滴流床加氫裂化反應(yīng)器內(nèi)流體流動的數(shù)值模擬_圖文

1、收稿日期:2009-01-24基金項目:國家“973”重點(diǎn)基礎(chǔ)研究項目(2006CB202505作者簡介:趙輝(1978-,男(漢族,山東東營人,講師,博士,從事多相流反應(yīng)器以及數(shù)值模擬方面科研與教學(xué)工作。文章編號:167325005(20090420136205滴流床加氫裂化反應(yīng)器內(nèi)流體流動的數(shù)值模擬趙輝,喻芳,山紅紅,楊朝合(中國石油大學(xué)重質(zhì)油國家重點(diǎn)實驗室,山東東營257061摘要:采用計算流體力學(xué)(CFD 方法,利用Fluent 軟件中多孔介質(zhì)模型對某實驗室規(guī)模滴流床反應(yīng)器進(jìn)行數(shù)值模擬;對比考察3種多孔區(qū)域三相動量相互作用模型對計算結(jié)果的影響;通過模擬計算得到了反應(yīng)器內(nèi)速度場、壓力場及

2、持液量的詳細(xì)信息,并對壓降和持液量進(jìn)行分析對比。結(jié)果表明,模擬計算結(jié)果與文獻(xiàn)中實驗報道結(jié)果相符,在3種動量相互作用模型中雙流體界面力模型能描述床層的微觀流動特征(壁流。關(guān)鍵詞:滴流床反應(yīng)器;多孔介質(zhì);數(shù)值模擬中圖分類號:TE 6241432文獻(xiàn)標(biāo)識碼:ANumerical simulation of fluid flow in hydrocracking trickle 2bed reactorZHAO Hui ,YU Fang ,SHAN Hong 2hong ,YAN G Chao 2he(S tate Key L of Heav y Oil Processing in China Uni

3、versit y of Pet roleum ,Dongy ing 257061,China Abstract :The porous media model in commercial computational fluid dynamic software Fluent was adopted to simulate a bench scale trickle 2bed reactor.The effect of three 2phase momentum interaction models in three kinds of porous area on calculation res

4、ult was investigated.The velocity field ,pressure field and liquid holdup in reactor were obtained ,and the pressure drop and liquid holdup were analyzed.The results show that the simulated results agree with experi 2mental results in literature.The microscopic flow characteristics of bed could be d

5、escribed by two 2fluid interfacial force model among three kinds of momentum interaction models.K ey w ords :trickle 2bed reactor ;porous media ;numerical simulation滴流床(涓流床反應(yīng)器是應(yīng)用廣泛的固定床三相反應(yīng)器。在滴流床反應(yīng)器中,液體向下流動,以液膜的形式通過填料(催化劑,為分散相,而連續(xù)氣相以并流或逆流的形式在填料間流動,常用的操作方式是二者并流向下流動1。滴流床內(nèi)氣、液、固三相相互作用,存在流體分布不均勻現(xiàn)象223,若流動在

6、軸向及徑向分布不均勻,將直接影響產(chǎn)品分布和產(chǎn)品質(zhì)量。通過常規(guī)的實驗手段難以得到反應(yīng)器內(nèi)流動狀況的詳細(xì)信息,一些非侵入探測手段如磁共振成像技術(shù)(M R I 、X 射線斷層掃描技術(shù)、比色分析技術(shù)等可以清晰地描述流體分布,但花費(fèi)昂貴,實用性差。筆者對滴流床加氫裂化反應(yīng)器進(jìn)行研究,建立滴流床加氫裂化反應(yīng)器內(nèi)流體流動的模擬計算框架,以深入探索加氫裂化反應(yīng)的傳質(zhì)和傳熱過程。1數(shù)學(xué)模型111模型假設(shè)對實驗室規(guī)模的小型滴流床加氫裂化反應(yīng)器進(jìn)行數(shù)值模擬研究,由于反應(yīng)器內(nèi)流動形式為氣液流率較小的滴流,因此可以不考慮湍流的影響,同時還進(jìn)一步假設(shè)床層完全潤濕且床層空隙率軸向均勻,沒有毛細(xì)管力。反應(yīng)器中的操作壓力較高(

