加热炉出口管线内气液流场的数值模拟研究

孟振亮

(中国石化工程建设有限公司，北京 100101)

加热炉是加氢精制装置中主要的热能供应设备【1】，确保其安全、高效运行对加氢工艺的实现具有重要意义【2】。原料油经加热炉加热后通常呈高温高压的气-液两相流状态，并且流体的流速较高，使得管道中的流场分布较为复杂【3】。此外，加热炉在运行过程中，由于出口段管道布置不合理，也极易发生震动，造成设备损坏，导致生产无法正常进行【4】。造成管道震动的原因比较复杂，其中两相流体形成的柱塞流、气泡流等异常流型是重要影响因素。因此，有必要对加氢装置加热炉出口附近管道中的流场做深入分析，揭示其两相流动规律【5-6】。

本研究采用CFD模拟方法【7-10】考察某项目加氢精制装置中加热炉出口管线内气-液两相流场，分析现有管道布置方案中两相流体的速度分布和浓度分布，并在此基础上提出管道布置改进优化方案，以期能够为加热炉出口管线布置方案优化提供指导。

1 数值模型的建立

1.1 加热炉出口管线结构与网格划分

图1给出了加热炉出口附近现有管道布置结构(模型A)与网格划分示意。本文所述加氢装置采用规格相同的双管程加热炉形式，由加热炉出来的流体分别经进口a与进口b流入管道，并依次流过管道段Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ和Ⅴ，管道段Ⅲ在中心处分为左右两段，与管道段Ⅳ通过三通阀连接，两股流体在三通阀处混合之后流入管道段Ⅳ，之前所流过的管道以管道段Ⅳ为轴左右对称。其中，管道段Ⅰ长度为825 mm，管道段Ⅱ长度为1 822 mm，管道段Ⅲ长度为2 506 mm，管道段Ⅳ长度为3 229 mm，为使流体在管道段Ⅴ中充分发展，本研究取管道段Ⅴ长度为10 000 mm。管道段Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ规格均为φ168.3 mm×10.97 mm，管道段Ⅳ、Ⅴ规格均为φ273.1 mm×15.09 mm。采用非结构化网格对模拟区域进行网格划分，经网格无关性分析，最终确定模拟区域的网格最大尺寸为50 mm，并对出口与进口截面进行局部加密，总体网格数约为170万个。

图1 加热炉出口管道几何结构(模型A)与网格划分示意

图2给出了加热炉出口附近改进后的管道布置结构(模型B)与网格划分示意，经过计算确认，该结构满足工程管道结构应力的要求。与模型A相比，模型B去掉了管道段Ⅱ，增加了管道段Ⅵ。流体经管道段Ⅰ，直接流入管道段Ⅲ，两股流体混合之后流入管道段Ⅵ，之后依次流入管道段Ⅳ与Ⅴ。管道段Ⅰ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ的规格与模型A相同，管道段Ⅵ长度为1 822 mm，规格为φ273.1 mm×15.09 mm。该结构同样采用非结构化网格对模拟区域进行网格划分，网格最大尺寸为50 mm，同时对出口与进口截面进行局部加密，总体网格数约为150万个。

图2 加热炉出口管道几何结构(模型B)与网格划分示意

1.2 数值模拟方法

本文采用欧拉-欧拉模型(双流体模型)中的方程作为基本控制方程，其中，连续性方程与动量守恒方程如式(1)和式(2)所示，公式中的符号解释详见文后。

连续性方程:

动量守恒方程:

式中，有效粘度μeff和相间作用力Fq需要采用合适的湍流模型和相间作用力模型进行求解。在该体系下，相比于气-液之间的曳力，升力、壁面润滑力以及湍流扩散力在数值上小很多，因此本研究中只考虑曳力作用【11-12】。

气-液之间的曳力FD通过式(3)求得。

其中

式中，曳力修正因子p取1，实验室测得的单气泡曳力系数CD0通过Schiller-Naumann公式求得，如式(5)所示。

湍流模型选用标准κ-ε模型，该模型中的湍流动能κ和湍流耗散ε所对应的微分方程分别见式(6)和式(7)。

式中，常数C1ε＝1.44，C2ε＝1.92，C3ε＝0;μt为定义的湍流粘度，可通过式(8)求得，其中常数Cμ取0.09。

1.3 数值模拟条件设置

数值模拟过程中所需的物性参数与操作参数如表1所示，与实际运行装置参数设置基本相同。其中，流体质量流量包括了Gs＝27.69 kg/s与Gs＝34.27 kg/s两个工况。为了考察流量差异对管线中流体流动特性的影响，本研究将两种工况下的质量气化率设置为同一值，见表1。

