杜 峰，楊志方，鄧文安，王曉杰

(中國石油大學(華東)化學工程學院，山東 青島 266555)

噴嘴直徑和位置對環(huán)流反應器內流體狀態(tài)的影響

杜 峰，楊志方，鄧文安，王曉杰

(中國石油大學(華東)化學工程學院，山東 青島 266555)

在氫氣-油體系下使用歐拉-歐拉雙流體模型考察了噴嘴直徑和噴嘴位置對氣升式環(huán)流反應器內氣-液兩相流動狀態(tài)的影響，為懸浮床工業(yè)裝置提供理論指導。模擬結果表明：相對于噴嘴直徑為40 mm和80 mm時，噴嘴直徑為20 mm時環(huán)流動力較大，上升區(qū)和下降區(qū)的環(huán)流液速較大，而氣含率改變不大；噴嘴高置時的氣含率明顯大于噴嘴低置和平置時，噴嘴低置和平置時的氣含率相差不大，3種噴嘴位置下的環(huán)流液速由大到小的順序為：低置>平置>高置。綜合考慮，噴嘴直徑為20 mm和低置時的流動特性較好。

環(huán)流反應器 懸浮床加氫 噴嘴 直徑 位置

近年來由于石油短缺且原油重質化和劣質化，懸浮床工藝越來越受到重視，氣升式環(huán)流反應器是在鼓泡反應器的基礎上發(fā)展而來的，與傳統(tǒng)反應器相比，由于氣含率高、環(huán)流速度快、氣體停留時間長和氣液接觸面積大、結構簡單和易于工程放大，已經在石油化工、生物化工和煤液化領域得到了廣泛應用[1]。然而由于反應器內部流態(tài)問題的復雜性，其工業(yè)化一直沒有實現[2]。

環(huán)流反應器的氣含率和環(huán)流液速是體現流動性能的重要參數，而環(huán)流反應器幾何結構會對這兩個因素有重要影響[3]。國內外研究學者對氣升式環(huán)流反應器的幾何結構做了研究，但大部分集中在煤液化領域且模擬體系均為空氣-水，這與懸浮床加氫反應器工藝操作條件有很大差別，而且對噴嘴的研究較少，對內構件中噴嘴進行研究對懸浮床反應器工業(yè)和放大有重要意義[4-6]。

本研究利用FLUENT軟件，以重質油懸浮床加氫反應器為基準，應用氫氣-油體系考察噴嘴直徑和噴嘴位置對流體流動狀態(tài)的影響，為懸浮床工業(yè)放大提供一定的理論指導。

1 數值模擬

1.1 實驗裝置

實驗裝置物理模型如圖1所示，反應器為氣升式環(huán)流反應器，模擬對象為氫氣-油體系。反應器尺寸為Φ1.74 m×12.8 m，導流筒尺寸為Φ2.4 m×24.2 m，壁厚為20 mm，反應器體積為109.42 m3，在反應器底部安裝氣液混進噴嘴，其距離錐底1.47 m。采用GAMBIT軟件對環(huán)流反應器進行三維網格劃分，對于氣液分離區(qū)流動狀態(tài)采用六面體網格劃分，主要研究上升區(qū)、下降區(qū)和反應器底部的流動情況，對這些區(qū)域進行網格加密，噴嘴附近結構比較復雜，采用四面體進行網格劃分。劃分后的網格如圖2所示。

圖1 實驗裝置物理模型圖中數字單位為mm

圖2 實驗裝置網格劃分

1.2 數學模型

采用歐拉-歐拉多相流模型模擬氣液兩相的流動，該模型可以模擬多相分離流及相互作用的相，相可以是氣體、液體和固體。黏性模型選用標準k-ε模型[7-9]。具體控制方程如下：

(1) 連續(xù)性方程

(1)

(2) 動量方程

(2)

基于分子黏性的平均應力：

(3)

湍流應力：

(4)

式中：g為重力加速度；P為壓力；Fφ為氣液相間作用力；FTD是氣泡的湍動耗散力；τφ為應力項，包括兩部分，即基于分子黏性的平均應力τm和湍流應力τt；v為運動黏度，m2/s；I為湍動強度，%。

(3)k方程和ε方程：

k方程：

Gk+Gb-ρε

(5)

ε方程：

(6)

