提升管反應(yīng)器穩(wěn)態(tài)模擬：器壁散熱對過程的影響

李國濤，李鑫鋼，2，王漢明，隋 紅，2

（1.天津大學(xué)化工學(xué)院，天津300072；2.精餾技術(shù)國家工程研究中心，天津300072；3.中國石化齊魯分公司勝利煉油廠，山東淄博255434）

作為原油二次加工手段的催化裂化（FCC）在石油煉制工業(yè)中占有重要地位。在其設(shè)計及操作階段，借助提升管反應(yīng)器穩(wěn)態(tài)模型進行分析優(yōu)化，能夠顯著提高經(jīng)濟效益。

提升管反應(yīng)器模擬需要一個準(zhǔn)確實用的計算模型。國內(nèi)外已有計算模型應(yīng)用于提升管反應(yīng)器設(shè)計及操作中，如中國石化洛陽石油化工工程公司的催化裝置模擬軟件FCCLKTM、美國AspenTech公司的催化裝置模擬軟件AspenFCCTM等。由于具體反應(yīng)器設(shè)計及操作千差萬別，為保證準(zhǔn)確度，這些模型設(shè)置了大量裝置因數(shù)，應(yīng)用不便。同時，這些模型采用集總反應(yīng)模型，而過程模擬商業(yè)軟件如AspenPlusTM等涉及實組分或虛擬組分，集總反應(yīng)模型難以應(yīng)用于這些商業(yè)軟件，因此難以實現(xiàn)全裝置模擬優(yōu)化。

本研究中采用Gupta等［1］的穩(wěn)態(tài)模型模擬提升管反應(yīng)器。該模型采用實組分及虛擬組分反應(yīng)動力學(xué)模型，因此可利用過程模擬商業(yè)軟件完成模型求解。為分析器壁散熱對過程的影響，筆者在能量衡算方程中添加器壁散熱項，利用FORTRAN語言編程方法實現(xiàn)了該模型在AspenPlusTM軟件中的求解。同時，采用某煉油廠提升管反應(yīng)器現(xiàn)場數(shù)據(jù)及文獻結(jié)論，對穩(wěn)態(tài)模型進行了參數(shù)校正及模型驗證。利用經(jīng)校正及驗證的模型，模擬分析了器壁散熱對反應(yīng)器出口產(chǎn)物分布等的影響。

1 提升管反應(yīng)器穩(wěn)態(tài)模型的建立及求解

1.1 穩(wěn)態(tài)模型的建立

采用Gupta等［1］的穩(wěn)態(tài)模型模擬提升管反應(yīng)器。該模型包括實組分及虛擬組分反應(yīng)動力學(xué)模型、反應(yīng)微元質(zhì)量衡算方程、反應(yīng)微元能量衡算方程以及流化狀態(tài)計算模型4個子模型。

實組分及虛擬組分反應(yīng)動力學(xué)模型中假設(shè)原料及產(chǎn)物由實組分和虛擬組分構(gòu)成。假設(shè)1摩爾i組分裂化反應(yīng)生成1摩爾m組分和1摩爾n組分，同時生成部分焦炭（焦炭生成量為反應(yīng)組分摩爾質(zhì)量與生成組分摩爾質(zhì)量和之差）。反應(yīng)發(fā)生條件為m組分摩爾質(zhì)量大于n組分摩爾質(zhì)量，同時i組分摩爾質(zhì)量大于m組分摩爾質(zhì)量與n組分摩爾質(zhì)量之和。

對于上述反應(yīng)，反應(yīng)速率常數(shù)的計算公式如式（1）所示。

采用一維有限元法建立軸向質(zhì)量衡算方程、能量衡算方程及流化狀態(tài)計算模型，即將提升管劃分為大量層狀反應(yīng)微元，且將反應(yīng)微元作為控制體積，建立提升管軸向的質(zhì)量衡算方程、能量衡算方程及流化狀態(tài)計算模型。