7、1712M Pa ,且反應(yīng)器內(nèi)壓降較小,因此可以將反應(yīng)器內(nèi)的氣液兩相都看做不可壓縮流體。其他主要假設(shè)還包括:(1催化劑床層裝填均勻,不考慮軸向床層空隙率的變化;2009年第33卷中國石油大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版Vol.33No.4第4期Journal of China University of Petroleum Aug.2009(2催化劑顆粒完全潤濕,毛細(xì)管壓力和湍流應(yīng)力的影響忽略;(3液相無相變發(fā)生。112質(zhì)量守恒方程(連續(xù)性方程55t(k k + (k k u k =0.(1式中,下標(biāo)k 代表氣相(g 和液相(l ;為床層空隙率(計算過程中取為常數(shù)01384;為流體密度,kg/m 3;u

8、為氣相、液相的縫隙流速,m/s 。113動量守恒方程55t(k k u k + (k k u k u k =-k p +k k g +S k .(2式中,p 為靜壓力,Pa ;S 為動量源項;g 為重力加速度,m/s 2。對催化劑床層(多孔介質(zhì)區(qū)域,式(2中除源項以外,其余各項還需要分別乘以床層空隙率。模擬計算在Fluent 613軟件平臺上完成,Flu 2ent 中的多相流模型(Eluerian 模型用于對滴流床反應(yīng)器內(nèi)氣-液兩相流進(jìn)行描述,反應(yīng)器內(nèi)的催化劑床層為固定床層,其與氣相和液相的相互作用采用Fluent 軟件中的多孔介質(zhì)模型表達(dá)。多孔介質(zhì)區(qū)域三相動量相互作用以源項的形式通過編寫用戶

9、自定義函數(shù)(UDF 添加到動量方程中,以封閉方程。本文中采用以下3種三相動量相互作用模型進(jìn)行模擬實驗研究:(1單縫模型4。通過研究氣相和液相通過固定床層空隙的流道,假設(shè)其為正方形的斜縫而基于歐根方程建立起的機(jī)制模型。沒有考慮氣相和液相間的相互作用,比較適用于較低操作壓力等低相互作用條件,方程中歐根系數(shù)E 1,E 2由單相流流過床層的壓降獲得。液-固相、氣-固相間曳力作用表達(dá)式為F L S =E 1(1-22L d 2PL u L +E 2(1-2L d P L u 2L ,F GS=E 1(1-22G d 2PG u G +E 2(1-2G d P G u 2G .式中,d p 為催化劑顆粒直

10、徑,m ;F L S ,F GS 分別代表氣相、液相的曳力作用;為流體黏度,Pa s ;(2雙流體界面力模型5?？紤]高壓條件下氣相和液相的動量相互作用,假設(shè)每相的曳力都來自于顆粒-流體及流體-流體內(nèi)部作用力通過力平衡原理建立起的機(jī)制模型。氣-液、氣-固、液-固相間曳力作用表達(dá)式為F G L =G E 1(1-G 22G d 2P1-1-G 23G u G +E 2(1-G 2G d P 1-1-G13G (u G -u L (u G -u L ,F GS =GE 1(1-G 22G d 2P1-1-G 23G u G +E 2(1-G 2G d P1-1-G 13G u 2G,F L S=E

11、1(1-22L d 2PL u L +E 2(1-2L d P L u 2L .式中,F G L 為固相中兩相之間的曳力作用。(3相對滲透模型6?；跉庀嗪鸵合嚅g相對滲透理論建立的各相所受曳力的表達(dá)式為F i =iK iE 1Re i Ga i+E 2Re 2i Ga ii g ,Re i =i u i d e i (1-,Ga i =2i d 3e3g 2i (1-3,d e =6V P A P ,K G =418G,G =1-0L,K L =2143L,L =L -0L-0L,0L=120+019E 30,E 30=L g d 2P 2L (1-2.式中,F i (i =g ,l 代表氣相