1.3 計算條件

以懸浮床實際裝置為基準，其工藝條件為溫度430 ℃和壓力11 MPa。油和氫氣的物性參數如表1所示，計算條件與工藝條件一致，液面高度為14.5 m，表觀氣速為12.43 cm/s，表觀液速為0.86 cm/s，噴嘴入口為速度入口邊界條件，出口為壓力出口條件，采用單氣泡模型，尺寸為2 mm。

表1 工藝條件下物料的物性

2 模型結果與討論

氣含率和環(huán)流液速是表征流動特性的重要參數，氣含率的大小表明氣液接觸面的狀況，對反應器內傳熱和傳質有重要影響，環(huán)流液速是影響床層氣含率、固含率及其分布的重要因素，環(huán)流液速的改變會影響反應器內混合效果[10]。本研究采用這2個參數進行表征。

2.1 噴嘴直徑對流體流動狀態(tài)的影響

研究噴嘴直徑對流體流動特性的影響規(guī)律，噴嘴直徑分別為20，40，80 mm。

圖3 不同噴嘴直徑上升區(qū)的截面平均氣含率軸向分布噴嘴直徑： ■—20 mm； ●—40 mm；▲—80 mm。 圖4～圖6同

圖4 不同噴嘴直徑下降區(qū)的截面平均氣含率軸向分布

圖3和圖4為上升區(qū)和下降區(qū)內截面平均氣含率隨軸向位置的變化情況。由圖3和圖4可知：對于噴嘴直徑為20 mm的氣升式環(huán)流反應器來說，在一定范圍內上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率都隨軸向位置上升而增加，當軸向位置達到9 m時繼續(xù)提高軸向高度，截面平均氣含率增加幅度較??；對于噴嘴直徑分別為40 mm和80 mm的氣升式環(huán)流反應器來說，上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率沿軸向高度分布有相似的規(guī)律。這是因為對于上升區(qū)軸向位置較低時氣體主要集中在中心處，隨著軸向位置升高流動逐漸發(fā)展，沿徑向擴散逐漸加強，當軸向位置增大到一定高度時，流動得到充分發(fā)展，上升區(qū)的截面平均氣含率沿軸向分布逐漸趨于穩(wěn)定。下降區(qū)的截面平均氣含率沿軸向變化表示氣泡主要集中于下降區(qū)的上部，下降區(qū)下部由于氣泡所受壓力較大而不易到達，這種現象在噴嘴直徑為20 mm時體現得更為明顯。噴嘴直徑為20 mm時同一軸向位置下上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率最小，隨著噴嘴直徑增加上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率有所增加，這是因為在進氣量不變的情況下，噴嘴直徑較小時，噴射速度較大，氣泡在反應器內上升速度較大，氣體停留時間較小，上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率都較小；隨著噴射直徑增加，噴射速度逐漸減小，氣體停留時間有所增加，上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率逐漸增大。

圖5和圖6為上升區(qū)和下降區(qū)內截面平均環(huán)流液速隨軸向位置的變化情況。由圖5和圖6可知，3個噴嘴直徑下的上升區(qū)的截面平均環(huán)流液速隨著軸向位置升高而減小，下降區(qū)的截面平均環(huán)流液速隨軸向位置變化很小。這也是因為流動經過一定軸向高度得到充分發(fā)展所致；噴射直徑較小時，噴射速度較大，系統(tǒng)內能量高，環(huán)流液速較大，隨著噴射直徑增加，噴射速度有所減小，環(huán)流動力逐漸減小，同一軸向位置截面平均環(huán)流液速有所減小。

圖5 不同噴嘴直徑上升區(qū)的截面平均環(huán)流液速軸向分布

圖6 不同噴嘴直徑的下降區(qū)截面平均環(huán)流液速軸向分布

上升區(qū)、下降區(qū)和整體三個區(qū)域的平均氣含率和平均環(huán)流液速如圖7和圖8所示。由圖7和圖8可知：噴嘴直徑為20 mm時上升區(qū)、下降區(qū)的平均氣含率均低于噴嘴直徑為40 mm和80 mm時的平均氣含率，平均環(huán)流液速呈現相反的情況；但是噴嘴直徑為20 mm時的整體氣含率相對噴嘴直徑為40 mm和80 mm時來說下降幅度較小，而整體環(huán)流液速則上升幅度較大。經過計算可知：噴嘴直徑為20 mm時的整體氣含率比噴嘴直徑為40 mm和80 mm時分別低8.15%和17.96%；而噴嘴直徑為20 mm時的整體環(huán)流液速比噴嘴直徑為40 mm和80 mm時分別高38.09%和84.32%。綜合考慮，較小噴嘴直徑下的流動特性更好。