針對第j個反應(yīng)微元，氣相i組分和固相焦炭（Coke）組分的質(zhì)量衡算方程依據(jù)公式（2）、（3）。

針對第j個反應(yīng)微元，建立以其為控制體積的能量衡算方程，同時，為考察器壁散熱對于該過程的影響，在該方程中增加器壁散熱項，見方程式（4）右側(cè)最后1項。其中hj－1、hj的表達式分別見式（5）、（6）。

采用Gupta等［1］推薦的模型作為流化狀態(tài)計算子模型，但對于氣相速率、固相速率及氣相黏度的計算依據(jù)公式（7）～（11）。

穩(wěn)態(tài)模型中h、ρg與μg為溫度、壓力及氣相組成的函數(shù)，需調(diào)用AspenPlusTM軟件提供的物性計算子程序進行計算。

1.2 求解策略

修改后的提升管反應(yīng)器模型的求解同樣采用一維有限元法，即將其劃分為大量層狀反應(yīng)微元，根據(jù)微元進口氣相流股或固相流股的組成、溫度及壓力計算微元出口氣相流股或固相流股的組成、溫度及壓力。

利用FORTRAN編程語言將修改后的模型編寫為AspenPlusTM用戶模型子程序，然后利用AspenPlusTM軟件編譯鏈接環(huán)境對其進行編譯鏈接（具體方法請參考軟件幫助［2］），生成.DLL文件，然后在AspenPlusTM中調(diào)用該.DLL文件，實現(xiàn)本模型與AspenPlusTM軟件的集成，從而可以利用AspenPlusTM軟件的虛擬組分表征系統(tǒng)、組分物性參數(shù)數(shù)據(jù)庫、物性計算系統(tǒng)以及物性計算模型庫。調(diào)用AspenPlusTM軟件提供的物性計算子程序?qū)崿F(xiàn)氣相比焓、氣相密度等組分或者流股物性的計算。

2 提升管反應(yīng)器基礎(chǔ)數(shù)據(jù)

應(yīng)用上述穩(wěn)態(tài)模型及求解策略，利用工業(yè)現(xiàn)場數(shù)據(jù)對某工業(yè)提升管反應(yīng)器進行穩(wěn)態(tài)模擬。該反應(yīng)器的幾何尺寸見表1，其所處理原料性質(zhì)見表2，操作條件見表3，模型中模型參數(shù)見表4。

計算中使用實組分及虛擬組分混合物來代表原料或產(chǎn)物。實組分集包括氫氣、甲烷、乙烷、乙烯、丙烷、丙烯、正丁烷、正丁烯、正戊烷及正戊烯10種組分。原料虛擬組分集是使用原料蒸餾曲線，利用AspenPlusTM的Aspen虛擬組分表征方法產(chǎn)生，組分總數(shù)40；產(chǎn)物虛擬組分集則是將正戊烷實沸點與原料蒸餾曲線初餾點之間的溫差按照等距原則，使用AspenPlusTM軟件的Aspen虛擬組分表征方法產(chǎn)生，組分總數(shù)60。對于高溫、低壓條件下的重質(zhì)油品模擬，AspenPlusTM軟件推薦BK10物性計算方法。

該工業(yè)提升管反應(yīng)器在工程設(shè)計上充分考慮了器壁保溫，因此在該反應(yīng)器模擬中假設(shè)其為絕熱反應(yīng)器，即α＝0。

根據(jù)反應(yīng)器出口產(chǎn)物分布工業(yè)數(shù)據(jù)，采用Gupta等［1］推薦的模型校正方法，通過調(diào)節(jié)k0、η、ν3個模型參數(shù)值，使得反應(yīng)器出口產(chǎn)物分布模擬計算值接近工業(yè)實測值（見表5），完成提升管反應(yīng)器模型的“裝置化”工作。

在個人電腦中完成模型在AspenPlusTM軟件中的求解，所用個人電腦CPU型號為PentiumR4（2.8GHz），內(nèi)存大小為1G。模型求解中逐漸減小微元高度，使得變量計算值相對變化程度小于0.001，最終微元高度取0.001m，求解時間約7min。

表1 模擬提升管反應(yīng)器所采用的反應(yīng)器幾何尺寸Table 1 Dimensions of riser reactor used for the simulation