12、或液相與固相間的曳力作用,kg m -2s -2;Re 是雷諾數(shù);Ga 為伽利略數(shù);E 1,E 2為曳力公式中的歐根系數(shù);d e 為催化劑當(dāng)量直徑,m ;V P 為催化劑體積,m 3;A P 為催化劑表面積,m 2;K G ,K L 分別為氣相、液相的相對滲透率;E 03為修正的Eotvos 準(zhǔn)數(shù);L 為液相削減飽和度;L 為液相表面張力,N/m ;G 為氣相飽和度,即氣相占床層內(nèi)部空隙的平均分率。從以上幾個模型的對比可以看出,雙流體界面力模型考慮了氣相和液相之間的曳力,而單縫模型和相對滲透模型則沒有考慮。根據(jù)文獻(xiàn)報道7,對球形顆粒,E 1=180215,E 2=118214,本文中歐根系數(shù)E

13、 1取215,E 2取118。2模擬對象及工況211模擬對象及數(shù)據(jù)以文獻(xiàn)8中進(jìn)料量為24912g/h 的小型滴流床加氫裂化反應(yīng)器為模擬對象,原料油為勝利直餾減壓餾分油和焦化餾分油按比例混合的混合油。反應(yīng)溫度為38717,反應(yīng)壓力為1712M Pa ,氫油體積比為1212。在反應(yīng)溫度及壓力下計算得原料油(液相的密度為738kg/m 3,黏度為01383mPa s ;氫氣(氣相的密度為1116kg/m 3,黏度為01015731第33卷第4期趙輝,等:滴流床加氫裂化反應(yīng)器內(nèi)流體流動的數(shù)值模擬mPa s 。212計算區(qū)域及網(wǎng)格劃分計算對象為某小型滴流床反應(yīng)器,反應(yīng)器內(nèi)裝填01168L 的HC 216

14、加氫裂化催化劑,催化劑顆粒為球形,直徑116mm 。反應(yīng)器形狀、尺寸及網(wǎng)格劃分如圖1所示 。圖1反應(yīng)器形狀、尺寸及網(wǎng)格劃分示意圖Fig.1R eactor geometry and computational grid采用Gambit 213對計算區(qū)域進(jìn)行三維網(wǎng)格劃分,入口和出口處采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,并對網(wǎng)格進(jìn)行加密,催化劑床層采用三棱柱的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,反應(yīng)器進(jìn)口不設(shè)入口分配器,網(wǎng)格單元總數(shù)為8134。213模型設(shè)置選用Fluent 軟件的多相流模型,即氣、液兩相Eluerian 模型,氣相設(shè)為連續(xù)相,液相為離散相,催化劑床層(1個使用多孔介質(zhì)模型,三維非穩(wěn)態(tài)模擬,時間步長01005s 。采用分離

15、式求解器,壓力和速度的耦合采用Simple 算法,收斂殘差設(shè)定為10-4。214邊界條件反應(yīng)器入口設(shè)為速度入口,按照原料油進(jìn)料流率及氫油比給定入口處液相和氣相的入口速度及液相入口體積分率,出口為出流邊界條件,不需要對其進(jìn)行任何設(shè)定。3計算結(jié)果分析311壓力圖2為反應(yīng)器內(nèi)不同高度上靜壓力分布。由圖2可以看出,靜壓力均沿流動方向由上到下逐漸降低,變化比較均勻,因為床層為均相多孔介質(zhì),壓力沿床層高度變化成近似線性關(guān)系。采用相對滲透模型計算的靜壓小于單縫模型與雙流體界面力模型的靜壓,采用雙流體界面力模型的靜壓最大,因此床層壓降最大。對床層頂部和底部截面靜壓力進(jìn)行面平均再相減得單縫模型床層壓降為3133

