加氫反應器氣液分配盤數值模擬

范 勇，榮 蕾，聶永廣，范書虎，周 琳

1.中國石油管道局工程有限公司設計分公司，河北 廊坊 065000；

2.中石油北京天然氣管道有限公司華北儲氣庫分公司，河北 廊坊 065000；

3.新奧科技發展有限公司，河北 廊坊 065000

加氫反應器氣液分配盤數值模擬

范 勇1，榮 蕾2，聶永廣3，范書虎1，周 琳1

1.中國石油管道局工程有限公司設計分公司，河北 廊坊 065000；

2.中石油北京天然氣管道有限公司華北儲氣庫分公司，河北 廊坊 065000；

3.新奧科技發展有限公司，河北 廊坊 065000

以加氫反應器UOC（Union Oil Company）型氣液分配盤為對象，利用計算流體力學（CFD）方法對分配盤內的氣液兩相流動進行了研究。根據某工廠數據確定了分配盤的幾何尺寸，應用原油和氫氣為介質，使用群體平衡模型（PBM）等多種計算模型進行計算。計算結果表明，UOC型氣液分配盤是依據分配盤上單個分配器的內外壓力差作為動力，氫氣與原油在分配器內外進行充分的碰撞，達到混合及分配效果。原油通過分配盤后以多個點狀峰值狀態存在，分配器存在中心聚集現象，消除分配器的中心匯聚現象為其結構改進的主要方向。

加氫反應器 模擬計算 氣液分配器 群體平衡模型

加氫裂化裝置主要有固定床、沸騰床、移動床和懸浮床加氫裂化裝置。從近幾年國內的應用情況來看，固定床加氫裂化裝置約占83%，沸騰床加氫裂化裝置約占15%，移動床加氫裂化裝置約占2%，懸浮床加氫裂化裝置目前還處在工業應用的初級階段[1,2]。固定床加氫反應器是固定床加氫裂化裝置的核心設備，其工作條件苛刻，制造困難且價格昂貴，且其內部反應物料的分布和混合情況直接影響著加氫裂化裝置的生產效率。

固定床加氫反應器的內部通常設置有入口擴散器、氣液分配盤、積垢籃筐、冷氫箱、催化劑床層和出口收集器等內部構件。其中，氣液分配盤是加氫反應器內起氣液分配作用的關鍵內構件。氣液分配盤內的氣液兩相流動較為復雜，目前國內外報道中多為對氣液分配盤單個氣液分配器的實驗與模擬研究，對整個分配盤內氣液流動的研究甚少。本工作采用 FLUENT軟件對國內加氫反應器內應用較多的UOC（Union Oil Company）型氣液分配盤進行了全尺寸數值模擬計算，通過數值模擬的方法來研究分配盤內氣液流動及分布狀況，為進一步的結構優化指明方向。

1 數學模型

1.1 反應器內多相流動的數學模型

反應器內流體的流動情況都是以質量、動量和能量這3大守恒定律來作為基礎的[3]。本工作的計算中僅考慮流體的流動，未考慮流體的傳熱及反應，因此流體在歐拉坐標下需滿足以下基本方程。

質量守恒方程：

式中：αk為第k相體積分率；ρk為第k相的密度，kg/m3；uk為第k相的速率，m/s。

反應器內的流動系統都必須遵守的基本定律之一就是動量守恒定律。遵照這一定律，可以推導出x，y和z 3個方向上的動量守恒方程，也稱之為Navier-Stokes方程，通常簡稱為N-S方程：

式中：P為反應器內的壓力，Pa；τk為第 k相的應力張量，N·m2；g為重力加速度，m/s2；Fjk為j與k相之間的動量交換系數，N/m3。

2 幾何模型、邊界條件及求解方法

2.1 幾何模型

UOC型氣液分配盤主要由塔盤、下降管和均布在塔盤上的分配器組成[4-6]。氣液分配盤的作用是將氣液兩相物料進行充分混合后均勻分散到催化劑床層上，單個分配器的結構如圖1所示，其中分配器上均布著多條齒縫，采用齒縫數為6條。

圖1 分配器結構簡圖及均布方式Fig.1 The distributor structure and arrangement

工業中根據反應器直徑的不同，將分配盤上的分配器分為兩種基本結構（尺寸參數見表1），其目的是保證分配盤上的開孔率，也就是保持一定的塔盤壓降，同時使氣液兩相反應物料均勻地分配到整個催化劑床層橫截面上[4]。

表1 分配器結構尺寸表Table 1 Dimension of structure for distributor

本工作研究對象為第二種結構尺寸的分配器，分配器在塔盤上呈正三角形均布，兩個分配器的中心間距為140 mm，在整個塔盤上排列著65個分配器，計算得出塔盤上的開孔率為14.02%，符合通常使用13%～15%的要求。

