許孝玲，劉子楠，劉艷升，2

(1.中國(guó)石油大學(xué)(北京)克拉瑪依校區(qū)重質(zhì)油國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，新疆 克拉瑪依 834000；2.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)

減壓蒸餾裝置轉(zhuǎn)油線(簡(jiǎn)稱減壓轉(zhuǎn)油線)是連接減壓加熱爐出口至減壓蒸餾塔入口的一段重要管線[1]。減壓轉(zhuǎn)油線內(nèi)的流體為氣液兩相的烴類混合物。一方面，流體在流動(dòng)過程中產(chǎn)生壓降，當(dāng)壓力降低后，油氣在新的壓力下達(dá)到相平衡，液相中的輕組分汽化，汽化率隨之增加；另一方面，由于轉(zhuǎn)油線內(nèi)近似為絕熱環(huán)境，因而這部分輕組分的汽化又造成了油氣溫度的降低[2]?？梢?，油品在減壓轉(zhuǎn)油線中的流動(dòng)是一個(gè)壓力不斷降低、油品不斷汽化的過程。減壓轉(zhuǎn)油線的結(jié)構(gòu)對(duì)于減壓塔中流體汽化過程的控制很關(guān)鍵。

減壓轉(zhuǎn)油線內(nèi)氣液兩相流動(dòng)過程中的壓力、溫度等的變化難以直接測(cè)量，通常采用數(shù)學(xué)求解以及計(jì)算流體力學(xué)等方法進(jìn)行模擬。秦婭等[3-5]提出采用多級(jí)閃蒸模型考察轉(zhuǎn)油線汽化過程的數(shù)學(xué)方法，但求解計(jì)算較為復(fù)雜。張呂鴻等[6]采用計(jì)算流體力學(xué)模型對(duì)減壓轉(zhuǎn)油線進(jìn)行了多相流模擬分析，從溫度、壓力、流速、渣油液化以及液滴軌跡角度對(duì)轉(zhuǎn)油線內(nèi)流場(chǎng)分布進(jìn)行模擬分析，但是其計(jì)算工作量相當(dāng)大。

本課題在工業(yè)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，應(yīng)用流程模擬軟件PROⅡ?qū)p壓轉(zhuǎn)油線內(nèi)的氣液兩相流動(dòng)過程建立模型，研究各參數(shù)在轉(zhuǎn)油線內(nèi)的變化規(guī)律，并對(duì)低速和高速減壓轉(zhuǎn)油線進(jìn)行比較。相比于數(shù)學(xué)模型方法和計(jì)算流體力學(xué)模型方法，應(yīng)用PROⅡ進(jìn)行模擬的方法大大地降低了建模復(fù)雜度和計(jì)算工作量，研究結(jié)果可為減壓轉(zhuǎn)油線的設(shè)計(jì)和改造提供理論指導(dǎo)。

1 研究方法

轉(zhuǎn)油線內(nèi)的氣液兩相流動(dòng)是一個(gè)伴隨著相變的復(fù)雜過程，是流動(dòng)和汽化相互影響的過程。隨著汽化的進(jìn)行，氣液兩相的物性參數(shù)、流速都會(huì)發(fā)生變化；而流速和流型的變化又對(duì)油氣汽化率產(chǎn)生影響。由于各個(gè)過程是高度耦合的，所以要同時(shí)考慮流體力學(xué)、相平衡和熱平衡。

本課題僅討論油品沿轉(zhuǎn)油線軸向的變化過程，并作以下兩個(gè)假設(shè)：①將轉(zhuǎn)油線管路進(jìn)行微分處理，油品在流動(dòng)過程中的溫度、壓力可看作是每個(gè)截面的平均值，并且假定油品在各個(gè)截面上都處于氣液平衡狀態(tài)；②油品在管路中的壓力、溫度、汽化率以及黏度、密度等物性會(huì)沿管道長(zhǎng)度的方向而發(fā)生變化。油品是在絕熱狀態(tài)下逐漸汽化，在流動(dòng)過程中熱損失則忽略不計(jì)。此外，本課題采用每小段管路后面連接閃蒸罐的方式進(jìn)行流程模擬，其中管路中的壓降計(jì)算模型和閃蒸計(jì)算模型如1.1節(jié)所述。

