炉管壁面热通量对裂解反应影响的数值模拟

石油学报(石油加工)2010年2月ACTA PETROLEI SINICA (PETROLEUM PROCESSING SECTION)第26卷第1期文章编号: 1001-8719(2010)01-0067-06炉管壁面热通量对裂解反应影响的数值模拟张照，贾志刚(北京化工大学化学工程学院，北京100292)摘要:利用计算流体力学软件Fluent 模拟了KTI裂解炉单根GK-V型炉管内的流动、传热和化学反应，并将计算结果与工业数据对比，验证了模型的准确性。研究发现，在沿裂解炉管长的轴向方向上，根据主导过程的不同，可以将炉管分为3段:传热段、一次反应段和二次反应段。计算结果表明，在其它模型参数不变的情况下，分别增加和减少壁面的热通量，乙烯质量分数随热通量增加而升高，丙烯质量分数随热通量增加而降低。关键词:乙烯;裂解炉;热通最;计算流体力学;数值模拟中图分类号: TQ053文献标识码: ANUMERICAL SIMULATION ON INFLUENCE OF HEAT FLUX THROUGH COILWALLS ON PYROLYSIS REACTIONSZHANG Zhao, JIA Zhigang(College of Chemical Engineering, Beijing University of Chemical Technology. Beijing 100029, China)Abstract: A numerical model of single coil of GK-V series in KTI ethylene cracking furnace wasdeveloped by taking account of an integrated process involving heat transfer, fluid mechanics andchemical reactions, by using a commercial computational fluid dynamics software, Fluent. Theprocess parameters calculated were in good agreement with industrial data. According to the result,the coil was divided into three parts, which were heat transfer part, alkanes reaction part, alkenesreaction part along with the coil length. By changing heat flux through coil walls, the mass fractionof ethylene rose and the mass fraction of propene fell with the heat flux increasing, withoutchanging other parameters of the model.Key words; ethylene; pyrolyzer; heat flux; computational fluid dynamics; numerical simulation乙烯裂解炉炉管内的反应是非常复杂的过程,达炉管壁面，再经过壁面导热来加热裂解原料，所需要成千上万个自由基反应来描述”，同时，这些以炉管壁面的热通量是影响管内流动和反应过程的化学反应还受到管内流动、传热过程的影响，通过主要因素，也是工业生产的重要参数。实验方法很难对其预测和优化。随着计算机技术的沙利等[3建立的裂解炉管的二维模型中，以给发展，用数值模拟方法来研兖炉管内的裂解过程成定的内壁面温度分布作为计算条件;蓝兴英等[]建为一种高效的手段。尤其是近年来商业的计算流体立的炉管的CFD模型中，壁面的热边界条件从炉力学(CFD)软件兴起，为三维炉管模型中化学反应、管和炉膛的耦合计算中得到; Masoumia 等i6]在解流动和传热过程的耦合计算提供了工具2。决裂解炉的优化问题时，涉及到了反应管壁面温度裂解反应是吸热反应，所需的热量由炉膛内的分布的讨论。但前人的研究注重模型的建立，未涉燃料燃烧供给。燃烧热主要通过辐射传热的方式到及热通量分布对裂解过程影响的研究。收稿日期: 2008-12-05通讯联系人:贾志刚，Tel; 010-64412816; E mail: jazg@ mail. bucet. edu. cn石油学报(石油加工)第26卷基于上述情况，笔者建立了单根炉管的三维模模型的计算精度和复杂性介于经验模型和自由基反型，利用计算流体力学方法对管内的流动、传热和应模型之间，它利用经验数据对自由基反应进行了反应过程进行求解计算，分析了原料在不同热通量大量的简化，大大降低了计算量，但同时也使适用;的条件下，主要裂解产物的质量分数沿炉管轴向的分性降低，其中最具代表性的是王宗祥等[7-9])建立的布，并与工业数据对比，以验证炉管模型的准确性。反应模型。由于计算流体力学软件对反应组分和反应方程1单根炉管三维模型的建立个数的限制，笔者选用王宗祥等建立的分子反应模1.1 几何模型型作为裂解计算的动力学模型。.在GK-V型裂解炉中，有4组共32根炉管，.3 流体力学方程每组炉管的结构和尺寸相同，每根炉管的结构也相在裂解炉管内，可以采用连续性方程、动量守同，可以选取其中1根作为研究对象，建立其物理恒方程来描述流体的流动过程;采用雷诺平均方法模型。