氣液分配盤區域的幾何模型如圖2所示，氣液兩相反應物料從上部的進口進入氣液分配盤區域，然后經過分配盤的混合和分配作用到達塔板下方，從出口流出。本區域的計算網格全部采用了3維結構化網格，計算的網格數目為305 760，計算區域的網格圖如圖3所示。

圖2 氣液分配盤區域幾何模型Fig.2 Geometrical model of gas-liquid distribution plate

圖3 計算網格Fig.3 Calculation mesh

2.2 邊界條件和求解方法

計算區域的入口采用速度入口邊界條件，如式（3）所示；出口則采用充分發展的出口邊界條件。

式中：G為整個反應器的年處理量，t；ρinlet為進口處物料的密度，kg/m3；uinlet為進口處物料的速度，m/s。

對于原料的密度和黏度，采用文獻[7-9]中高溫高壓下油品密度和黏度的經驗公式進行計算：

式中：T為反應溫度，K；P為操作壓力，Pa；ρ0是標準狀態下（273.15 K，101 325 Pa）的密度，kg/m3；ΔPρ是因壓力變化而引起的密度變化量；ΔTρ是因溫度變化而引起的密度變化量。計算流體分別為氫氣及原油，氫氣及原油的物性參數，如表2所示。

表2 原料物性及操作參數Table 2 Properties of raw materials and operating parameters

計算過程中將第一相設置為氫氣相，第二相設置為油品相，采用歐拉雙流體模型，湍流計算方法選用標準k-ε模型。

進口設置為速度入口，出口設置為壓力出口；進口和出口處的湍流指定方法均使用的是湍流強度和水力直徑數值：采用3維非穩態方法進行計算，時間步長設置為0.005 s；壓力和速度的耦合方法采用SIMPLE算法[3,10]。

3 結果分析

3.1 壓力云圖分析

X為0截面是穿過分配器齒縫處的一個剖面，Z為100 mm平面是距離塔板頂部100 mm貫穿分配器齒縫的一個橫截面。圖4為計算區域在X為0截面的壓力分布云圖，圖5是Z為100 mm平面的壓力分布云圖。由圖4和5可清晰看到，塔板上部的分布塔盤的壓力變化主要分為3個層次，從分配器外、中間環形區域和中心下降管依次降低，這種變化趨勢在塔盤上的65個分配器上都得到了體現。從圖5可看出，在每個分配器的中間環形區域，均有6小片壓力值較高的區域，在齒縫處氣相占據了大部分的通道，氣相從齒縫處沖進中間環形區域引起局部壓力值的升高。每個分配器上均勻地分布著6道齒縫，所以在每個環形區域中出現了6小片壓力值較高的區域，分配器內外的壓力差是氣液兩相流動的動力。

圖4 X為0截面壓力云Fig.4 Pressure contour at X=0 surface

圖5 Z為100 mm截面壓力分布云Fig.5 Pressure contour at Z=100 mm surface

3.2 流場分析

圖6是X為0截面的氣相速度云圖，圖7為選取的單個分配器齒縫剖面處的氣相速度矢量放大圖。

圖6 X為0截面氣相速度云Fig.6 Gas velocity at X=0 surface

圖7 X為0截面上單個分配器處氣相速度矢量Fig.7 Gas velocity vectors of single distributor at X=0 surface

由圖6和7可以看出，氣相到達分配盤區域后，由于流通面積的減小，速度在各處都有不同程度的增大，在每個齒縫的下沿附近，速度出現了極大值。氣相進入計算區域后先向下流動，到達分配器區域后，遇到分配器的上頂面的阻擋而向分配器兩側流動，沿著分配器外壁面向下流動。當氣相到達齒縫處后，由于存在壓力差，氣相向中間的環形區域流動，同時由于流通面積變小，速度變大，此后再沿著下降管外壁面爬升到達分布器上部區域，速度轉向180°后向下，最后沿著下降管向下流動。

Z為100 mm平面上單個分配器氣液相速度分布局部放大云圖如圖8。左側圖為氣相速度分布云圖，右側圖為液相速度分布云圖。氣液相均在分配器內外出現了速度的劇烈變化，分配器外氣相速度較大，氣相攜帶液相運動，分配器下降管中液相速度較大，液相的運動又推動了氣相的運動，氣液相在分配器內進行了比較充分的混合，而這種混合也有利于加氫反應器在催化床層內的充分反應。

圖8 Z為100 mm截面氣、液相速度分布局部云Fig.8 Gas and liquid velocity partial contour at Z=100 mm surface

