李曉曼，嚴(yán)超宇，孫國(guó)剛，魏耀東

(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)

催化裂化沉降器內(nèi)料腿-翼閥排料區(qū)域的氣相流場(chǎng)的數(shù)值模擬

李曉曼，嚴(yán)超宇，孫國(guó)剛，魏耀東

(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)

采用計(jì)算流體力學(xué)軟件Fluent6.2對(duì)催化裂化裝置沉降器內(nèi)旋風(fēng)分離器下部的料腿-翼閥排料區(qū)域周圍的氣相流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，主要分析翼閥閥板表面產(chǎn)生磨損的原因。計(jì)算結(jié)果表明，沉降器內(nèi)油氣在料腿負(fù)壓差的作用下會(huì)通過(guò)開啟閥板與閥口的間隙反竄進(jìn)入料腿形成漏風(fēng)，漏風(fēng)量隨著閥板開度和負(fù)壓差的增大而增大。這種漏風(fēng)攜帶催化劑顆粒沖擊閥板是導(dǎo)致沖蝕磨損的主要原因，同時(shí)影響到旋風(fēng)分離器的分離效率。

沉降器 翼閥 磨損 流場(chǎng) 數(shù)值模擬

旋風(fēng)分離器是催化裂化裝置沉降器和再生器內(nèi)氣固兩相分離的重要設(shè)備。通常沉降器和再生器內(nèi)第二級(jí)旋風(fēng)分離器的料腿底端出口設(shè)置翼閥。翼閥具有單向排料和防止氣體反竄進(jìn)入料腿的作用，從而保證旋風(fēng)分離器分離下來(lái)的催化劑顆粒沿料腿下行鎖氣排料[1-4]。目前某些催化裂化裝置沉降器內(nèi)旋風(fēng)分離器翼閥存在著嚴(yán)重的閥板磨損問(wèn)題[5]，這種磨損破壞了翼閥閥板與閥口的密封面，加劇了油氣的反竄，嚴(yán)重影響旋風(fēng)分離器的分離性能?，F(xiàn)在翼閥磨損問(wèn)題已經(jīng)成為影響催化裂化裝置長(zhǎng)周期安全運(yùn)行的一個(gè)隱患，導(dǎo)致了多起催化裂化裝置非計(jì)劃停工[6-7]。引起翼閥磨損的原因是翼閥存在比較大的漏風(fēng)現(xiàn)象[8-9]，這與翼閥周圍空間的氣固兩相流流場(chǎng)分布密切相關(guān)。本課題采用Fluent6.2商業(yè)軟件，對(duì)翼閥周圍空間的氣相流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，分析閥板開度和負(fù)壓差變化對(duì)漏風(fēng)量的影響，以此探討翼閥閥板發(fā)生沖蝕磨損的機(jī)理，為避免翼閥磨損和結(jié)構(gòu)改進(jìn)提供參考。

1 模擬方法

選擇DN300mm工業(yè)翼閥作為模擬對(duì)象，翼閥與Φ325 mm×10 mm料腿聯(lián)接，如圖1所示。為了考察翼閥周圍空間的流場(chǎng)，計(jì)算時(shí)將翼閥置于一個(gè)尺寸為2 850 mm×2 000 mm×5 700 mm的長(zhǎng)方體氣箱內(nèi)。氣箱可以設(shè)置壓力，以此形成料腿的負(fù)壓差操作環(huán)境。模擬網(wǎng)格劃分如圖2所示，采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。模擬計(jì)算在Fluent6.2商業(yè)軟件平臺(tái)上進(jìn)行。湍流模型為標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[10-11]，模型常數(shù)分別為C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3。邊界條件為壓力入口邊界條件，入口壓力取翼閥外部壓力，出口壓力取旋風(fēng)分離器料腿內(nèi)壓力，湍流強(qiáng)度為5%?？紤]到實(shí)際沉降器內(nèi)旋風(fēng)分離器入口與翼閥出口均在稀相大空間內(nèi)，兩者的壓力近似一致，旋風(fēng)分離器灰斗的壓力接近于出口壓力，而灰斗直接接料腿，則料腿的負(fù)壓差近似等于旋風(fēng)分離器的壓降。流體選用沉降器內(nèi)的油氣，溫度470 ℃，表壓0.15 MPa，對(duì)應(yīng)的油氣密度為2.40 kgm3，黏度為1.27×10-5kg(m·s)。

圖1 翼閥結(jié)構(gòu)示意

圖2 翼閥區(qū)域的網(wǎng)格劃分

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 翼閥周圍空間的流場(chǎng)