1.1 壓降和閃蒸計(jì)算模型

減壓轉(zhuǎn)油線管路內(nèi)氣液兩相流動(dòng)產(chǎn)生的壓降是一個(gè)重要影響因素。兩相流動(dòng)的總壓降與摩擦阻力壓降、重力壓降和加速壓降三者之間的關(guān)系如式(1)所示[4]。

(dPdL)t=(dPdL)f+(dPdL)e+(dPdL)acc

(1)

式中：P為壓力，kPa；L為管線長(zhǎng)度，m；(dPdL)t為總壓降，kPam；(dPdL)f，(dPdL)e，(dPdL)acc分別為摩擦阻力壓降、重力壓降和加速壓降，kPam。

以上3個(gè)分壓降的計(jì)算如式(2)～式(4)所示。

(2)

(dPdL)e=gρtpsinφgc

(3)

(dPdL)acc=ρtpνtp[gc(dνtpdL)]

(4)

式中：ftp為兩相摩擦阻力系數(shù)，無量綱；ρtp為兩相密度，kgm3；νtp為兩相流速，ms；φ為傾角度數(shù)，(°)；g為重力加速度，ms2；gc為標(biāo)準(zhǔn)地球重力引起的加速度，ms2;d為管徑，m。

ρtp=ρlHl+ρgHg

(5)

式中：ρl和ρg分別為液相和氣相的密度，kgm3；Hl和Hg分別為持液率和持氣率，%。

對(duì)于氣液兩相壓降的估算，已經(jīng)有很多經(jīng)驗(yàn)或半經(jīng)驗(yàn)的關(guān)聯(lián)式。這些關(guān)聯(lián)式可分為3類：均相流、分相流和基于流動(dòng)形態(tài)的模型[7]。其中，基于流動(dòng)形態(tài)的壓降模型在多相流計(jì)算模型中所占的比例很大，且計(jì)算的精度較高，因此應(yīng)用更廣泛。

基于流動(dòng)形態(tài)計(jì)算轉(zhuǎn)油線壓降的模型主要有BB(Beggs-Brill)，MB(Mukherjee-Brill)，DEF(Dukler-Eaton-Flanigan)等幾種。而應(yīng)用于減壓轉(zhuǎn)油線壓降計(jì)算過程中，BB模型的預(yù)測(cè)誤差相對(duì)于其他兩種模型更小[4-5]。因此，本課題采用BB模型作為管路中的壓降計(jì)算方法，具體如式(6)～式(8)所示。

ftpfn=exps

(6)

s=y(-0.052 3+3.182y-0.872 5y2+0.0185 3y4)

(7)

式中，當(dāng)1

(8)

式中：fn為“無滑脫”摩擦阻力系數(shù)，無量綱；λl為液體沿程阻力系數(shù)，無量綱。

在水平管路中，Hl的計(jì)算式為：

(9)

其中：Fr為弗勞德數(shù)，無量綱；a，b，c均為常數(shù)，無量綱，其數(shù)值與流型有關(guān)[8]。

多個(gè)閃蒸罐的串聯(lián)模型與文獻(xiàn)[4]基本一致，閃蒸罐內(nèi)物流為絕熱閃蒸，沒有壓降，軟件運(yùn)行過程中的計(jì)算也遵循質(zhì)量和能量守恒定律。流程模擬時(shí)均采用BK10熱力學(xué)方程[9-10]。

1.2 針對(duì)某煉油廠減壓轉(zhuǎn)油線的流程模擬

某煉油廠減壓轉(zhuǎn)油線的減壓爐管為4路出口，經(jīng)爐頂抽出，豎直向上經(jīng)過一個(gè)90°彎頭，減壓爐同側(cè)的兩根管經(jīng)褲狀三通與低速段相連接，低速段水平徑向連接減壓塔。低速減壓轉(zhuǎn)油線過渡段直徑為350 mm，當(dāng)量長(zhǎng)度約為16 m；低速段直徑為1.4 m，當(dāng)量長(zhǎng)度約為20 m。