在每组炉管的8根炉管中，只有2根炉管的的标准ke模型得到湍流的影响;采用能量守恒方各个部分长度相同。为了使计算数据具有代表性，程描述传热过程;当有化学反应存在时，加入组分.选取中等长度的炉管作为研究对象(见图1)，参数方程来得到整个流场的组分质量分数分布。这些方见表1.程的微分守恒通用形式[10- 11如式(1)所示。寻(p)+ ? -(punφ) +二(uzq) +是(pusq)=E3“-Outlet pipe品(r,器)+是(r,器)+是(r,器)+s,(1)Inlet pipes-1.4 湍流与化学反应的相互作用模型在裂解炉炉管内，湍流与化学反应之间有强烈的相互作用。一方面，反应可以通过放(吸)热引起~ Connection pipe密度的变化而影响湍流;另一方面，湍流可以通过质量分数及温度脉动来强化组分的混合与传热，从圈1 GK-V 型裂解炉单根炉管的构形而显著地影响反应速率[12]。Fig 1 lsometric view of the typical single coil inCK-V cracking furnace笔者结合王宗祥等建立的分子反应模型的特点，采用Fluent提供的Finite rate/ Eddy-dissipation(有表1 GK-V 型裂解炉炉管的几何尺寸限速率/涡流耗散)模型作为湍流反应的相互作用模Table 1 Geometrical parameters of the typical single型。Finiterate是用Arrhenius方程来表征化学动coil in GK-V cracking furnace力学因素，对于一个反应来说，其反应速率由指前Length/mm Diameter/ mm Wall thickness/mm因子和活化能决定;用Eddy- dissipation模型来表Inlet pipe988066.0Outlet pipe1175836.5征反应物及产物的湍动状态和分子扩散的影响。在Connection pipe93048具体计算过程中，取两者中的较小值作为净反应速率来计算组分方程的源项[幻。由图1可以看出，GK-V型裂解炉采用2-1型.2计算方法分支变径炉管，原料由上部进入2根细管，在底部合流，再进入单根粗管进- -步反应。采用结构网格与非结构网格相结合的方法，在1.2 反应动力学模型Gambit软件中将炉管的三维几何空间离散，总网格裂解过程复杂的原因就在于裂解反应的复杂性，数约70万。为研究裂解反应，需要建立反应动力学模型。目前，利用Fluent商业软件进行求解计算。所有组分国内外的研究者建立的反应模型主要有经验模型、的热力学参数及传递系数的数据出自文献[13]，用分子反应模型和自由基反应模型3种[0]。分子反应可压缩理想气体方程简化密度计算，进口边界条件第1期炉管壁面热通量对裂解反应影响的数值模拟69为Mass flow inlet(质量流率进口)，出口边界条件采用SIMPLE算法求解速度压力耦合项，压为Pressure outlet(压力出口)。力修正项为二阶离散格式，可以提高可压缩流体计在计算可压缩流体时，由于能量方程和状态方算的准确性，其它方程均采用二阶迎风离散格式。程相关联，适当降低能量方程的欠松弛因子可以解3原料及计算工况决收敛性问题。本研究中采用的能量方程欠松弛因子为0.5，随着计算的稳定性增加，可改为0.7以加:利用上述计算模型，以石脑油作为裂解原料进快收敛速率，组分方程的欠松弛因子可取1.0，动量行求解计算。原料的PIONA分析及性质见表2,裂方程等其它方程的欠松弛因子可在0. 5~0.7间取值。解炉的主要操作参数见表3。表2裂解原料的PIONA分析数据及性质Table 2 The PIONA data and properties of pyrolysis feedstockw/%Average molecularFinal boilingn-Paraffiniso-ParaffinAlkeneCyclo paraffinAromaticsmass/(g. mol-1)point/K31. 0533. 85027. 287.82108481表3 GK-V 型裂解炉的主要操作参数Table 3 Main operating data of GK-V furnaceTotal hydrocarbon flowTotal steam flowSteam dilution ratio/Tnlet temperature ofOutlet temperature ofrate/(kg.h-1)rate/(kg.h-I)(kg.kg-1)coil/K27000135008821105Inlet gauge pressure of Outlet gauge pressure of Average heat flux of inside Heat released from fuelBox eficiency/%coil/MPacoil/ MPaarea/(MJ.h-1.m-3)gas/(GJ.h-I)0.169O. 122414. 38189. 3441.09在设定炉管壁面的热边界条件时，采用工业生质量分数沿轴向的分布，分别示于图2和图3。产中的燃烧热数据;并结合KTI裂解炉设计手册给表4裂解炉管出口处主要裂解产物质分数(w)的出的热通量沿管长分布曲线形状，计算出热通量沿计算值与实测值Table4 Calculated and measured mass fraction( ) of main管长的分布。