圖3是翼閥閥板開啟角度為2°、負(fù)壓差為7 kPa時(shí)的氣相流場(chǎng)。圖3(a)為壓力云圖，氣箱內(nèi)壓力大于料腿內(nèi)壓力，翼閥內(nèi)部是一個(gè)低壓區(qū)。圖3(b)為翼閥附近油氣流動(dòng)的速度矢量圖，外部油氣在負(fù)壓差的作用下通過(guò)閥板與閥口2°的間隙反竄進(jìn)入翼閥，形成漏風(fēng)。反竄的氣體從閥板的四周進(jìn)入翼閥內(nèi)部，然后再沿料腿斜管上行進(jìn)入到料腿立管段。

2.2 翼閥處的漏風(fēng)量

圖4為在不同的負(fù)壓差條件下，翼閥漏風(fēng)量與翼閥閥板開啟角度之間的關(guān)系曲線。由圖4可以看出：隨閥板開啟角度的不斷增大，漏風(fēng)量持續(xù)增加，但增加的幅度趨于減??；當(dāng)負(fù)壓差為5 kPa時(shí)，2°的漏風(fēng)量為2.00 m3s，8°的漏風(fēng)量為2.67 m3s；相同的開啟角度，負(fù)壓差越大，漏風(fēng)量也越大，例如，在開啟角度為4°時(shí)，負(fù)壓差為5 kPa時(shí)的漏風(fēng)量為2.35 m3s，負(fù)壓差增加到9 kPa時(shí)的漏風(fēng)量為3.15 m3s。翼閥的漏風(fēng)量決定了氣體流入翼閥的速度，模擬結(jié)果顯示，當(dāng)開口角度為2°、負(fù)壓差為9 kPa時(shí)，閥口處的最大氣速約為63 ms；負(fù)壓差為7 kPa時(shí)，閥口處的最大氣速約為56 ms。

圖3 翼閥區(qū)域的流場(chǎng)

圖4 漏風(fēng)量與翼閥閥板開啟角度和負(fù)壓差的關(guān)系■—5 kPa； ●—7 kPa； ； ▲—11 kPa

2.3 閥板與閥口間隙的流場(chǎng)

閥板開啟之后與閥口之間形成的間隙是漏風(fēng)反竄的通道，這個(gè)區(qū)域的流場(chǎng)對(duì)閥板的沖蝕磨損有重要影響。坐標(biāo)選取的X軸、Z軸如圖5所示，Y軸與閥板面平行，閥板安裝傾角3°。由圖3(b)可以看出，閥口上半部分(Z>0)氣流是接近水平方向進(jìn)入翼閥的，閥口下半部分(Z<0)氣流是接近徑向進(jìn)入的，選取水平截面和斜向截面位置如圖5所示。a～f分別為水平截面和斜向截面與閥板的交線。截面3通過(guò)翼閥橢圓出口中心的水平中心線，Z=0 mm；截面1位于Z=200 mm處，截面2位于Z=100 mm處；截面4，5，6之間的夾角為30°，交線Z=-100 mm，Y=0。

圖6是閥板開啟角度為2°、負(fù)壓差為7 kPa的計(jì)算條件下，閥板內(nèi)側(cè)面水平截面1，2，3和斜向截面4，5，6的氣體速度矢量圖。從圖6可以看出，閥口間隙區(qū)的氣體速度矢量線方向斜向下并與閥板呈一定角度，說(shuō)明油氣進(jìn)入翼閥后急劇轉(zhuǎn)向，導(dǎo)致油氣以一定的角度撞擊閥板。由于閥板張角的影響，閥口與閥板之間的間隙軸向向上逐漸變小，結(jié)果在閥板上半面Z>0的水平方向截面上，氣體對(duì)閥板的沖擊角度大約在0°～20°之間，在下半面Z<0上，氣體沖擊閥板的角度大約在20°～30°之間。

圖5 選取截面位置圖

圖6 閥板與閥口間隙的氣體速度矢量圖

3 閥板表面的沖蝕分析

圖7是翼閥閥板沖蝕的現(xiàn)場(chǎng)照片，在閥板與閥口的貼合面區(qū)域出現(xiàn)了磨損的溝槽。這種溝槽是由于催化劑顆粒沖蝕磨損造成的。沖蝕磨損是固體顆粒和器壁間相互作用的結(jié)果，流動(dòng)的固體顆粒對(duì)器壁的切向沖刷和正壓力，以及顆粒對(duì)器壁的摩擦力等是導(dǎo)致沖蝕磨損的主要因素。通常的磨損模型是把磨損量E表示成相關(guān)流動(dòng)參數(shù)顆粒質(zhì)量m、顆粒直徑Dp、顆粒速度Vp、顆粒沖擊角θ的關(guān)系式[12-13]：