針對(duì)該煉油廠的減壓轉(zhuǎn)油線，建立如圖1所示的流程模擬模型。

圖1 某煉油廠的減壓轉(zhuǎn)油線流程模擬示意

圖1用4個(gè)并聯(lián)的模塊模擬減壓轉(zhuǎn)油線過渡段合并前的4個(gè)管程，模塊內(nèi)是由管路和閃蒸罐結(jié)合進(jìn)行模擬的轉(zhuǎn)油線過渡段管路，其模擬流程如圖2所示。在此基礎(chǔ)上，對(duì)典型的低速和高速轉(zhuǎn)油線結(jié)構(gòu)進(jìn)行流程模擬計(jì)算。對(duì)于低速轉(zhuǎn)油線，將過渡段沿軸向方向分成多個(gè)小管段，同一管徑上的管段均分成10個(gè)等分區(qū)域，每段管長(zhǎng)均為1.6 m，管內(nèi)徑均為350 mm，閃蒸罐絕熱，運(yùn)行時(shí)閃蒸罐的模擬數(shù)據(jù)可查看管路中氣液兩相的變化；過渡段4個(gè)管程合并后連接的模塊為低速段，將低速段分為8個(gè)等分區(qū)域，每段管長(zhǎng)為2.5 m，內(nèi)徑為1 400 mm，閃蒸罐沒有壓降，運(yùn)行時(shí)閃蒸罐的模擬數(shù)據(jù)可查看管路中氣液兩相的變化。同理，高速轉(zhuǎn)油線過渡段內(nèi)直徑為300 mm，長(zhǎng)度取當(dāng)量長(zhǎng)度22 m，均分為10段；低速段內(nèi)直徑為700 mm，取當(dāng)量長(zhǎng)度15 m，均分為8段。這樣設(shè)置后，運(yùn)行后可查看轉(zhuǎn)油線內(nèi)的操作參數(shù)。

圖2 轉(zhuǎn)油管道過渡段管路流程模擬示意

1.3 轉(zhuǎn)油線壓降變化的影響

低速和高速轉(zhuǎn)油線主要的區(qū)別在于二者的壓降不同，為進(jìn)一步明確壓降的影響，建立如圖3所示的模擬流程。閃蒸罐的壓力和油氣汽化率的設(shè)定值均與工業(yè)裝置轉(zhuǎn)油線出口接近，分別為5 kPa和35.3%；通過改變閥V1的壓降，得到常壓渣油物流的壓力，可看作轉(zhuǎn)油線入口(即減壓爐出口)的壓力，通過試差法改變?cè)撐锪鞯臏囟仁沟瞄W蒸罐內(nèi)的油氣汽化率與設(shè)定值相等，則此溫度即為該壓降下轉(zhuǎn)油線入口的溫度。通過該流程模擬，可得到不同壓降下轉(zhuǎn)油線入口的溫度、油氣汽化率和氣液體積比(VGVL)。

圖3 轉(zhuǎn)油線壓降變化流程模擬示意

1.4 工業(yè)裝置原料性質(zhì)

減壓轉(zhuǎn)油線的進(jìn)料為某煉油廠的常壓渣油，其基本物性見表1，實(shí)沸點(diǎn)蒸餾數(shù)據(jù)見表2。

表1 常壓渣油的基本物性

表2 常壓渣油的實(shí)沸點(diǎn)蒸餾數(shù)據(jù)

2 結(jié)果與討論

2.1 低速轉(zhuǎn)油線與高速轉(zhuǎn)油線的比較

控制轉(zhuǎn)油線出口的油氣汽化率基本不變，分別進(jìn)行流程模擬，可得到低速轉(zhuǎn)油線和高速轉(zhuǎn)油線兩種工況下的壓力、溫度、汽化率和氣液體積比隨著管線軸向長(zhǎng)度的變化趨勢(shì)。對(duì)于低速轉(zhuǎn)油線的工況，壓力和溫度隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線如圖4所示，油氣汽化率和VGVL隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線如圖5所示。對(duì)于高速轉(zhuǎn)油線的工況，壓力和溫度隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線如圖6所示，油氣汽化率和VGVL隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線如圖7所示。

由圖4～圖7可知，不論是低速轉(zhuǎn)油線工況還是高速轉(zhuǎn)油線工況，隨著氣液兩相在管道內(nèi)的流動(dòng)，壓力和溫度均逐漸降低，汽化率和VGVL均逐漸提高，而且變化主要集中在過渡段，在過渡段與低速段(較大管徑)的銜接處各性質(zhì)的變化最為劇烈。這與秦婭等[3-5]的研究結(jié)果一致。