pyrolysis products at cracking tube outlet4结果与讨论ProductMeasured利用上述模型及计算条件，得到操作条件下单.Methane6.148.86根炉管的裂解过程参数。由于炉内的流动和传热的Ethane2. 302. 50Ethylene18. 1718.13不均匀性，各个炉管间的参数是有差异的，但在实0, 250,29:际生产过程中，不可能对每根炉管的参数单独测量。:Propane0. 170.40Propylene10. 5410.67在数值模拟时，忽略炉管间的差异，选取典型的炉iso Butane0. 160.11管结构单元，可以代表整个裂解炉的状态，也可以t-Butane0. 380. 40利用整个裂解炉的平均产物质量分数来验证模型的tenes2. 193.40Butadiene_3. 083.35准确性。裂解炉管出口处主要裂解产物质量分数(w)的计算值与实测值列于表4。由图2、3可以看出，管内的裂解过程可分为3由表4可以看出，乙烯、丙烯等主要产物质量个阶段。在裂解原料进入炉管后，经过约30%管长分数的计算值与实测值基本吻合，证明本模型的准的前端部分加热，温度迅速升至裂解温度(约确性。利用本模型可以对炉管内的流体流动、传热1000 K),此部分以传热过程占主导，只有少许的过程和反应情况进行预测。裂解产物生成，可以称之为传热段;在30% ~80%.1 裂解炉管轴向的参数变化规律的管长部分，产物中烯烃(C2H、C.H。) 的质量分利用上述模型及计算条件，同时得到了裂解炉数急剧增大，裂解反应中的一次反应占主导地位，管内流体的温度、速度沿轴向的分布和主要产物的称之为一次反应段，裂解反应的进行使炉管壁面和70石油学报(石油加工)第26卷流体的热量达到平衡，流体温度变化较为平缓(约型的正确性。50 K，见图2(1)); 在炉管剩余的部分，随着烯烃4.2热通量条件对裂解炉管轴向参数的影响质量分数的增加，二次反应成为主导过程，称之为在石脑油的热裂解过程中，裂解反应所需的热二次反应段。由于大部分的二次反应是放热反应，量由炉膛内的燃烧提供。燃烧热经过炉管壁面的传二次反应段的流体温度升高加速，同时，烯烃导来加热原料，所以炉管壁面的热通量大小和沿轴(C,H。、CHo)的增加减缓，这也是一次反应和二向的分布曲线形状对裂解过程具有决定性影响。笔次反应相互平衡的结果。在管长的中点附近，流速者研究了在热通量分布曲线(见图4)形状不变的情有突降的趋势，这是因为2根细管合流进入粗管部况下，热通量大小对裂解过程的影响。在3种热通分时，流道的截面突然增大所致，而后随着裂解反量条件(即工业操作条件下的热通量、在其基础上分应的进行，单位质量流体的体积增加，流速也迅速别增加5%和减少5%的热通量)下计算流体温度的增大。炉管二次反应段C:H。的质量分数达到最大轴向分布以及CqH.CH。和C2H。质量分数的轴值后开始下降，这是由于较长碳链的烃类逐渐减少,向分布，结果示于图5~图8。而C2H。继续裂解生成C2H,所致。.14(211001)1050t 14010002 10兰950Af2)120司100三900-88506(800800I 6020106C80100L/%1%图4裂解炉管内壁面热通量的轴向分布(L)圈2裂解炉管 内流体温度(T)和速度(川)的轴向分布(L)Fig.4 The distribution(L) of heat fux on inside area alongFig.2 The distributions(L) of fuid temperature (T) andaxial of cracking furnace coilvelocity (川) along the axial of ceracking furnace coil(1) Indutral data; (2) 5% increase based on industrial data;(1) T vsL; (2) UvsL(3) 5% decrease based on industrial data1120(1)1080161040车丰(3)12r (2)10000960(3)920880 -4060L1%圈3裂解炉管内主要产 物质量分数(w)的轴向分布(L)图5不同热通量 条件下裂解炉管内流体温度(T)的Fig.3 The mass fraction( w) distribution(L) of main轴向分布(L)(计算值)products along the axial of cracking furnace coilFig5 The distributions(L) of fluid temperature (T) alog the(1) CcH; (2) CgHs: (3) C:He+ (4) C.Heaxial of anacking furnace c∞il at diferent heat flux (calculated value)(1) At industrial data of heat flux;图3中主要裂解产物质量分数沿轴向的分布与(2) At the heat flux of 5% increase based on industrial datas蓝兴英等口的结果，有相似的趋势，这也验证了模(3) At the heat flux of 5% decrease based on industrial data第1期炉管睫面热通量对裂解反应影响的数值模拟71由图5可以看出，当热通量增加时，一次反应供需平衡，所以会出现图5中温度曲线的变化趋势。