FCC沉降器內(nèi)粗旋出口導(dǎo)流長度對油氣流動的影響

1、石油學(xué)報(bào)(石油加工)2009年12月󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁ACTAPETROLEISINICA(PETROLEUMPROCESSINGSECTION)󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第25卷第6期󰀁文章編號:1001󰀁8719(2009)06󰀁0784󰀁06FCC沉降器內(nèi)粗旋出口導(dǎo)流長度對油氣流動的影響王江云,毛󰀁羽,王󰀁

2、娟(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京102249)摘要:采用Reynolds應(yīng)力輸運(yùn)模型和隨機(jī)軌道模型對催化裂化沉降器內(nèi)的流動狀況進(jìn)行了全尺寸的數(shù)值模擬,考察了粗旋分離器排氣管出口導(dǎo)流段長度對沉降器內(nèi)流動狀況的影響。為了反映真實(shí)的流動過程,計(jì)算中沒有對沉降器空間和兩級旋風(fēng)分離器的復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化,并實(shí)現(xiàn)了完全結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格劃分。結(jié)果表明,粗旋分離器排氣管出口的導(dǎo)流段有助于排出的油氣直接進(jìn)入頂旋分離器,降低進(jìn)入沉降器的油氣量,并減少油氣在沉降空間內(nèi)的停留時(shí)間,降低了沉降器內(nèi)發(fā)生結(jié)焦的可能性;隨著導(dǎo)流段長度的增加,直接進(jìn)入頂旋的油氣量也隨之增加,而粗旋和頂旋分離器的壓降基本不變,對反應(yīng)器內(nèi)的壓

3、力平衡基本沒有影響。關(guān)󰀁鍵󰀁詞:FCC沉降器;導(dǎo)流段;長度;旋風(fēng)分離器;流動;數(shù)值模擬中圖分類號:TE624󰀁󰀁文獻(xiàn)標(biāo)識碼:AEFFECTOFDIVERSIONSECTIONLENGTHOFPRIMARYCYCLONESEPARATOROUTLETONOILGASFLOWINTHEFCCDISENGAGERSWANGJiang󰀁yun,MAOYu,WANGJuan(StateKeyLaboratoryofHeavyOilProcessing,ChinaUniversityofPetroleum,Beijing102

4、249,China)Abstract:Afull󰀁sizenumericalsimulationoftheflowinFCCdisengagerwascarriedoutbyapplyingReynoldsstressmodel(RSM)andstochastictrackingmodel.Theeffectsofthediversionsectionlengthattheoutletofprimarycycloneseparatorsontheflowbehaviourindisengagerwerestudied.Inordertoobtainthepreciseflowb

5、ehaviour,therewasnostructuresimplificationforthespacesinsideandoutsidethetwo󰀁stageseparatorsystemofthedisengager.Itwasshownthatthediversionsectionattheoutletofprimarycycloneseparatormadeoilgasdirectflowingintothesecondarycycloneseparator,effectivelyreducingtheoilgasquantitygoingintothediseng

6、agerandresidencetimeofoilgasindisengager,whichcouldpreventthecokegeneration.Andwiththeincreaseofthediversionsectionlength,thequantityofoilgasdirectlyflowingintothesecondarycycloneseparatorwasgraduallygrowingup.Atthesametime,pressuredropofprimaryandsecondarycycloneseparatorwasalmostinvariable,theeffe

7、ctofwhichonthepressurebalanceofdisengagerwasverylittle.Keywords:FCCdisengager;diversionsection;length;cycloneseparator;flow;numericalsimulation󰀁收稿日期:2008󰀁10󰀁17󰀁基金項(xiàng)目:國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃󰀂973 項(xiàng)目(2004CB217803)資助󰀁通訊聯(lián)系人:毛羽,Tel:010󰀁89733293;E󰀁mail:ma