圖4 低速轉(zhuǎn)油線工況下壓力和溫度隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線

圖5 低速轉(zhuǎn)油線工況下油氣汽化率和氣液體積比隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線

圖6 高速轉(zhuǎn)油線工況下壓力和溫度隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線

圖7 高速轉(zhuǎn)油線工況下油氣汽化率和氣液體積比隨管線軸向長(zhǎng)度的分布曲線

這是因?yàn)闅庖簝上嗟牧鲃?dòng)使得轉(zhuǎn)油線內(nèi)產(chǎn)生壓降，過渡段的壓降主要是重力壓降和摩擦阻力壓降，而低速段主要是由摩擦阻力壓降以及過渡段與低速段銜接處的加速度壓降和摩擦阻力壓降構(gòu)成。當(dāng)壓力降低后，油氣要在新的、較低的壓力下趨近相平衡，液相中的部分輕組分汽化而進(jìn)入氣相中，汽化率提高；而轉(zhuǎn)油線內(nèi)是一絕熱過程，這部分輕組分的汽化潛熱是由油氣本身的顯熱提供，必然造成油氣溫度的降低，使得從轉(zhuǎn)油線入口至出口溫度逐漸降低、汽化率逐漸提高。

低速轉(zhuǎn)油線工況和高速轉(zhuǎn)油線工況下的溫降和壓降的比較見表3。由表3可知，當(dāng)控制轉(zhuǎn)油線出口的汽化率基本不變時(shí)，低速轉(zhuǎn)油線工況下的壓降和溫降分別為14.27 kPa和10.0 ℃，高速轉(zhuǎn)油線工況下的壓降和溫降分別為27.95 kPa和13.9 ℃。這就意味著在減壓塔汽化率一定的條件下，高速轉(zhuǎn)油線工況較低速轉(zhuǎn)油線工況的減壓爐出口(即轉(zhuǎn)油線入口)溫度更高，油品在高溫下更易發(fā)生熱裂解，且能量的傳遞效率降低。

另一方面，從表3可以看出：低速轉(zhuǎn)油線工況下出口油氣汽化率比入口增加了約0.8倍，出口的VGVL較入口增加了約6.9倍；而高速轉(zhuǎn)油線工況下出口的油氣汽化率比入口增加了約1.8倍，出口的VGVL比入口增加了約22倍。由此可知，油氣汽化率的變化幅度遠(yuǎn)低于VGVL的變化幅度，但是在管路中氣相的實(shí)際體積是影響流動(dòng)狀態(tài)的重要因素，因此VGVL更能反應(yīng)管路中兩相的流動(dòng)狀態(tài)。高速轉(zhuǎn)油線工況下油氣在轉(zhuǎn)油線內(nèi)的汽化率和VGVL變化幅度明顯更大，使得氣相在管道內(nèi)的波動(dòng)更為劇烈，更易夾帶液滴進(jìn)入減壓塔內(nèi)，造成較多的霧沫夾帶，引起塔內(nèi)上升的氣相中攜帶大量重組分和金屬等雜質(zhì)，從而影響側(cè)線產(chǎn)品質(zhì)量[2]。

表3 兩種工況下物流性質(zhì)的比較

2.2 低速轉(zhuǎn)油線工況下參數(shù)預(yù)測(cè)值與工業(yè)實(shí)際值的比較

將低速轉(zhuǎn)油線工況下參數(shù)的預(yù)測(cè)值與工業(yè)實(shí)際值(來源于某煉油廠工業(yè)數(shù)據(jù))進(jìn)行比較，以驗(yàn)證該模型預(yù)測(cè)減壓轉(zhuǎn)油線內(nèi)物流壓力、溫度等參數(shù)的準(zhǔn)確性，結(jié)果見表4。由表4可知：模型對(duì)減壓轉(zhuǎn)油線內(nèi)溫度和壓力的預(yù)測(cè)值與工業(yè)值基本一致；低速轉(zhuǎn)油線的總壓降預(yù)測(cè)值為14.27 kPa，略低于工業(yè)實(shí)際值，相對(duì)誤差為-4.03%；轉(zhuǎn)油線出口溫度的預(yù)測(cè)值為372.6 ℃，略低于工業(yè)實(shí)際值，相對(duì)誤差為-0.11%。此外，模擬計(jì)算所得轉(zhuǎn)油線出口即減壓塔進(jìn)料段物料的汽化率為35.36%，與工業(yè)實(shí)際值(約35.5%)非常接近。可見，預(yù)測(cè)結(jié)果與工業(yè)實(shí)際值吻合較好。