圖7 不同區(qū)域平均氣含率隨噴嘴直徑的變化規(guī)律■—D噴為20 mm； ■—D噴為40 mm； ■—D噴為80 mm。 圖8同

圖8 不同區(qū)域平均氣含率隨噴嘴直徑的變化規(guī)律

2.2 噴嘴位置對流體流動狀態(tài)的影響

考察了噴嘴位置對流體流動狀態(tài)的影響規(guī)律，噴嘴位置分別位于導流筒底端上側350 mm(高置)、與導流筒相平(平置)和導流筒底端下側350 mm(低置)處。其氣含率分布如圖9所示。

圖9 不同噴嘴位置下氣升式環(huán)流反應器的氣含率

圖10和圖11分別為上升區(qū)和下降區(qū)內截面平均氣含率隨軸向位置的變化情況。由圖10、圖11可知：噴嘴位置會對截面平均氣含率造成很大影響，3種噴嘴位置上升區(qū)的截面平均氣含率在一定范圍內隨著軸向位置的升高而增大，增加到一定位置時增加幅度較小，下降區(qū)的截面平均氣含率隨著軸向位置增加而增加，這與上述噴嘴直徑的研究結果是一致的；同一軸向高度下噴嘴高置時上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率明顯高于噴嘴平置和噴嘴低置時兩種情況。這是由于在導流筒內部會形成一定的漩渦和回流，這將會引起較大的能耗，環(huán)流阻力增大導致氣體在反應器內停留時間增大，氣含率較大，隨著噴嘴下移，回流和漩渦有所減弱，氣體停留時間變小，因此同一軸向位置處上升區(qū)和下降區(qū)的截面平均氣含率有所下降。

圖10 不同噴嘴位置上升區(qū)的截面平均氣含率軸向分布■—高置； ●—平置； ▲—低置。 圖11～圖13同

圖11 不同噴嘴位置下降區(qū)的截面平均氣含率軸向分布

圖12和圖13分別為上升區(qū)和下降區(qū)內截面平均環(huán)流液速隨軸向位置的變化情況。由圖12和圖13可知：噴嘴的位置對于反應器內部環(huán)流液速有明顯影響，上升區(qū)的截面環(huán)流液速隨著軸向位置的升高而減小，下降區(qū)的截面環(huán)流液速隨著軸向位置的升高變化不大，這與上述噴嘴直徑的研究也是一致的；同一軸向位置下隨著噴嘴位置下移截面平均環(huán)流液速呈現逐漸增大的趨勢，這是因為噴嘴位置下移導致漩渦和回流減小，環(huán)流阻力減弱，截面平均環(huán)流速度有所增大。

圖12 不同噴嘴位置上升區(qū)的截面平均環(huán)流液速軸向分布

圖13 不同噴嘴位置下降區(qū)的截面平均環(huán)流液速軸向分布

圖14 不同區(qū)域平均氣含率隨噴嘴位置的變化規(guī)律■—高置； ■—平置； ■—低置。 圖15同

圖15 不同區(qū)域平均環(huán)流液速隨噴嘴位置的變化規(guī)律

上升區(qū)、下降區(qū)和整體3個區(qū)域的平均氣含率和平均環(huán)流液速如圖14和圖15所示。由圖14、圖15可知：噴嘴高置時的上升區(qū)和下降區(qū)的平均氣含率高于平置和低置時的平均氣含率，而平置時的上升區(qū)和下降區(qū)的平均氣含率與低置時相差不大；上升區(qū)和下降區(qū)內不同噴嘴位置的平均環(huán)流液速由大到小的順序為：低置>平置>高置。經過計算可知，噴嘴低置時的整體氣含率分別比平置和高置時低2.11%和14.3%；而整體環(huán)流液速分別比平置和高置時高15.6%和38.19%。綜合考慮，噴嘴低置時流動特性更好。