16、3Pa ,壓力梯度為14Pa/m ;雙流體界面力模型床層壓降為51848Pa ,壓力梯度為24157Pa/m ;相對滲透模型床層壓降為117Pa ,壓力梯度為7114Pa/m 。壓力梯度均較小,這與文獻(xiàn)中報道的實驗室小型滴流床低氣液流率下為030Pa/m 相符7。已有的許多計算壓降的關(guān)聯(lián)式9211在本體系氣、液流率及超高操作壓力的條件下均不適用,因此通過計算流體力學(xué)的數(shù)值模擬方法顯示了其優(yōu)越性。雙流體界面力模型壓降大于單縫模型與相對滲透模型的原因是由于雙流體界面力模型中考慮了床層氣、液相間的動量相互作用,而單縫模型和相對滲透模型均沒有考 慮,因此雙流體界面力模型壓降增大。圖2反應(yīng)器內(nèi)不同高度上

17、靜壓分布Fig.2Static pressure distribution on reactor axis312氣、液流速圖3中比較了3種動量相互作用模型得到的反應(yīng)器內(nèi)氫氣軸向速度分布。由圖3可以看出,氫氣在入口段及出口段速度變化較大,且在入口和出口處均有返混(即速度為正值,這是由于入口沒有設(shè)置入口分配器,原料為點(diǎn)源進(jìn)料,入口及出口處流動截面突變,氫氣所受重力作用較小且氫氣和原料油相互作用造成的。在催化劑床層區(qū)域氫氣速度分布均勻且沒有返混發(fā)生,這是假設(shè)成各向同性的催化劑床層對其產(chǎn)生流動阻力的結(jié)果。圖4顯示了反應(yīng)器內(nèi)x =0m 剖面上原料油的軸向速度分布。由圖4可以看出,3種模型在入口段及出口段

18、流速均變化較大,這是點(diǎn)源進(jìn)料的結(jié)果,在催化劑床層區(qū)域流速都分布均勻。單縫模型及相對滲透模型得到的軸向流速分布均為負(fù)值(與流動方向一致,說明軸向無返混,但雙流體界面力模型得到的軸向流速在出口段有少量的返混(速度為正值。此外由軸向速度可以看出,雙流體界面力模型中原料油在床層的流速遠(yuǎn)小于單縫模型與相對滲透模型,這是由于雙流體界面力模型考慮了氣、液相間的動量相互作用,因此在反應(yīng)器內(nèi)部原料油除了受831中國石油大學(xué)學(xué)報(自然科學(xué)版2009年8月催化劑床層的阻力作用外,還與氫氣發(fā)生動量交換,所以流速較小 。313持液量圖5中比較了3種動量相互作用模型下不同高度截面上原料油的平均體積分率。從圖5可以看出,3

19、種模型沿床層由上到下液相體積分率先增大后減小,到床層最底部(h =0m 體積分率最小。因為由上到下液體分布逐漸發(fā)展,體積分率增大,在床層中部液相得到充分發(fā)展,體積分率變化不大,比較均勻;在底部由于出口處流體有少量返混(由速度分布圖可以看出,因此液體體積分率又急劇減小。相對滲透模型在各個高度上的體積分率均大于單縫模型和雙流體界面力模型的體積分率,而單縫模型和雙流體界面力模型的體積分率值差別不大。通過Fluent 軟件后處理可求得床層的持液量,對床層區(qū)域體積加權(quán)平均得單縫模型原料油所占床層內(nèi)部空隙的體積分率(即飽和度為01129,乘以床層空隙率01384可得持液量為0105。雙流體界面力模型原料油

20、的飽和度為01135,持液量為01052。相對滲透模型原料油的飽和度為01188,持液量為01072。單縫模型持液量最小,相對滲透模型的最大。三者的持液量數(shù)據(jù)均處于文獻(xiàn)中報道的小型實驗室滴流床反應(yīng)器的持液量經(jīng)驗值01050111的范圍4 。圖5不同床層高度截面上液相平均體積分率Fig.5Mean liquid ph ase volume fraction ondifferent section圖6分別顯示了3種模型不同床層高度截面的原料油體積分率分布 。圖6不同模型下的液相體積分率分布云圖Fig.6C alculated liquid phase volume fraction distrib

