下行床入口分布器的計算流體力學模擬研究

劉文明，袁起民

(中國石化石油化工科學研究院，北京 100083)

下行床是一種高效流化床反應器，采用氣固順重力場向下流動方式，具有氣固停留時間短、軸向返混少和近似平推流的特征，作為催化裂解反應器具有潛在優(yōu)勢，因此受到了廣泛關注[1-3]。但是，下行床反應器存在氣固初始接觸較差、床層顆粒濃度過低等問題，導致反應轉化率低，限制了其推廣應用[4]。為了增加下行床床層顆粒濃度(顆粒增濃)，提高氣固接觸強度，許多學者[5-9]進行了深入研究，結果發(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鍵因素之一。

陳丙瑜等[11]對比了單管式(側吹式、文丘里式)和多管式下行床入口分布器的性能，結果發(fā)現(xiàn)單管側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)非對稱的進料方式會導致下行床入口段出現(xiàn)偏流現(xiàn)象；為克服這一現(xiàn)象，開發(fā)了軸對稱式單管入口分布器，其氣固接觸效果良好。但是，單管進料時，下行床內會形成高速射流區(qū)，對裝置運行擾動較大。因此，魏飛等[13]設計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。

當固體顆粒循環(huán)量(Gs)較大時，可能會堵塞細管，進而影響下行床顆粒增濃[4]。錢震等[14]基于強湍流分散機制設計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床狀態(tài)，可能會產生氣泡堵塞顆粒的下料管。朱丙田等[15]采用類似的密相床層和單管式下料管，結合逆流、錯流劑/油的初始接觸，提高了初始接觸效率。Liu等[16]開發(fā)了漏斗式入口分布器，利用錐形漏斗段的預加速實現(xiàn)顆粒增濃，并參考Bi等[17]提出的高密度提升管反應器的標準，提出了高密度下行床的標準，即顆粒循環(huán)量大于200 kg/(m2·s)，且床層平均固含率達到5%。Chen Hengzhi等[18]在漏斗進口結構下方增設了一個柱形預加速段，當FCC催化劑的顆粒循環(huán)量在258 kg/(m2·s)時，床層平均固含率達到10%。Wang Chengxiu等[7]將多管式和漏斗式結構相結合，在多管式分布器下方增加了錐形漏斗結構，其最高顆粒循環(huán)量達到了創(chuàng)紀錄的700 kg/(m2·s)，但其漏斗出口處的橫向多孔進氣結構對下行顆粒形成劇烈擾動，不利于平推流反應。

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機制，提出一種下行床新型入口分布器，并參考下行床結構曳力模型[17]，利用計算流體力學(CFD)軟件模擬下行床反應器軸向流動過程，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)量對床層顆粒增濃的影響。

1 下行床入口分布器的結構及模擬設置

1.1 入口分布器結構

設計的下行床新型入口分布器結構和對比文獻[7]入口分布器結構如圖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[7]入口分布器均為圓筒形對稱結構，上部為圓柱形，下部為錐形。由圖1(a)可知，文獻[7]入口分布器中部設置有密封板，密封板與直筒型溢流管相連，在密封板上方設置氣體分布板，氣體分布器底部設置112個通氣孔用于通入原料氣體。顆粒從入口分布器頂部進入分布器殼體，由流化氣體流化后，經(jīng)直筒型溢流管流入分布器下方；原料氣體通過分布器底部通氣孔沿切向進入分布器內，與流化的氣固相混合后進入下行床反應器進行反應。

圖1 文獻[7]入口分布器和新型入口分布器的結構示意

由圖1(b)可知，新型入口分布器殼體的內腔被沿徑向設置的密封板分隔為上下兩個部分：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置有向上開孔的第一氣體分布板，流化氣體進口設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置有向下開孔的第二氣體分布板，原料氣體進口設置在第二氣體分布板的上方。顆粒從入口分布器頂部進入分布器流化區(qū)，在流化氣體作用下進行預分布，然后通過文丘里管式溢流管加速下行，進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計能夠削弱射流影響，有利于顆粒均勻分布于氣固混合區(qū)。原料油氣進入分布器后可以沿軸向進入氣固混合區(qū)，從而避免流化氣對催化劑顆粒的徑向擾動。預分布后的氣固兩相進行混合并加速進入下行床反應器內。

1.2 模擬設置

下行床流體力學特性模擬的關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，沒有考慮非均勻介尺度結構的影響，導致模擬的準確性較差[9，19]，因此必須優(yōu)選新的曳力模型進行模擬。本課題組前期研究開發(fā)了下行床結構曳力模型[19]，其模擬準確性較高。因此，利用計算流體力學軟件Fluent 19.0，通過User Defined Function(UDF)將傳統(tǒng)Gisdaspow模型[20]和自研結構曳力模型分別與歐拉雙流體模型耦合，對下行床反應器進行二維模擬，運用顆粒動理學理論(KTGF)計算固相壓力封閉兩相流中的動量方程。