8、oyu第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁FCC沉降器內(nèi)粗旋出口導(dǎo)流長度對油氣流動的影響󰀁󰀁785󰀁󰀁隨著催化裂化(FCC)原料油日益變重和劣化,催化裂化反應(yīng)沉降系統(tǒng)(含油漿系統(tǒng))的結(jié)焦問題日益嚴(yán)重和普遍,結(jié)焦已成為影響催化裂化裝置長周期運(yùn)行和造成非計(jì)劃停工的一個重要因素1。在抑制沉降器內(nèi)結(jié)焦的各種措施中,在粗旋風(fēng)分離器排氣管出口

9、設(shè)置指向頂旋風(fēng)分離器入口的導(dǎo)流段有助于縮短油氣在沉降器內(nèi)的停留時(shí)間和防止反應(yīng)物的過度裂化,可以減少沉降器內(nèi)的結(jié)焦。一般來說,FCC沉降器由汽提段、沉降器空間、分離系統(tǒng)(提升管出口的快分和單級或多級旋風(fēng)分離器)組成,結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜,尺寸也比較大。在實(shí)際操作過程中,只能通過測量和調(diào)節(jié)局部部位的一些參數(shù)來保證工藝過程的進(jìn)行,對沉降器內(nèi)部的油氣分布、停留時(shí)間以及催化劑的分布情況知之甚少。通過數(shù)值模擬方法求解湍流流動的控制方程組,可以給出沉降器內(nèi)各種場量的詳細(xì)分布,為優(yōu)化設(shè)計(jì)提供幫助。在本文中,筆者對沉降器兩級分離系統(tǒng)的連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究,主要考察了粗旋分離器排氣管出口指向頂旋分離器入口的導(dǎo)流段長度的變化

10、對反應(yīng)器內(nèi)油氣流動的影響。采用Fluent計(jì)算軟件,通過對計(jì)算區(qū)域的合理剖分,對沉降器及其內(nèi)構(gòu)件結(jié)構(gòu)沒有作任何簡化,建立了沉降器區(qū)域的全尺寸計(jì)算網(wǎng)格并進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算,得到了沉降器所有空間內(nèi)的油氣流動細(xì)節(jié)情況,并對粗旋排氣管出口導(dǎo)流段長度不同時(shí)沉降器內(nèi)的流動狀況作了詳細(xì)的對比分析。󰀁󰀁FCC沉降器內(nèi)的流動區(qū)域大致可以分為密相區(qū)和稀相區(qū),它們之間還存在一個小的過渡區(qū)。催化劑的存在對于密相區(qū)的流動有較大影響,但對于稀相區(qū)的流動影響較小,稀相區(qū)的流型主要由連續(xù)相(油氣相)確定,裝置結(jié)焦的現(xiàn)象主要發(fā)生在稀相區(qū)。粗旋出口與頂旋入口的連接區(qū)位于稀相流動區(qū)域,并且粗旋出口形成

11、了具有一定方向和速度的油氣相射流,連接區(qū)位于射流的強(qiáng)制區(qū)和射流影響區(qū)之內(nèi),由它們以及旋風(fēng)器和外殼的排布決定了該處的流動狀況。因此,選擇單相流模型計(jì)算得到的結(jié)果能夠反映油氣在這個區(qū)域?qū)嶋H流動狀況。再者,由于在本研究中主要考察粗旋分離器出口導(dǎo)流段長度的變化對油氣流動的影響,而兩級旋風(fēng)分離器內(nèi)及進(jìn)、出口附近的流場是1個復(fù)雜的湍流流場,存在各種旋渦強(qiáng)度,并且尺度相差很大,因此,在計(jì)算過程中,選擇了摒棄紊流各向同性假設(shè)并可以精確預(yù)測強(qiáng)旋流流動的Reynolds應(yīng)力輸運(yùn)模型(RSM)63-52圖1󰀁FCC沉降器結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分Fig.1󰀁Structureandgridge

12、nerationofFCCdisengager(a)Structureofdisengagerwithdiversionsection;(b)Gridgenerationofdisengagerwithdiversionsection1!Primarycycloneseparator;2!Secondarycycloneseparator;3!Strippingsection;4!Diversionsection1󰀁FCC沉降器幾何模型的建立和網(wǎng)格劃分圖1(a)為國內(nèi)某煉油廠1.4Mt/a催化裝置的沉降器結(jié)構(gòu)。該沉降器采用一級旋風(fēng)分離器(粗旋)加二級旋風(fēng)分離器(頂旋)的分離系統(tǒng)