段(尤其在管长45%~60%的部分)的温度变化较平在二次反应段(管长80%~ 100%的部分)，当热通缓，甚至有略微下降的趋势(图5(2));当热通量减量增加时，使二次反应中的吸热反应加快，增加了少时，一次反应段的温度变化较陡峭(图5(3))。在CrH,质量分数。在出口处(即管长100% 处)，二次反应段，温度随热通量线性变化。C2H,质量分数与热通量的变化成正比。20厂.0 [16 t2.5 t3)2.01)2)↓12 t81.0).5 t20405030106(80100L/%L1%图6不同热通条件下裂解炉管内C,H團8 i 不同热通量条件下裂解炉管内CH,质量分数(w(CH ))沿轴向分布(L)(计算值)质量分数(w(C H ))沿轴向分布(L)(计算值)Fig6 The distribution(L) of C H mass fraction(w(CH))Fig.8 The distribution(L) of C H, mass fraction(w(CH4))along the axial of cracking furnace coll at differentalong the axial of cracking furnace coil at differentheat flux (calculated value)(1) At industrial data of heat fluxi(2) At the heat flux of 5% increase based on industrial data;(3) At the heat flux of 5% decrease bused on industrial data(3) At the heat flux of 5% decrease based on industrial data12r从图7可以看出，在一次反应段，当热通量增10 t加时，CH。与CH,的质量分数沿炉管轴向的变化(2趋势相同，这也是图5中温度曲线较平缓的原因之(1)一。在二次反应段，当热通量增加时，C.Hs质量6分数会出现最大值。这是因为增加的热量使CHs继续反应生成了CH，同时也提高了出口处CH质2量分数(见图6)。工业数据给出的热通量条件正好使炉管出口处的C.H。 质量分数接近其最大值，对提4(60高CH。质量分数有利。CH和CH。质量分数随圈7不同热通量条件下裂解炉管内CH热通量的变化趋势表明，可以通过增加(减少)热通量的方式，得到所需要的CH。与C2H质量分数Fig7 The distribution(L) of CH。mass fraction( w(CH))比，从而平衡工厂的物料供需。从图8可以看出，在一次反应段，热通量的改变heat fux (calculated value)(1) At industrial data of heat flux;对CH。质量分数影响不大。在二次反应段，增加的(2) At the heat flux of 5% increase based on industril data;热量使CH。裂解反应加快，进-一步提高了CH质量分数(见图6)，从而使CqH。质量分数随热通量的从图6可以看出，在一次反应段，当热通量增增加而降低。加时，CrH,质量分数沿炉管轴向的变化较陡峭。总体来看，随着热通量的线性增加，各个反应这是因为增加的热量加快了裂解反应，裂解反应的参数都有线性变化的趋势，这主要是由于计算模型加快也同时使吸热增加，能量在这段管长内达到了中没有考虑结焦作用的影响所致。72石油学报(石油加工)第26卷5结论撒[J].石油学报(石油加工), 2003. 19(6); 64-69. (LANXingying. ZHANG Hongmei, GAO Jinsen, et al. Numerical(1)在综合考虑几何形状、流动、传热和化学simulation of transfer and reaction processes in ethylene反应的基础上建立的单根炉管的数值模型与工业实pyrolyzer I Numerical simwlation of transfer and reaction测值吻合较好，可为整组炉管(包含8根炉管)的模processes inside tubular reactors[J]. Acta Petrolei Sinica拟计算提供参考。(Petroleum Processing Section), 2003, 19(6): 64-69. )(2)沿炉管长度，根据主导过程的不同，可以[5] MASOUMIA M E, SADRAMELIA s M, TOWFIGHIA J,et al. Simulation, optimization and control of a thermal分为3个阶段:传热段(0~30%炉管长度)、- -次反cracking furnace[J]. Energy, 2006, (31); 516-527.应段(30%~80%炉管长度)和二次反应段(80%~[6]张红梅，徐春明，高金森.管式裂解炉制乙烯反应动力100%炉管长度)。学模型的研究进展[C]//第九届全国化学工艺学术年会(3)炉管出口处C2H,产率随热通量的增加而论文集，北京:中国石油大学，2005; 563-567. .