表4 低速轉(zhuǎn)油線工況下溫度、壓力預(yù)測(cè)值與工業(yè)實(shí)際值的比較

2.3 壓降的影響

根據(jù)1.3節(jié)的設(shè)置，保持轉(zhuǎn)油線出口的壓力為5 kPa、汽化率為36.35%不變，模擬計(jì)算得到轉(zhuǎn)油線內(nèi)壓降對(duì)轉(zhuǎn)油線入口物流汽化率和VGVL的影響，結(jié)果見圖8；轉(zhuǎn)油線入口壓力對(duì)轉(zhuǎn)油線入口溫度的影響見圖9。

圖8 轉(zhuǎn)油線入口物流汽化率和VGVL隨壓降的變化趨勢(shì)

圖9 轉(zhuǎn)油線入口物流溫度隨壓力的變化趨勢(shì)

由圖8和圖9可知，保持轉(zhuǎn)油線出口的壓力、汽化率不變時(shí)，轉(zhuǎn)油線壓降增大，則轉(zhuǎn)油線入口處壓力增大，進(jìn)而使得入口處的汽化率和VGVL降低，溫度提高，導(dǎo)致減壓爐出口溫度提高，且不能保證減壓爐出口的汽化率。這與前面的結(jié)論是一致的。結(jié)合表2，由低速轉(zhuǎn)油線工況和高速轉(zhuǎn)油線工況下入口物流性質(zhì)的比較可知，在出口壓力相差不大(均約為5 kPa)的情況下，前者和后者的入口壓力分別為19.30 kPa和33.00 kPa，而且低速轉(zhuǎn)油線工況下的物流汽化率和VGVL的變化幅度明顯低于高速轉(zhuǎn)油線工況，與2.1節(jié)的結(jié)論一致。

由圖9可知，除第一個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)(表示壓降為0，轉(zhuǎn)油線入口壓力與轉(zhuǎn)油線出口壓力相等時(shí))外，轉(zhuǎn)油線入口溫度與入口壓力的對(duì)數(shù)呈良好的線性關(guān)系(相關(guān)系數(shù)R>0.99)。進(jìn)行線性擬合后可得到轉(zhuǎn)油線入口溫度(T)與入口壓力(P)的關(guān)系式，見式(10)。

T=632.85+17.10 lgP

(10)

式中：T的單位為K；P的單位為kPa。

3 結(jié) 論

(1)應(yīng)用流程模擬軟件PROⅡ?qū)p壓轉(zhuǎn)油線內(nèi)的氣液兩相流動(dòng)過程建立模型，估算油氣在轉(zhuǎn)油線內(nèi)的壓力、溫度、汽化率和氣液體積比變化規(guī)律，并對(duì)低速轉(zhuǎn)油線和高速轉(zhuǎn)油線兩種工況下的減壓轉(zhuǎn)油線進(jìn)行比較。結(jié)果表明：壓降、溫降以及油氣汽化率和氣液體積比的變化主要發(fā)生在過渡段和過渡段與低速段的銜接處；相比于高速轉(zhuǎn)油線工況，低速轉(zhuǎn)油線工況下的壓降和溫降均明顯較低；在保持減壓塔中油氣汽化率一定的條件下，低速轉(zhuǎn)油線工況下的轉(zhuǎn)油線入口溫度更低，且能量的傳遞效率更高，同時(shí)其油氣汽化率和氣液體積比的變化較為緩和，更有利于減少減壓塔進(jìn)料段的霧沫夾帶，從而改善側(cè)線產(chǎn)品質(zhì)量。

(2)保持轉(zhuǎn)油線出口的壓力、油氣汽化率不變時(shí)，轉(zhuǎn)油線入口溫度與入口壓力的對(duì)數(shù)呈良好的線性關(guān)系。所建模型的預(yù)測(cè)結(jié)果與工業(yè)實(shí)際數(shù)據(jù)吻合良好。