13、,沉降器底部為汽提段。粗旋排氣管(直徑為de)左右兩側(cè)與頂旋入口相對的出口處分別設(shè)有指向兩頂旋入口的矩形導(dǎo)流段(長度為L)。圖1(b)為該沉降器的網(wǎng)格劃分。2󰀁FCC沉降器流動狀況的控制方程組及湍流模型基于FCC沉降器空間和兩級旋風(fēng)分離系統(tǒng)內(nèi)恒溫和不可壓縮流動的假設(shè),三維瞬時(shí)流動的基本方程可以表示為如式(󰀁(󰀁󰀂)+(󰀁uj1)。此外,在計(jì)算直接進(jìn)入頂旋的油氣占粗旋出口排出油氣總量的體積分?jǐn)?shù)時(shí),基于Reynolds應(yīng)力輸運(yùn)模型計(jì)算得到的湍流流場,采用隨機(jī)軌道模型在關(guān)鍵截面上施加示蹤顆粒并采樣計(jì)算。1m。786

14、83041;󰀁󰀁󰀁石油學(xué)報(bào)(石油加工)󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第25卷󰀁計(jì)算中根據(jù)實(shí)際生產(chǎn)工況,設(shè)定沉降器水平管的入口油氣速度為18m/s,沉降器汽提段底部選為速度入口邊界,施加相當(dāng)于汽提蒸汽的氣量。頂旋排氣管長/徑比約為5.5,排氣管

15、內(nèi)流動狀態(tài)已趨于穩(wěn)定,并施加壓力出口邊界條件。鑒于實(shí)際生產(chǎn)中沉降器下部催化劑密相段對頂旋料腿的料封作用,故假設(shè)其下部為封閉狀態(tài)。其余部分則施加固壁邊界條件。提升管反應(yīng)器內(nèi)的原料油在催化劑作粗旋,經(jīng)氣、固初級分離后,油氣從粗旋出口排出進(jìn)入沉降器空間,再進(jìn)入頂旋進(jìn)行二級分離,最后油氣從頂旋出口排出,進(jìn)入下道工序。促使油氣快速進(jìn)入頂旋分離器。不同長度的導(dǎo)流段對粗旋出口油氣約束作用并不相同,合理的導(dǎo)流段長度是保證底部汽提蒸汽和粗旋排氣管排出的油氣迅速進(jìn)入頂旋的關(guān)鍵。圖2為FCC沉降器粗旋中心縱截面上粗旋出口到頂旋入口區(qū)域的速度云圖及流線分布圖,其中圖2(a)(d)分別為導(dǎo)流段長度L等于0.2de、0.

16、5de、0.8de、0.95de時(shí)的情形。從圖2(a)可以看出,在粗旋排氣管出口左側(cè)導(dǎo)流段外的速度等值線分別向上和向下擴(kuò)散,并且向上的速度梯度較大。右側(cè)導(dǎo)流段出口距右頂旋入口較遠(yuǎn),速度等值線明顯向上擴(kuò)散,并且在導(dǎo)流段出口和頂旋入口之間明顯存在油氣低速流動區(qū)域。兩側(cè)油氣流線都有明顯的向上彎曲。此現(xiàn)象說明,導(dǎo)流段長度L為0.2de時(shí),導(dǎo)流段的強(qiáng)制作用小于出口射流作用,油氣向上的分速度沒有完全轉(zhuǎn)變?yōu)樗剿俣?使部分油氣不能直接進(jìn)入頂旋,而從頂旋入口上部進(jìn)入沉降器空間,同時(shí)流速迅速減低,油氣便會長時(shí)間地停留在其中,在高溫條件下過度反應(yīng)而形成結(jié)焦。從圖2(b)可以看出,導(dǎo)流段長度L為0.5de時(shí),左側(cè)流