表2 模擬提升管反應(yīng)器所采用的反應(yīng)器原料性質(zhì)Table 2 Properties of feedstock used for the simulation of riser reactor

表3 模擬提升管反應(yīng)器所采用的反應(yīng)器操作條件Table 3 Operating conditions used for the simulation of riser reactor

表4 模擬提升管反應(yīng)器所采用的模型參數(shù)Table 4 Model parameters used for the simulation of riser reactor

表5 提升管反應(yīng)器出口產(chǎn)物分布的工業(yè)測量結(jié)果與模擬預(yù)測結(jié)果對比Table 5 Product distribution at riser outlet from model prediction and plant measurement

3 提升管反應(yīng)器穩(wěn)態(tài)模型的驗證

裂化反應(yīng)產(chǎn)物按照實沸點由低到高依次為干氣（氫氣、甲烷、乙烯及乙烷）、液化氣（丙烷、丙烯、正丁烯及正丁烷）、汽油（正戊烯、正戊烷及實沸點低于490K的虛擬組分）、輕柴油（實沸點介于490K與625K之間的虛擬組分）、渣油（實沸點大于625K的虛擬組分）及焦炭。

圖1為反應(yīng)器軸向溫度的預(yù)測曲線。可以看出，隨著提升管高度增加，由于氣、固相間存在大量催化裂化吸熱反應(yīng)，軸向溫度不斷下降。并且，氣、固相溫度的下降主要集中在反應(yīng)器下部。隨著提升管高度增加，溫度下降幅度越來越小。圖1亦示出了該提升管反應(yīng)器出口溫度的工業(yè)測量值，可以看出，該值與其模擬預(yù)測值比較吻合，證明本模型對于提升管軸向溫度的模擬預(yù)測是準(zhǔn)確的。

圖1 提升管反應(yīng)器軸向溫度（Triser）的模擬預(yù)測結(jié)果Fig.1 Predicted values of temperature（Triser）along the height of riser reactor

圖2為提升管軸向產(chǎn)物分布的模擬預(yù)測曲線。可以看出，隨著提升管高度的增加，渣油質(zhì)量分?jǐn)?shù)迅速下降，然后基本恒定，汽油質(zhì)量分?jǐn)?shù)迅速上升然后基本恒定，干氣、液化氣及焦炭的質(zhì)量分?jǐn)?shù)緩慢增加，而柴油質(zhì)量分?jǐn)?shù)先迅速增加至一個最大值后緩慢下降，表明反應(yīng)器進口段柴油生成速率是大于其反應(yīng)速率的。Gao等［7］使用集總反應(yīng)動力學(xué)模型對提升管反應(yīng)器進行了三維計算流體力學(xué)的模擬，其所得反應(yīng)器軸向產(chǎn)物分布的變化趨勢與本研究中的模擬計算結(jié)果一致。從圖2亦可以看出，大部分的裂化反應(yīng)主要集中在提升管反應(yīng)器的下部，而大量吸熱反應(yīng)的存在導(dǎo)致反應(yīng)器下部氣、固相溫度的迅速下降（見圖1），圖1和圖2互相印證。

利用工業(yè)提升管裝置出口產(chǎn)物分布測量值，實現(xiàn)了模型的“裝置化”，同時利用現(xiàn)場數(shù)據(jù)和文獻結(jié)論，對“裝置化”后的提升管反應(yīng)器模型進行了模型驗證，表明本模型的計算預(yù)測準(zhǔn)確，采用該模型來模擬分析其他操作條件下的提升管反應(yīng)器是合適的。

圖2 提升管反應(yīng)器軸向產(chǎn)物分布的模擬預(yù)測結(jié)果Fig.2 Predicted product distributions along the height of riser reactor