表1 物性参数与操作参数

在本研究计算过程中，壁面采用无滑移壁面条件，管线的入口与出口边界条件分别设置为速度进口和压力出口，求解计算稳定状态下气-液两相在管道中的流场分布。

2 结果与讨论

2.1 模型A内浓度分布

图3(a)～图3(b)分别为模型A中不同工况下的液相浓度分布云图。图3(a)为Gs＝27.69 kg/s工况下液相浓度分布。由图3(a)可以看出:气-液两相流体经进口首先进入管段Ⅰ，在管段Ⅰ中呈均相水平流动;管段Ⅰ与管段Ⅱ之间采用90°弯头连接，流体经该弯头流入垂直方向布置的管段Ⅱ，由于惯性的作用，流体中的液相在管段Ⅱ中流至入口对侧的壁面(z＋方向，如图1所示)，在该壁面附近形成了液体浓相区并由水平流动改为垂直向上流动;管段Ⅱ在顶部采用另一个90°弯头与水平管段Ⅲ相连，流体经该弯头流入管段Ⅲ，同样由于惯性的作用，流体中的液相流至管段Ⅲ上壁面(y＋方向，如图1所示)。在管段Ⅱ中形成的浓相区由z＋方向一侧在管段Ⅲ中变为y＋方向一侧，使得液相出现了沿径向旋转的驱动力，由此流体在管段Ⅲ中形成了螺旋流动，这可能是造成液体浓相区呈螺旋分布的主要因素。

由图1可知，管线进口a一侧与进口b一侧以管段Ⅳ为轴对称，由进口a和进口b流入的流体分别在管段Ⅲ中形成螺旋流，该螺旋流可能使得管线产生震动，从而损坏设备，影响正常的生产运行。此外，两股螺旋流在流入管段Ⅳ之前，在管段Ⅲ与管段Ⅳ相连接的三通阀中先进行逆流混合，这可能进一步加剧管线的震动。

图3(b)为Gs＝34.27 kg/s工况下液相浓度分布。对比Gs＝27.69 kg/s与Gs＝34.27 kg/s两种工况下的浓度分布可知，在管段Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ中液相流体浓度分布相似，并且均在管段Ⅲ中液体浓相区形成了明显的螺旋分布。此外，当Gs＝34.27 kg/s时，在通过管段Ⅳ与管段Ⅴ连接的弯头之后，同样由于沿径向旋转的驱动力，液相流体浓相区在管段Ⅴ中形成了明显的螺旋分布，而当Gs＝27.69 kg/s时，液相流体浓相区在管段Ⅴ中并没有出现明显的螺旋分布，表明随着流速的增加，液相流体在通过弯头时，形成的沿径向旋转的驱动力增加，较易造成液相流体的螺旋流动，形成螺旋分布的浓相区。由图3(a)～图3(b)还可以看出，由于管段Ⅴ较长(10 000 mm)，流体得到了充分发展，螺旋流随着流体的流动逐渐消失，因此管段Ⅳ与管段Ⅴ的布置方案不再做进一步优化。

图3 模型A中不同工况下液相浓度分布云图

2.2 模型A内速度分布

图4(a)～图4(b)分别为模型A中不同工况下管道中心竖直截面上液相速度分布云图。由图3(a)～图3(b)分析可知，流体在通过弯头的过程中，由于惯性的作用，管段Ⅱ中的流体在进口对侧的壁面(z＋方向)形成液体浓相区，在由管段Ⅱ进入管段Ⅲ之后，流体由z＋方向流向y＋方向，形成螺旋流。由图4(a)可以看出，液相流体在通过管段Ⅱ与管段Ⅲ之间连接的弯头时，由于液相流体向一侧偏离聚集，液相流通面积减小，液相流体的流速增加，随着流体的螺旋运动，流体流动的高速区同样形成了螺旋分布，即在管段Ⅲ中心截面上，随着流体的流动，高速区在上下壁面交替出现。由图4(b)可以看出，当质量流量增加时，管道中流体流速增加，螺旋流动更加明显。