17、線在導(dǎo)流段外基本呈水平狀態(tài),在頂旋入口上部進(jìn)入頂旋,油氣向上的分速度基本消除;右側(cè)導(dǎo)流段出口距右頂旋較遠(yuǎn),速度等值線還有擴(kuò)散現(xiàn)象,向上的速度梯度較大,流線趨于平直,油氣更易于3󰀁FCC沉降器流動狀況的數(shù)值模擬結(jié)果與分析3.1󰀁粗旋出口到頂旋入口的局部流場分析FCC沉降器在正常工作時(shí),粗旋分離器在正壓下操作,頂旋分離器在負(fù)壓下操作(相對反應(yīng)器殼體壓力)。因此,在壓力推動作用下,從粗旋排氣管及料腿排出的油氣先進(jìn)入沉降器空間,但最終會進(jìn)入頂旋分離器。在粗旋分離器排氣管出口設(shè)置指向頂旋分離器入口的導(dǎo)流段可以減弱粗旋出口油氣的軸向分速度和旋轉(zhuǎn)分速度,并轉(zhuǎn)變?yōu)橹赶蝽斝肟诘?/p>

18、直線速度,減少油氣在沉降器空間的平均停留時(shí)間,第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁FCC沉降器內(nèi)粗旋出口導(dǎo)流長度對油氣流動的影響󰀁󰀁787直接進(jìn)入頂旋。從圖2(c)、(d)可以看出,隨著導(dǎo)流段長度繼續(xù)增加,右側(cè)速度等值線向上、向下擴(kuò)散的趨勢逐漸變?yōu)橄蛩椒较驍U(kuò)散,流線也逐漸趨于水平。在導(dǎo)流段長度L為0.8de和0.95de時(shí),右側(cè)導(dǎo)流段內(nèi)下部流線形成漩渦的大小和

19、范圍說明導(dǎo)流段的強(qiáng)制作用逐漸增強(qiáng),迫使油氣向上的分速度水平偏轉(zhuǎn)而形成渦旋。圖3為FCC沉降器粗旋出口中心線水平截面上,粗旋出口到頂旋入口區(qū)域的速度云圖及流線分布圖。其中圖3(a)(d)分別為導(dǎo)流段長度等于0.2de、0.5de、0.8de、0.95de時(shí)的情形。從圖3(a)可以看出,當(dāng)導(dǎo)流段長度L為0.2de時(shí),粗旋出口處油氣還帶有旋轉(zhuǎn)分速度,左側(cè)導(dǎo)流段出口處的速度等值線向上擴(kuò)散,并且向上速度梯度較大,右側(cè)導(dǎo)流段出口距離右頂旋入口較遠(yuǎn),速度等值線明顯偏向下方并逐漸向上、向下擴(kuò)散。兩側(cè)出口處的流線有較大的彎曲,導(dǎo)流段的強(qiáng)制作用弱于油氣的旋轉(zhuǎn)作用,因此雖然導(dǎo)流段指向頂旋入口,但油氣射流方向偏離頂旋

20、入口。當(dāng)導(dǎo)流段長度L為0.2de時(shí),相當(dāng)一部分油氣沒有直接進(jìn)入頂旋,而是從頂旋入口的側(cè)面進(jìn)入了沉降器空間。從圖3(b)可以看出,導(dǎo)流段長度L為0.5de時(shí),左側(cè)導(dǎo)流段下方距離頂旋入口較遠(yuǎn),在導(dǎo)流段的約束作用下,油氣在導(dǎo)流段與頂旋入口之間突然減速,在導(dǎo)流段內(nèi)形成漩渦,使部分沉降器內(nèi)油氣先進(jìn)入左側(cè)導(dǎo)流段內(nèi),再隨導(dǎo)流段上部油氣流入頂旋入口。右側(cè)等值線擴(kuò)散趨勢變小,但上部有些流線沒有進(jìn)入頂旋入口,而是流入沉降器空間沿頂旋壁面低速流動,在器壁形成結(jié)焦隱患。從圖2(c)、(d)也可以看出,隨著導(dǎo)流段長度的繼續(xù)增長,左側(cè)的導(dǎo)流段內(nèi)的漩渦逐漸消失,右側(cè)上部沒有流入頂旋入口的流線偏斜逐漸減弱并能沿導(dǎo)流段指向流入