3.3 體積分率云圖分析

圖9為采用雙流體模型時，計算區域在X為0截面的液相體積分率云圖。由圖可知，液相進入計算區域后，并不會直接通過分配塔盤進入塔板下方，首先在塔板上進行積累，當積累到一定高度后，沒過分配器齒縫的下邊緣，液相被從齒縫進入中間環形區域的氣相攜帶，沿著下降管外壁開始上升，可以看到分配器下降管外壁下側積累了大量的液相，氣相攜帶液相到達下降管上側后，轉向 180°向下流動，此時在分配器轉向處會有大量的液相積累，最后所有的液相會在分配器下降管中心處匯集碰撞，向下流動。每個分配器在塔板下方形成了一個液相聚集的峰值，對于本次模擬計算的氣液分配盤，液相在塔板下方形成了65個點狀峰值，本類型的氣液分配盤實現了一定的氣液分配效果。同時還可以看出，此種類型的氣液分配器存在中心聚集現象，需要進行結構改進來減弱中心匯聚現象。

圖9 X為0截面上液相體積分率云Fig.9 Liquid volume fraction at X=0 surface

3.4 使用群體平衡模型進行多相流計算

加氫反應器氣液分配盤在進行工作時，會存在將大液滴吹散變成小液滴，同時也會出現小液滴聚集并形成大液滴的現象，使得在流動過程中存在多種直徑大小的液滴，為了實現液相多種液滴直徑的計算，本工作在計算中采用了PBM模型（群體平衡模型）來考慮液滴破碎和聚并問題[11]。圖10為采用PBM模型計算得到的X為0截面上的液相體積分率云圖。由圖10可知，液相通過UOC型氣液分配盤時，液相的聚并和破碎現象沒有影響到液相在分配器下降管中間的匯聚，液相中心匯聚現象仍然占據主導地位。這種計算結果與采用單液滴直徑的計算結果是一致的。在模擬計算時采用PBM模型的計算量較大，對網格要求高，且計算容易發散。因此在之后進行模擬計算時，使用單一液滴直徑也能夠描述UOC型氣液分配盤的氣液分配現象。消除分配器下降管中的中心匯集現象是進行UOC型氣液分配盤結構改進的一個主要方向。

圖10 使用PBM模型計算得到的 X為0截面液相體積分率云Fig.10 Liquid volume fraction contour at X=0 surface

4 結 論

本工作對目前固定床加氫反應器應用較多的UOC型氣液分配盤進行了研究。模擬結果清晰地描述出UOC型氣液分配塔盤內壓力、速度和液相體積分率的分布情況，這些變化情況與工業現場的UOC型氣液分配盤實際現象相同，從而得到使用FLUENT軟件對UOC型氣液分配盤進行研究是可行的。計算結果顯示，在UOC型氣液分配盤中，原油在每一個分配器的下降管區域出現了較為嚴重的中心匯集現象，導致每一個分配器中心區域液相體積分率較高，四周較低。原油和氫氣通過氣液分配盤后產生了一定的氣液分配效果，通過分配盤后液相以點狀峰值狀態存在，不利于之后在反應器內進行的催化反應，因此消除此類型分配器的中心匯聚現象為其進行結構改進的主要方向。

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Numerical Simulation of Gas-Liquid Distribution Plate in Hydrogenation Reactor

Fan Yong1，Rong Lei2，Nie Yongguang3，Fan Shuhu1，Zhou Lin1
1.China Petroleum Pipeline Bureau Engineering Co Ltd, Langfang 065000, China;
2.Petro China Beijing Natural Gas Pipeline Co Ltd, Huabei Branch Company, Langfang 065000, China;
3.ENN Technology Development Co, Langfang 065000, China

The Computational Fluid Dynamics (CFD) method was used to study the gas-liquid two-phase flow in the Union Oil Company (UOC) type distribution plate of the hydrogenation reactor.According to the data of a factory, the geometric dimensions of the distribution plate were determined and the calculations were completed using the Population Balance Model (PBM) and other calculation models with the crude oil and hydrogen gas as medium.The results showed that UOC gas-liquid distributor was driven by the difference of the internal and external pressure of the distributor on the distribution plate, and the hydrogen and the crude oil were fully collided inside and outside of the distribution plate to mix and distribute.The crude oil existed in many dot-like peak spots after the oil passed through the distribution plate and the central agglomeration phenomenon was observed.Eliminating the central convergence phenomenon of the distributor would be the main direction of its structural improvement.

hydrogenation reactor; simulation calculation; gas-liquid distributor; population balance model

TE966

A

1001—7631 ( 2017 ) 04—0349—07

10.11730/j.issn.1001-7631.2017.04.0349.07

2017-07-10；

2017-07-24。

范 勇（1984—），男，碩士，工程師。E-mail: 309993356@qq.com。