2.3 模型A内流体流线

图5(a)～图5(b)分别为模型A中不同工况下气相与液相流线示意。由图3(a)～图3(b)和图4(a)～图4(b)分析可知，由于气-液两相惯性不同，并且经过两个弯头在三维空间的转向，流体的浓相区与速度在管道中形成了螺旋型分布。由图5(a)～图5(b)可以看出，气相和液相在管段Ⅲ中呈“带状”流动，并且呈清晰的螺旋流动，验证了图3(a)～图3(b)与图4(a)～图4(b)的分析结果。

图4 模型A中不同工况下液相流体速度分布云图

图5 模型A中不同工况下流体流线

2.4 优化结构(模型B)内的流场分布

由以上分析可知，流体在现有布置结构(模型A)的管道中形成了螺旋流动，并且随着流速增加螺旋流更加明显，液体浓相区、流体高速区在管道中不同区域交替出现，可能会造成管道的震动，从而破坏设备。为了消除流体在管道中的螺旋流动，本研究对模型A进行了改进，提出了模型B，具体结构如图2所示。

图6(a)～图6(b)分别为模型B中不同工况下液相浓度分布云图。由图6(a)～图6(b)可以看出，在模型B中去掉了模型A中的管段Ⅱ后，流体由管段Ⅰ经弯头直接流入管段Ⅲ，在管段Ⅲ中沿着入口对侧的壁面(z＋方向，如图2所示)附近形成了液体浓相区，并且沿着管壁向中心流动，在管段Ⅲ中心区，由进口a与进口b流入的两股流体进行逆流接触，混合之后经管段Ⅵ向上流动进入下一个管段。由图6(a)～图6(b)还可以看出，结构改进之后，避免了流体在三维空间连续改变方向，进而消除了流体沿径向旋转的驱动力。

图6 模型B中不同工况下液相浓度分布云图

图7(a)～图7(b)分别为模型B中不同工况下气相与液相流体流线。由图7(a)～图7(b)可以看出，在管段Ⅲ中，流体流动比较稳定，螺旋流减弱，说明管道布置方式的改进结果达到了预期目的。

图7 模型B中不同工况下流体流线

图8(a)～图8(b)分别为管段Ⅲ内不同模型中心线上气相流体与液相流体的径向速度(z方向速度)分布。

由图8(a)可以看出，在模型A中，气相流体通过弯头进入管段Ⅲ时，z－方向存在较大速度，随着流体沿管段Ⅲ向原点位置流动，沿z－方向的速度逐渐减小后改变为z＋方向，z＋方向速度先增加后逐渐减小又改变为z－方向，按此规律交替出现，最后流体在中心处混合之后流入管段Ⅳ。由图8(a)还可以看出，流体沿管段Ⅲ向原点位置流动过程中，速度方向改变的频率逐渐减小，表明螺旋流动强度在减弱。对比模型B可以发现，模型B中气相流体在进入管段Ⅲ后，存在z＋方向的速度，随着流体沿管段Ⅲ向原点位置的流动，速度值逐渐减小，速度方向并没有交替改变，而在原点处，由于两股流体的混合作用，改变为z－方向。此外，在同一位置，Gs＝34.27 kg/s时的速度绝对值大于Gs＝27.69 kg/s时的值。由图8(b)可以看出，液相流体与气相流体的z方向速度分布规律相似，表明液相流体在模型A中形成了螺旋流动，在模型B中螺旋流动得到了有效抑制。

图8 管段Ⅲ内不同模型中心线上径向速度(z方向速度)分布

3 结语

对加氢精制装置加热炉出口管段内的气-液两相流进行了三维稳态模拟，重点分析了现有管线结构模式下气-液两相的浓度场分布及速度场分布，在此基础上，提出了管道布置优化改进方案，并对其流体力学特性进行了考察，主要结论如下:

1)气-液两相流在管道中流动，当流动方向改变时，由于惯性的影响，在壁面附近形成液体浓相区。流体在三维空间连续改变方向，将使得流体产生沿径向旋转的驱动力，从而在管道中形成螺旋流动。

2)随着质量流量的增加，流体在管道中形成的螺旋流更加显著，浓度分布与速度分布的不均匀性提高。

3)通过改进管道布置方式，减少了流体在三维空间连续改变方向的次数，减弱了螺旋流动，提高了流体流动的稳定性。