21、頂旋入口內(nèi)。此外,在此截面內(nèi)除粗旋出口導(dǎo)流段射流影響范圍的流動速度較大外,其余空間流動速度都較為緩慢;隨著導(dǎo)流段長度的增加,其對油氣流動的約束和引導(dǎo)作用逐漸加強(qiáng),使出口射流逐漸對準(zhǔn)了頂旋入口,進(jìn)入沉降器空間的油氣量大為減少,緩解了沉降器內(nèi)的結(jié)焦現(xiàn)象。󰀁󰀁圖4為FCC沉降器內(nèi)粗旋與頂旋壓降隨導(dǎo)流段長度的變化。從圖4可以看出,當(dāng)導(dǎo)流段長度改變時(shí),粗旋和頂旋分離器的壓降基本保持不變,粗旋的壓降高于頂旋的壓降,約為分離系統(tǒng)總壓降的788󰀁󰀁󰀁󰀁石油學(xué)報(bào)(石油加工)󰀁󰀁b

22、3041;󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁第25卷󰀁60%,與經(jīng)驗(yàn)數(shù)據(jù)較為吻合。左側(cè)頂旋距離粗旋排氣管出口較近,油氣處理量多于右側(cè)頂旋,因此左側(cè)頂旋的壓降略高于右側(cè)頂旋。這說明了導(dǎo)流段長度的變化對反應(yīng)器內(nèi)的壓力平衡基本沒有影響,對沉降器內(nèi)的正常操作不增加難度。時(shí),左右兩側(cè)直接進(jìn)入頂旋的油氣體積分?jǐn)?shù)分別迅速增加到70.7%和40.6%;導(dǎo)流段長度

23、繼續(xù)增加為0.5de后,隨著導(dǎo)流段長度的增加直接進(jìn)入頂旋的油氣量增長趨勢變緩;最終當(dāng)導(dǎo)流長度為0.95de時(shí),左右兩側(cè)直接進(jìn)入頂旋的油氣體積分?jǐn)?shù)分別增加到98%和80.6%。在本研究中,對沉降器內(nèi)的油氣僅是進(jìn)行單相計(jì)算,并沒有考慮催化劑消耗了油氣的一部分動能,而會使粗旋出口處的油氣旋轉(zhuǎn)動能有所減弱。因此,在進(jìn)行兩相流計(jì)算時(shí),所得到的從粗旋排出直接進(jìn)入頂旋的油氣體積分?jǐn)?shù)的結(jié)果可能會略有不同。圖4󰀁FCC沉降器粗旋與頂旋的壓降變化Fig.4󰀁Pressuredropsofprimarycycloneseparatorandsecondarycyclonesepara

24、torinFCCdisengager(1)Primarycycloneseparator;(2)Leftsecondarycycloneseparator;(3)Rightsecondarycycloneseparator3.2󰀁直接進(jìn)入頂旋的油氣占粗旋排出油氣總量的體積分?jǐn)?shù)基于前面計(jì)算得到的油氣相湍流流場,一定時(shí)間內(nèi)在粗旋兩出口分別拋射與油氣物性相同的示蹤顆粒,同時(shí)在粗旋出口相對應(yīng)的頂旋入口截面上分別采樣,計(jì)算所采得的油氣顆粒數(shù)目與粗旋出口總拋射顆粒數(shù)目之比,即得到直接進(jìn)入頂旋的油氣占粗旋排出油氣總量的體積分?jǐn)?shù)。其中,采樣時(shí)間是以粗旋排氣管出口到頂旋入口的距離以及油氣在此處的