21、utionby different model可以看出:單縫模型和相對滲透模型中原料油較集中在床層中心分布,而雙流體界面力模型中原料油在邊壁處體積分率較大;沿著床層由上到下原料油體積分率逐漸發(fā)展,趨于穩(wěn)定,這是由于催化劑床層內(nèi)部床層的阻力作用使原料油在床層分布較均一,變化較小;雙流體界面力模型中隨著高度增加,離床層中心較遠(yuǎn)的徑向位置液體量增加,說明發(fā)生了壁流,文獻(xiàn)12中也表明,在小型的實驗室反應(yīng)器931第33卷第4期趙輝,等:滴流床加氫裂化反應(yīng)器內(nèi)流體流動的數(shù)值模擬中,液體為點(diǎn)源進(jìn)料,在低床層高度處,液體分布變化快,隨著高度增加,發(fā)生壁流現(xiàn)象。單縫模型和相對滲透模型沒有出現(xiàn)壁流現(xiàn)象。因此,雙流

22、體界面力模型能較好地描述流動的微觀特征,而單縫模型及相對滲透模型沒有考慮氣、液相間的相互作用,這在高壓操作條件下是不合理的。4結(jié)論(1在氣、液流率較低的滴流狀態(tài)下操作的滴流床反應(yīng)器,單縫模型、雙流體界面力模型及相對滲透模型均可用于描述氣、液、固三相間的動量交換作用。(2單縫模型和相對滲透模型由于沒有考慮催化劑床層區(qū)域氣液相間的動量交換,在描述較高操作壓力下的微觀流動行為時,準(zhǔn)確程度比雙流體界面力模型要差。(3原料油和氫氣在反應(yīng)器內(nèi)的入口段和出口段速度變化較大,且氫氣有明顯的返混發(fā)生。參考文獻(xiàn):1霍宏敏,朱豫飛,王更新.滴流床反應(yīng)器內(nèi)液體分布的研究J.煉油設(shè)計,2001,31(10:29232.

23、HUO Hong2min,ZHU Yu2fei,WAN G G eng2xin.Study on liquid distribution in trickle bed reactorJ.Petroleum Refinery Engineering,2001,31(10:29232.2齊國禎,謝在庫,鐘思青,等.滴流床的壓降和持液量J.華東理工大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2006,32(1:20223.Q I Guo2zhen,XIE Zai2ku,ZHON G Si2qing,et al.Pressure drop and liquid holdup in trickle bedJ.Journal

24、of East China University of Science and Tech2nology,2006,32(1:20223.3劉國柱,任永利,王蒞,等.滴流床反應(yīng)器中泡沫流床層壓降的實驗研究J.過程工程學(xué)報,2003,3(6:4982504.L IU Guo2zhu,REN Y ong2li,WAN G Li,et al.Pres2sure drop of foaming fluid flow in trickle bed reactorsJ.Chinese Journal of Process Engineering,2003,3(6:4982504.4HOL UB R A,DU

25、DU KOVIC M P,RAMACHAND2RAN P A.A phenomenological model for pressure2 drop,liquid holdup,and flow regime transition in gasliquid trickle flowJ.Chemical Engineering Sci2 ence,1992,47(9211:234322348.5A T TOU A,BO YER C,FERSCHN EIDER G.Model2ling of the hydrodynamics of the cocurrent gas2liquid trickle

26、 flow through a trickle2bed reactorJ.ChemicalEngineering Science,1999,54(6:7852802.6SA EZ A E,CARBON ELL R G.Hydrodynamic pa2rameters for gasliquid concurrent flow in packedbedsJ.AIChE Journal,1985,31(1:52262.7GUNJ AL P R.,RANADE V V.Modeling of labora2tory and commercial scale hydro2processing reactors u2 sing CFDJ.Chemical Engineering Science,2007,6