huán)量為300 kg/(m2·s)時(shí)，不同氣速下采用新型入口分布器的下行床軸向固含率分布如圖4所示；在固定氣速5 m/s時(shí)，不同顆粒循環(huán)量下采用新型入口分布器的下行床軸向固含率分布如圖5所示。從圖4可以看出，在相同顆粒循環(huán)量下，下行床軸向固含率隨著氣速增大而降低。從圖5可以看出，在相同氣速下，下行床軸向固含率隨著顆粒循環(huán)量增加而提高。通過(guò)對(duì)比不同顆粒循環(huán)量和氣速的變化可以看出，顆粒循環(huán)量對(duì)床層軸向固含率分布的影響更為明顯，模擬規(guī)律與Liu等[16]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，證明了模擬結(jié)果的可靠性。此外，當(dāng)顆粒循環(huán)量為300 kg/(m2·s)時(shí)，軸向固含率分布較為均勻；當(dāng)顆粒循環(huán)量為700 kg/(m2·s)時(shí)，軸向固含率出現(xiàn)一定程度的波動(dòng)。這可能是因?yàn)轭w粒循環(huán)量增大破壞了氣固兩相作用力的平衡關(guān)系，較高的顆粒循環(huán)量增加了床層顆粒分布的非均勻性[21]，并加劇顆粒聚集物形成；進(jìn)而，顆粒聚集物的非均勻變化影響氣固相間的曳力、重力相互平衡關(guān)系，從而造成床層固含率的波動(dòng)。

圖4 不同氣速的下行床軸向固含率對(duì)比結(jié)果

圖5 不同顆粒循環(huán)量的下行床軸向固含率對(duì)比結(jié)果

在不同顆粒循環(huán)量和氣速條件下，采用新型入口分布器的下行床軸向固含率均呈現(xiàn)較好的分布性能，說(shuō)明入口分布器的新型結(jié)構(gòu)具有良好的操作彈性。而氣固兩相采用常規(guī)入口分布器后，存在一段軸向濃度梯度較大的加速段，經(jīng)加速后再進(jìn)入充分發(fā)展段，通常顆粒循環(huán)量越大則軸向濃度梯度越大。當(dāng)顆粒循環(huán)量達(dá)到700 kg/(m2·s)時(shí)，文獻(xiàn)[7]中入口分布器的加速段為0～2.5 m；而通過(guò)新型入口分布器構(gòu)建的錐形漏斗氣固混合區(qū)，實(shí)現(xiàn)了顆粒的預(yù)加速，縮短了達(dá)到恒速流動(dòng)的時(shí)間和長(zhǎng)度，緩沖了顆粒在下行床入口處的聚集，因此削弱了入口段的軸向濃度梯度。同時(shí)，氣固兩相經(jīng)分區(qū)分布后，由于氣固混合區(qū)較寬且較長(zhǎng)，對(duì)于不同的操作條件都有良好的適應(yīng)性，因此操作彈性較好。

2.4 床層平均固含率分布

為進(jìn)一步考察氣速和顆粒循環(huán)量變化對(duì)顆粒增濃的影響，比較了不同氣速和顆粒循環(huán)量下的下行床床層平均固含率變化，其中床層平均固含率為床層顆粒體積與整個(gè)床層體積之比。在不同顆粒循環(huán)量下，當(dāng)氣速為3～9 m/s時(shí)，采用新型入口分布器的下行床床層平均固含率分布如圖6所示；而在不同氣速下，當(dāng)顆粒循環(huán)量為100～700 kg/(m2·s)時(shí)，采用新型入口分布器的下行床床層平均固含率分布如圖7所示。從圖6可以看出：當(dāng)顆粒循環(huán)量一定時(shí)，床層平均固含率隨著氣速增大而逐漸降低，但氣速對(duì)床層平均固含率的影響程度有限；相比之下，當(dāng)顆粒循環(huán)量較高時(shí)，氣速對(duì)床層固含率的影響更為明顯；當(dāng)顆粒循環(huán)量不同時(shí)，床層平均固含率的差異較大。

圖6 不同顆粒循環(huán)量的下行床床層固含率對(duì)比結(jié)果

從圖7可以看出：在一定氣速下，隨著顆粒循環(huán)量的增加，床層平均固含率增大；顆粒循環(huán)量對(duì)不同氣速下床層平均固含率影響程度不同，與高氣速相比，低氣速下的床層平均固含率受顆粒循環(huán)量的影響更為明顯。整體而言，不同氣速下的床層平均固含率變化趨勢(shì)相近，說(shuō)明氣速對(duì)床層平均固含率的影響較小。這是由于調(diào)節(jié)氣速的主要目的是調(diào)控顆粒流動(dòng)速度，當(dāng)調(diào)節(jié)氣速時(shí)，床層平均固含率的變化范圍很小，說(shuō)明顆粒流動(dòng)速度變化幅度不大，因此調(diào)節(jié)氣速難以起到調(diào)節(jié)顆粒流動(dòng)速度的作用。該結(jié)果與氣速、顆粒循環(huán)量對(duì)軸向固含率影響規(guī)律一致，當(dāng)氣速和顆粒循環(huán)量改變相近倍數(shù)時(shí)，顆粒流動(dòng)速度變化幅度低于顆粒循環(huán)量的變化幅度，因此顆粒循環(huán)量對(duì)顆粒增濃的影響更為明顯。Wang Chengxiu等[7]通過(guò)大量試驗(yàn)，也得到相似的結(jié)論，說(shuō)明調(diào)控下行床顆粒濃度的關(guān)鍵是調(diào)節(jié)顆粒循環(huán)量。

圖7 不同氣速的下行床床層固含率對(duì)比結(jié)果

3 結(jié) 論

將結(jié)構(gòu)曳力模型應(yīng)用于下行床入口分布器的設(shè)計(jì)，通過(guò)對(duì)文獻(xiàn)入口分布器進(jìn)行CFD模擬計(jì)算，證明結(jié)構(gòu)曳力模型的準(zhǔn)確性較傳統(tǒng)曳力模型更高。

利用CFD軟件模擬對(duì)比了新型入口分布器和文獻(xiàn)[7]入口分布器的分布性能，發(fā)現(xiàn)新型入口分布器由于采用了文丘里式溢流管、氣固兩相并流加速、較長(zhǎng)且較寬的錐形漏斗段設(shè)計(jì)，使下行床反應(yīng)器中顆粒軸向濃度梯度分布削弱，軸向固含率分布更為均勻。

與文獻(xiàn)[7]入口分布器相比，在不同氣速和顆粒循環(huán)量下，新型入口分布器的軸向固含率分布均更均勻；同時(shí)，在高顆粒循環(huán)量下，氣速對(duì)床層固含率的影響更明顯；在低氣速下，顆粒循環(huán)量對(duì)床層固含率的影響更明顯。整體而言，相較于氣速的變化，顆粒循環(huán)量的變化對(duì)下行床顆粒增濃影響更顯著。