3 結 論

(1) 隨著軸向位置升高，上升區(qū)和下降區(qū)截面平均氣含率有所增加，上升區(qū)截面平均環(huán)流液速有所減小，而下降區(qū)截面平均環(huán)流液速變化不大，這是因為流動逐漸發(fā)展所致。

(2) 隨著噴射直徑增加，噴射速度逐漸減小，氣體停留時間逐漸增加，整體氣含率有所增大，環(huán)流動力減小導致整體環(huán)流液速有所減小，噴嘴直徑較小時流動較為順暢，流動特性較好。

(3) 與噴嘴位置平置和噴嘴位置低置時相比，噴嘴高置時漩渦和回流較為嚴重，上升區(qū)和下降區(qū)平均氣含率更大，而噴嘴低置和噴嘴平置時的平均氣含率相差不大；3種噴嘴位置下上升區(qū)和下降區(qū)平均環(huán)流液速由大到小的順序為：低置>平置>高置，噴嘴低置時流動較好。

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簡 訊

新型分離材料大幅降低乙烯提純能耗

科羅拉多大學波德分校的研究團隊研發(fā)出一種由包含著銀離子的分子制備的新材料，這種新材料的乙烯分離能力是傳統(tǒng)材料的13倍，且提純能耗更低。

乙烯在使用前必須從與其十分相似的化合物乙烷中分離出來。但由于乙烯和乙烷結構十分相似，故提純過程十分復雜且成本高。而采用這種新材料，銀離子可像“手”一樣識別并抓取乙烷，外層分子則保護銀離子不受污染物影響，從而可大幅降低乙烯分離過程中所需的能量。

雖然該技術極具節(jié)能潛力，但若要獲得商業(yè)應用價值，銀離子對污染物敏感的問題應當被重視。因為乙烯和乙烷的混合氣是石油煉制過程的副產品，其中很可能含有使銀離子“手”失靈的雜質，研究者們寄希望于用分子將銀離子包裹起來，使其不受污染。

[中國石化有機原料科技情報中心站供稿]

印度石油研究院開發(fā)多種納米催化劑

印度石油研究院(CSIR-IIP)采用高效合成技術研發(fā)出幾種用于制備乙烯、環(huán)氧丙烷和苯酚的新型納米催化劑。

第一種納米催化劑是采用連續(xù)工藝在常壓下將乙烷轉化成乙烯；第二種納米催化劑用于通過丙烯選擇性氧化制取環(huán)氧丙烷，該工藝過程經濟且環(huán)保；第三種納米催化劑也采用了一種經濟環(huán)保的綠色工藝過程，在空氣氣氛中將苯直接轉化成苯酚，其選擇性較高。

此外，該公司還開發(fā)出一種在低溫下可將甲烷活化轉化的納米催化劑，這種新型催化劑可減少反應步驟。

[中國石化有機原料科技情報中心站供稿]

EFFECT OF NOZZLE DIAMETER AND POSITION ON THE HYDRODYNAMICS IN AN AIRLIFT LOOP REACTOR

Du Feng， Yang Zhifang， Deng Wen’an， Wang Xiaojie

(CollegeofChemicalEngineering，ChinaUniversityofPetroleum(EastChina)，Qingdao，Shandong266555)

Euler-euler two flow model was applied to investigate the effect of nozzle diameter and nozzle position on the hydrodynamics in the airlift loop reactor under the oil-hydrogen system to provide theoretical guidance for suspension bed industrial equipment. The simulation results show that related to the nozzle diameters of 40 mm and 80 mm， the circulation power is larger when nozzle diameter is 20 mm； the liquid circulation velocity in the rising and dropping is larger， but the gas holdup change small. The gas holdup when the nozzle was set high location is obvious higher than the gas holdup in the horizontal and low location. There is not much difference between the horizontal and low location. The value liquid circulation velocity under three kinds of nozzle locations is：low>flat>high. Comprehensive consideration， the flow characteristics is better when the nozzle diameter is 20 mm and the nozzle location is low.

loop reactor； suspended bed hydrocracking； nozzle； diameter； location

2015-03-02； 修改稿收到日期： 2015-04-02。

杜峰，博士學位，碩士研究生導師，研究方向為石油與天然氣加工。

杜峰，E-mail：dufeng@upc.edu.cn。

中央高?；究蒲袠I(yè)務基金項目(13CX02504A)。