25、平均速度計(jì)算而得。在此采樣時(shí)間內(nèi),從頂旋入口捕集到的是直接進(jìn)入頂旋入口的油氣,沒有捕集到的油氣進(jìn)入了沉降器空間。圖5為導(dǎo)流段不同長度時(shí)直接進(jìn)入頂旋的油氣占粗旋排出油氣總量的體積分?jǐn)?shù)。從圖5可以看出,隨著導(dǎo)流段長度的增加,直接進(jìn)入頂旋的油氣占粗旋排出油氣總量的體積分?jǐn)?shù)也逐漸增加。粗旋右側(cè)出口距離頂旋右側(cè)入口較遠(yuǎn),從粗旋左側(cè)出口噴出直接進(jìn)入頂旋左側(cè)入口的油氣在量值上明顯高于右側(cè)。當(dāng)導(dǎo)流段長度為零時(shí),從粗旋左側(cè)出口噴出的油氣只有約7.9%直接進(jìn)入頂旋左側(cè)入口;粗旋右側(cè)出口距離頂旋右側(cè)入口較遠(yuǎn),噴出油氣中僅有1.e圖5󰀁FCC沉降器中直接進(jìn)入頂旋的油氣占粗旋排出油氣總量的體積分?jǐn)?shù)隨導(dǎo)流

26、段長度的變化Fig.5󰀁Thevolumefraction(󰀂(Oilgas)ofoilgasfromprimarycycloneseparatordirectintosecondarycycloneseparatorinFCCdisengagervsdiversionsectionlengthattheoutletofprimarycycloneseparator(1)Leftsecondarycycloneseparator;(2)Rightsecondarycycloneseparator4󰀁結(jié)󰀁論(1)應(yīng)用數(shù)值模擬方法,建

27、立沉降器的全尺寸幾何模型,采用RSM湍流模型可以成功地模擬FCC沉降器中的油氣在兩級旋風(fēng)分離器內(nèi)部的強(qiáng)旋轉(zhuǎn)流動和在沉降空間內(nèi)的緩慢流動。只有不作任何簡化的全區(qū)模擬才能真實(shí)反映局部結(jié)構(gòu)變化對整體流場的影響。(2)在FCC沉降器內(nèi),粗旋出口的油氣受到指向頂旋入口的矩形導(dǎo)流段的強(qiáng)制作用。隨著導(dǎo)流段長度的增加,粗旋出口油氣的軸向分速度和旋轉(zhuǎn)分速度逐漸減弱轉(zhuǎn)變?yōu)橹赶蝽斝肟诘闹本€速度,并且直接進(jìn)入頂旋的油氣量也隨之增加。當(dāng)導(dǎo)流段長5e,第6期󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁󰀁&

28、#983041;󰀁󰀁󰀁FCC沉降器內(nèi)粗旋出口導(dǎo)流長度對油氣流動的影響󰀁󰀁789氣量增加較快;當(dāng)導(dǎo)流段長度繼續(xù)增加長度后,直接進(jìn)入頂旋的油氣量增加趨勢變緩。當(dāng)導(dǎo)流段長度為0.95de時(shí),油氣沿導(dǎo)流段指向方向幾乎全部流入頂旋,大大減少進(jìn)入沉降器空間的油氣量,降低了油氣平均停留時(shí)間,減少了發(fā)生過度裂化及結(jié)焦的可能。(3)隨著導(dǎo)流段長度的增加,沉降器內(nèi)粗旋和頂旋分離器的壓降基本保持不變,對反應(yīng)器內(nèi)的壓力平衡基本沒有影響,在粗旋出口增加導(dǎo)流段對沉降器實(shí)際運(yùn)行中的平穩(wěn)操作沒有增加困難,適合工業(yè)上應(yīng)用。符號說明:󰀁

29、;󰀁󰀁de!粗旋排氣管直徑,m;L!導(dǎo)流段長度,m;󰀁!流體密度,kg/m3;S󰀂!源項(xiàng);uj!流體速度,m/s;xi,xj!通用坐標(biāo),m;󰀂!通用變量;t!時(shí)間,s;󰀂!擴(kuò)散系數(shù),m2/s。參考文獻(xiàn)(2):6-13.(InvestigationGroupofLongPeriodRunningofFCCU,SINOPEC.InvestigationonlongPetroleumRefineryperiodrunningofFCCUJ.Engineering,1998,28(2):6-13.)2卞鳳鳴,李志軍,梁先耀.重油催化裂化沉降器結(jié)焦原因分析及對策J.石油與天然氣化工,2002