4 結(jié)果與討論

該工業(yè)反應(yīng)器工程設(shè)計上充分考慮了器壁保溫，因此對其模擬計算時假設(shè)能量衡算方程中的壁面總傳熱系數(shù)α＝0，即假設(shè)反應(yīng)器為絕熱的。在工程設(shè)計上，提升管反應(yīng)器一般采用冷壁設(shè)計，管壁外側(cè)采用巖棉、鋁皮等保溫材料進行保溫處理。隨著反應(yīng)器操作時間的延長，其外壁保溫材料會出現(xiàn)老化等現(xiàn)象，造成反應(yīng)器整體保溫效果下降，進而對裝置產(chǎn)物分布等產(chǎn)生重要影響。

對于壁面總傳熱系數(shù)α，按照由小到大依次取值為0、0.05、0.10、0.15和0.20kW／（m2·K）5個典型數(shù)值。其中，當(dāng)α＝0時，表示提升管反應(yīng)器為絕熱反應(yīng)器，此時的模型即為經(jīng)校正及驗證的模型；當(dāng)α＞0時，表示反應(yīng)器存在散熱現(xiàn)象，且α值越大，器壁散熱越嚴(yán)重。

圖3為壁面總傳熱系數(shù)α取不同值條件下，反應(yīng)器軸向溫度的分布。可以看出，與絕熱反應(yīng)器相比，隨著α數(shù)值增大，散熱程度增加，因此在相同的軸向位置上其氣、固相溫度數(shù)值不斷降低。圖4為壁面總傳熱系數(shù)α取不同值條件下，反應(yīng)器軸向氣速的分布。由于器壁存在不同程度的散熱，使得相同軸向位置上氣、固相溫度出現(xiàn)不同程度的降低（見圖3），進而一定程度上抑制裂化反應(yīng)進行，降低了其氣相物質(zhì)的量，從而降低了軸向氣速。

表6列出了器壁散熱對該工業(yè)提升管反應(yīng)器出口產(chǎn)物分布的影響。器壁散熱一定程度上抑制了裂化反應(yīng)的進行，使得干氣、液化氣及汽油收率降低，輕柴油及渣油收率增加，焦炭收率降低。輕油（汽油＋輕柴油）收率和液相產(chǎn)物（液化氣＋汽油＋輕柴油）收率是表征提升管操作效果的一個重要指標(biāo)，可以看出，器壁散熱導(dǎo)致該提升管反應(yīng)器出口輕油收率增加，而液相產(chǎn)物收率降低。從表6還可以看出，隨著器壁散熱程度的增加，這種影響越來越明顯。

模擬分析了器壁散熱對提升管反應(yīng)器操作的影響，表明器壁散熱降低了反應(yīng)器軸向溫度，一定程度上抑制了器內(nèi)裂化反應(yīng)的進行，使得單程轉(zhuǎn)化率降低，惡化了出口產(chǎn)物分布，表明在提升管反應(yīng)器裝置的工程設(shè)計和工業(yè)運行中加強保溫的重要性。

表6 不同器壁總傳熱系數(shù)（α）下提升管反應(yīng)器出口產(chǎn)物分布的模擬預(yù)測結(jié)果Table 6 Predicted product distributions at riser outlet of riser reactor for different overall wall heat transfer coefficient（α）of riser reactor

5 結(jié) 論

（1）基于Gupta等的提升管反應(yīng)器穩(wěn)態(tài)模型，采用FORTRAN語言編程方法實現(xiàn)該模型在AspenPlusTM軟件中的求解。同時，在能量衡算方程中添加器壁散熱項，以模擬分析器壁散熱對過程的影響。

（2）采用Gupta等推薦的模型校正方法，調(diào)節(jié)裂化反應(yīng)動力學(xué)中3個模型參數(shù)，使得出口產(chǎn)物分布的模擬計算值與工業(yè)測量值吻合，完成了模型的校正。利用該裝置現(xiàn)場數(shù)據(jù)和文獻結(jié)論對該“裝置化”的模型進行了驗證，證明該模型適合用于對提升管反應(yīng)器進行模擬分析。

（3）利用經(jīng)校正及驗證的模型，改變能量衡算方程中器壁總傳熱系數(shù)的大小，模擬分析器壁散熱對反應(yīng)器軸向溫度、產(chǎn)物分布等的影響。結(jié)果顯示，器壁散熱降低了器內(nèi)軸向溫度，一定程度上抑制了裂化反應(yīng)的進行，降低了單程轉(zhuǎn)化率，惡化了出口產(chǎn)物分布，表明在提升管反應(yīng)器工程設(shè)計及工業(yè)運行中加強保溫的重要性。