提高，C.H。产率随热通量的增加而降低。这一结果[7]王宗样.油田轻质油热裂觶制乙烯反应动力学数学模型的初步探讨[J].大庆石油学院学报,1978，(1); 3-14.为工业生产中平衡CH。与CH产率比提供了参考，(WANG Zongxiang. The primary research on the kinetics也为下一步裂解炉优化的计算工作提供了参考。model of the naphtha thermal cracking for ethylene[J].符号说明:Journal of Daqing Petroleum Institute, 1978, (1): 3-14.)的一速度在工方向分量，m/s;[8]王宗祥，罗光意，吴会清.油田轻质油热裂解制乙烯反速度在y方向分量，m/s;应动力学数学模型1[J].大庆石油学院学报，1978, .(2): 3-25. (WANG Zongxiang, LUO Guangxi, WU4一速度在 z方向分量，m/s;Huiqing. The kinetics model of the naphtha thermal出，2●工直角坐标系中3个方向分量:cracking for ethylene I [J]. Journal of Daqingρ-流体密度，kg/m';Petroleum Institute, 1978，(2): 3-25. )φ通用因变量;[9]王宗样，罗光熹，吴会清.油田轻质油热裂解制乙婼反r,一因变量 P的输运系数;应动力学数学模型[J].大庆石油学院学报，1980，s,- -因变量中的源项。(1): 8-25. (WANG Zongxiang, LUO Guangxi, WU参考文献[1] RICE F 0，HERZFELD K F. The thermaldecomposition of organic compounds from the standpointPetroleum Institute, 1980, (1): 8-25. )of free radicals VI The mechanism of some chain[10] LAN Xingying， GAO Jinsen, xU Chunming, et al.reactions[J]. J Am Chem Soc, 1934. 56(2): 284-289.Numerical simulation of transfer and reaction processes[2]周瀚章，贾志刚，乙烯裂解炉辐射段流动与燃烧的三维in ethylene furnace [J]. Trans IChemE， Part A.数值模拟[J].石油化工，2007， 36(6); 584-590. :Chemical Engineering Research and Design, 2007， 85(ZHOU Hanzhang, JIA Zhigang. Three dimensional(A12): 1565 1579.)numerical simulation of flow and combustion in firebox[11]蓝兴英，张红梅，高金森，等.乙烯裂解炉内传递和反of ethylene cracking furnace [J ]. Petrochemical应过程综合数值模拟I数学模型的建立[J].石油学报Technology, 2007, 36(6); 584-590. )(石油加工)，2003, 19(5); 80-85. (LAN Xingying,[3]沙利，张红梅，高金森，等.乙烯裂解炉管内流动反应ZHANG Hongmei, GAO Jinsen， et al. Numerical历程的数值模拟1二维流动反应数学模型的建汇[J].simulation of transler and reaction processes in ethylene化工学报，2003, 54(3): 392-397. (SHA Li, ZHANGpyrolyzer I Development of the mathematic model[J].Hongmei, GAO Jinsen, et al. Numerical simulation onActa Petrolei Sinica ( Petroleum Processing Section),flow-reaction progress in tubular reactor of steam2003, 19(5): 80-85.)crackers I Development of two dimensional flow-[12]周力行.獬流两相流动与燃烧的数值模拟[M].北京:reaction model[J]. Journal of Chemical Industry and清华大学出版社，1991; 165.Engineering (China), 2003, 54(3): 392-397.)[13]王松汉.石油化工设计手册(第1卷):石油化工基础数[4]蓝兴英，张红梅，高金森，等.乙烯裂解炉内传递和反应据[M].北京:化学工业出版社，2002: 57-80. 267-过程綜合数值模拟I反应管内传递和反应过程的数值模308, 774-853.作者简介:张照，男，硕士研究生，从事裂解炉数值模拟的研究;贾志刚，男，副教授，博士，从事反应器模拟与优化设计的研究。