為了節(jié)省計算時間，對下行床反應器和入口分布器采用二維網(wǎng)格模擬方法進行網(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，向下為下行床正方向。氣體和固體的入口均設置為“速度入口”，其中流化氣體設置為最小流化氣速，原料氣速通過表觀氣速換算得到。下行床底部出口采用“壓力出口”，設置為標準大氣壓。氣體采用無滑移的邊界條件，固體采用部分滑移的邊界條件。模擬的物理時間為20 s，在10～20 s之間進行統(tǒng)計平均后用于后續(xù)數(shù)據(jù)分析，表1給出了詳細的模擬參數(shù)，模擬對比數(shù)據(jù)采用文獻[7]中的試驗數(shù)據(jù)。模擬計算得到的軸向固含率和床層平均固含率由Fluent軟件中Surface Integrals直接導出。

表1 下行床流體力學特性模擬參數(shù)

2 結果與討論

2.1 模型驗證

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，結果見圖2。對比采用Gidaspow曳力模型[20]與結構曳力模型[19]的模擬結果可知，采用Gisdaspow曳力模型模擬的固含率低于試驗值，而采用結構曳力模型模擬的固含率與試驗值[7]具有更好的一致性。這是因為Gisdaspow曳力模型是基于均相假設推導的，忽視了非均勻介尺度結構對曳力的影響，過高地計算了曳力系數(shù)，因而導致模擬的床層固含率較低；而結構曳力模型充分考慮了下行床內聚團相和分散相的非均勻介尺度結構，模擬結果具有更好的準確性。

圖2 不同曳力模擬的下行床軸向固含率對比結果

2.2 入口分布器對比

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，結果如圖3所示。從圖3可以看出，與采用文獻[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為其存在結構差別：①進氣方式不同，文獻[7]入口分布器采用切向進氣方式，這種進氣方式可起到松動顆粒作用，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。新型入口分布器采用氣固并流進氣方式，固體顆粒和氣體經(jīng)分區(qū)預分布后，再進入分布器下部并流，向下混合均勻，在減少擾動的同時加速了顆粒在氣固混合區(qū)的流動。②溢流管結構不同，文獻[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底部錐形漏斗結構不同，新型入口分布器的錐形漏斗更長且傾角更大，配合其中段向下的進氣方式，形成了長空間預加速段，使顆粒在進入下行床前實現(xiàn)了初始混合和預加速，從而縮短了達到充分發(fā)展段的時間和長度。綜上所述，新型入口分布器通過整體優(yōu)化設計，一方面保證了氣固兩相均勻分布，另一方面促進顆粒流動很快達到恒速階段，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比結果

2.3 氣速和顆粒循環(huán)量對軸向固含率分布的影響

下行床反應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，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，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。通過對比不同顆粒循環(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]的實驗結果一致，證明了模擬結果的可靠性。此外，當顆粒循環(huán)量為300 kg/(m2·s)時，軸向固含率分布較為均勻；當顆粒循環(huán)量為700 kg/(m2·s)時，軸向固含率出現(xiàn)一定程度的波動。這可能是因為顆粒循環(huán)量增大破壞了氣固兩相作用力的平衡關系，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、重力相互平衡關系，從而造成床層固含率的波動。

圖4 不同氣速的下行床軸向固含率對比結果

圖5 不同顆粒循環(huán)量的下行床軸向固含率對比結果

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，說明入口分布器的新型結構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。當顆粒循環(huán)量達到700 kg/(m2·s)時，文獻[7]中入口分布器的加速段為0～2.5 m；而通過新型入口分布器構建的錐形漏斗氣固混合區(qū)，實現(xiàn)了顆粒的預加速，縮短了達到恒速流動的時間和長度，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，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，對于不同的操作條件都有良好的適應性，因此操作彈性較好。

2.4 床層平均固含率分布

為進一步考察氣速和顆粒循環(huán)量變化對顆粒增濃的影響，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床層體積之比。在不同顆粒循環(huán)量下，當氣速為3～9 m/s時，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，當顆粒循環(huán)量為100～700 kg/(m2·s)時，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：當顆粒循環(huán)量一定時，床層平均固含率隨著氣速增大而逐漸降低，但氣速對床層平均固含率的影響程度有限；相比之下，當顆粒循環(huán)量較高時，氣速對床層固含率的影響更為明顯；當顆粒循環(huán)量不同時，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比結果

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相近，說明氣速對床層平均固含率的影響較小。這是由于調節(jié)氣速的主要目的是調控顆粒流動速度，當調節(jié)氣速時，床層平均固含率的變化范圍很小，說明顆粒流動速度變化幅度不大，因此調節(jié)氣速難以起到調節(jié)顆粒流動速度的作用。該結果與氣速、顆粒循環(huán)量對軸向固含率影響規(guī)律一致，當氣速和顆粒循環(huán)量改變相近倍數(shù)時，顆粒流動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)量對顆粒增濃的影響更為明顯。Wang Chengxiu等[7]通過大量試驗，也得到相似的結論，說明調控下行床顆粒濃度的關鍵是調節(jié)顆粒循環(huán)量。

圖7 不同氣速的下行床床層固含率對比結果

3 結 論

將結構曳力模型應用于下行床入口分布器的設計，通過對文獻入口分布器進行CFD模擬計算，證明結構曳力模型的準確性較傳統(tǒng)曳力模型更高。

利用CFD軟件模擬對比了新型入口分布器和文獻[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、較長且較寬的錐形漏斗段設計，使下行床反應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[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，在高顆粒循環(huán)量下，氣速對床層固含率的影響更明顯；在低氣速下，顆粒循環(huán)量對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)量的變化對下行床顆粒增濃影響更顯著。