符號說明：

A——提升管截面積，m2；

cp——氣相或固相等壓比熱，kJ／（kg·K）；

d——反應(yīng)器或催化劑簇團直徑，m；

E0——裂化反應(yīng)活化能，kJ／kmol；

f——氣相或固相質(zhì)量流量，kg／s；

h——氣相或固相比焓，kJ／kg；

H——提升管高度或流股注入口高度，m；

k——裂化反應(yīng)速率常數(shù)，kmol／（kg·s）；

k0——裂化反應(yīng)速率常數(shù)指前因子，kmol／（kg·s）；

M——氣相組分摩爾質(zhì)量，kg／kmol；

p——提升管反應(yīng)器局部壓力，kPa；

r——裂化反應(yīng)速率，kmol／（kg·s）；

R——通用氣體常數(shù)，kJ／（kmol·K）；

T——氣、固相溫度，K；

u——氣相或固相速率，m／s；

w——氣相或固相組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%；

y——裝置各類產(chǎn)物收率，%；

z——氣相摩爾分?jǐn)?shù)，%；

Δl——提升管反應(yīng)器微元高度，m；

α——提升管反應(yīng)器器壁總傳熱系數(shù)，kW／（m2·K）；

δ——氣相體積分?jǐn)?shù)，%；

η——反應(yīng)速率常數(shù)校正參數(shù)，無因次；

ρ——氣相或固相質(zhì)量密度，kg／m3；

μ——黏度，Pa·s

ν——反應(yīng)速率常數(shù)校正參數(shù)，無因次；

π——圓周率，無因次；

τ——催化劑停留時間，s；

下標(biāo)：

atosteam——原料油霧化蒸汽流股；

cat——催化裂化催化劑；

cl——催化劑簇團；

coke——焦炭；

cyclefeed——回?zé)捰土鞴桑?/p>

env——提升管外部大氣環(huán)境；

freshfeed——新鮮原料油流股；

g——提升管中氣相；

in——提升管底部進口處；

j——提升管第j個反應(yīng)微元出口；

liftsteam——提升管預(yù)提升介質(zhì)流股；

low——提升管原料注入口下部；

mixfeed——混合原料油流股；

n——氣相組分總數(shù)；

ref——熱力學(xué)基礎(chǔ)狀態(tài)；

rege——再生裂化催化劑；

riser——提升管反應(yīng)器；

up——提升管原料主入口上部。

［1］GUPTA R K，KUMAR V，SRIVASTAVA V K.A new generic approach for the modeling of fluid catalytic cracking（FCC）riser reactor［J］.Chemical Engineering Science，2007，62（17）：4510－4528.

［2］ASPENTECH Inc.AspenPlusTMUsers Manual ＆Guide－Aspen Plus User Models［M］.First edition.Cambridge：Aspentech Inc，2001：5－26.

［3］AUSTIN G T.Shreve’s Chemical Process Industries［M］.Fifth edition.Singapore：McGraw Hill，1984：152－178.

［4］ARBEL A，HUANG Z，RINARD I H，et al.Dynamics and control of fluidized catalytic crackers：Modeling of the current generation FCC’s［J］.Industrial ＆Engineering Chemistry Research，1995，34（4）：1228－1243.

［5］GUPTA A，SUBBA R D.Model for the performance of a fluid catalytic cracking（FCC）riser reactor：effect of feed atomization［J］.Chemical Engineering Science，2001，56（15）：4489－4503.

［6］FLIGNER M，SCHIPPER P H，SAPRE A V，et al.Two phase cluster model in riser reactors：impact of radial density distribution on yields［J］.Chemical Engineering Science，1994，49（24B）：5813－5818.

［7］GAO J，XU C，LIN S.Advanced Reaction－termination technique for FCC riser reactor［J］.Petroleum Science and Technology，2006，24（3－4）：367－378.