(1)

式中，k為實(shí)驗(yàn)確定的系數(shù)和指數(shù)。式(1)表明磨損量和撞擊顆粒群質(zhì)量成正比，與顆粒的沖擊速度3次方成正比。沖擊角θ是影響磨損量更重要的因素，大量的實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明塑性材料在20°～30°沖基角時(shí)磨損最嚴(yán)重[10-11]。

圖7 翼閥閥板磨損的現(xiàn)場(chǎng)照片

圖8 催化劑顆粒沖擊閥板示意

沉降器內(nèi)旋風(fēng)分離器的料腿排料是一個(gè)負(fù)壓差過(guò)程，料腿出口的壓力高于料腿內(nèi)部的壓力。當(dāng)翼閥閥板處于開啟狀態(tài)時(shí)，若料腿內(nèi)沒有足夠的料封，翼閥外部的油氣就會(huì)沿翼閥開啟處的間隙反竄進(jìn)入翼閥。當(dāng)油氣反竄進(jìn)入翼閥時(shí)，也攜帶了催化劑顆粒。油氣高速進(jìn)入閥口區(qū)時(shí)急轉(zhuǎn)向，而顆粒由于慣性作用以一定的沖擊角θ撞向閥板，造成閥板表面的沖蝕溝槽，如圖8所示。根據(jù)式(1)，這種沖蝕磨損與反竄氣的進(jìn)入速度、沖擊角度、以及攜帶的顆粒濃度和閥板的開啟角度密切相關(guān)。閥板上側(cè)的間隙小，反竄氣的進(jìn)入速度小、沖擊角度小(<20°)，則沖蝕磨損?。婚y板下側(cè)的間隙大，反竄氣的進(jìn)入速度高、沖擊角度大(20°～30°)，則沖蝕磨損大，溝槽深(見圖7)。閥板在這種沖蝕磨損的長(zhǎng)期作用下，最后從里向外被磨穿(見圖7)。此時(shí)閥板不能鎖氣，料腿內(nèi)不能建立起有效的料封，使旋風(fēng)分離器的分離效率急劇降低，出現(xiàn)沉降器跑劑故障。閥板的其它部位由于沒有顆粒的沖擊，則不存在顆粒的沖蝕磨損。

4 結(jié) 論

采用Fluent6.2商業(yè)軟件，對(duì)翼閥周圍空間的氣相流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，計(jì)算結(jié)果表明，沉降器內(nèi)油氣在料腿負(fù)壓差的作用下會(huì)通過(guò)開啟閥板與閥口的間隙反竄進(jìn)入料腿形成漏風(fēng)，漏風(fēng)量隨著閥板開度和負(fù)壓差的增大而增大。漏風(fēng)攜帶催化劑顆粒反竄進(jìn)入翼閥，顆粒由于慣性沖擊閥板是導(dǎo)致翼閥閥板產(chǎn)生沖蝕磨損的主要原因。

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NUMERICAL SIMULATION OF GAS FLOW FIELD AROUND DIPLEG-TRICKLE VALVE IN FCC DISENGAGER

Li Xiaoman， Yan Chaoyu， Sun Guogang， Wei Yaodong

(StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing，ChinaUniversityofPetroleum(Beijing)，Beijing102249)

The numerical simulation of the gas flow field around the trickle valve of cyclone in FCC disengager was conducted by CFD software Fluent6.2，and the erosion cause of trickle valve plate surface was analyzed. The calculation results indicate that the oil gas is entrained into the dipleg through the clearance between the valve plate and the valve port due to the negative pressure of the dipleg. The amount of oil gas increases with increasing the valve plate opening and the negative pressure. The oil gas carries catalyst particles to impact on the valve plate，which is the main reason of the erosion. The upflow of oil gas through the dipleg also reduces the separation efficiency of the cyclone separator.

disengager； trickle valve； erosion； flow field； numerical simulation

2014-12-22； 修改稿收到日期： 2015-02-10。

李曉曼，博士研究生，主要從事氣固流態(tài)化研究工作。

嚴(yán)超宇，E-mail：yanchaoyu@sina.com。

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(21176250)；中國(guó)石油大學(xué)(北京)基本科研基金資助項(xiàng)目(KYJJ2012-03-13)。