减压转油线是原油减压蒸馏单元中连接减压加热炉和减压蒸馏塔的重要管线，其主要职责是将高温的常压渣油在较低压降下输送至减压塔^[1-2]。

减压转油线内输送的渣油为气液两相碳氢混合物。在传输过程中，渣油在流动方向上受到阻力作用，压力持续下降。在这个过程中，渣油液滴中可挥发组分逐渐汽化，使渣油的汽化率逐渐提高。由于汽化率高低直接影响渣油的拔出率，因此提高渣油气化率是减压转油线设计好坏的重要考察因素。此外，为了保证减压塔各馏出分的质量，应当使减压炉维持在较低温度下操作。这就要求降低转油线的温度降控制在可接受范围内。

为了要设计出优秀的减压转油线，对转油线内部流场分布情况的了解是极重要的一环。目前对减压转油线内流场的研究较少，且研究方法主要分成2类，一是一维闪蒸模型^[3-6]，二是采用三维计算流体力学分析^{[3, 7]}。对于一维闪蒸模型，首先是将管道抽象为一系列相互连接的单元。在每个单元内，假设渣油气液相均匀混合，且温度相等^[2-4]。每个单元内气液相的交换则通过闪蒸计算获得。流场的压降通过两相流压降经验关联式进行计算^[8-11]。一维模型计算效率较高，但无法获得管内流场的具体情况。对于三维计算流体力学分析，目前研究主要采用VOF(volume of fluid)模型^[3]和DPM(discrete phase model)模型^[7]。由于液相渣油在占有较大质量分数的同时其体积分数极小( < 1%)，采用VOF模型就需要极精密的网格。为了处理数量巨大的网格，需要采用分段计算的方式^[3]，这就导致了管道连接处的失真。DPM模型忽略渣油体积，仅考虑液滴与连续相的动量质量传递^[7]。目前的研究简化了渣油蒸发过程，并将渣油蒸发速率定一个恒定的传质速率。而复杂碳氢混合物的蒸发过程是无法用一个常数准确模拟的^[13-14]。

本研究综合前人研究，采用了DPM模型对减压转油线内流场进行模拟。首先采用虚拟组分法对气液相渣油物理性质进行计算。而后为了精确模拟液滴表面传热与传质的过程，考虑了液滴表面温度对传质速率的影响。最后，分析了管道内气液相压力、温度、产物组成等因素，以期为减压转油线的设计提供指导。

1 研究方法

首先介绍了气液相渣油物理性质的描述方法，然后给出多相流模型的控制方程和计算方法。

1.1 气液相渣油物理性质描述

采用虚拟组分法描述渣油组成。虚拟组分法将渣油分为一系列窄组分，每个组分当做渣油的一种组成。本研究依照组分的沸点对渣油进行虚拟组分分割：将高于入口温度和低于出口温度的组分各划分为1种组分，而沸点在管道温度范围内的组分划分为4个组分。虚拟组分的平均沸点、平均相对分子质量、API重度和临界性质由PRO/Ⅱ软件进行计算。理想气体焓以及蒸发热采用Cavett方法^[15]计算。渣油液滴的密度采用API^[16]经验关联式。饱和蒸汽压通过估算不同温度和压力下的气液平衡常数获得。由于管内的压力较低，假设气相渣油为理想混合物。渣油液滴的表面张力使用Twu^[17]经验关联式计算。最后，气相与液相渣油的黏度采用Letsou-Stiel^[18]和Dean-Stiel方程^[19]进行计算。

1.2 连续相方程

流体流动与传热过程的计算基于3个基本的物理定律，即质量守恒、动量守恒和能量守恒。以下将具体介绍连续相中运用到的理论方程。

1.2.1 控制方程

将质量守恒定律运用于计算流体力学中，可以表述为单位时间内流入流体微元中的净质量，等于该时间内流体微元质量的净增量，具体如式(1) 所示^[20]。

$ \frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {y_i}) + \nabla (\overrightarrow {\rho v{y_i}} ) = \nabla \left( {\rho {D_i}\nabla {y_i} + \frac{{{\mu _{\rm{t}}}}}{{S{c_{\rm{t}}}}}} \right) + {S_i} $

(1)

由于本研究中流体为多种不同碳氢化合物组成的混合物，因此用多组分扩散的方程作为质量守恒方程的表达式。其中，ρ和$\overrightarrow v $分别为气体混合物的密度和速度，而y_i和D_i为第i种组分的局部质量分数和扩散系数。μ_t和Sc_t为湍流黏度和湍流Schmidt数。此外，S_i为源项并作为液相渣油蒸发并加入气相的接口。最后，该表达式可以同时运用于不可压缩流动与可压缩流动。动量守恒也可称为Navier-Stokes方程，具体如式(2)^[20]：

$ \begin{array}{c} \frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {u_i}) + \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}(\rho {u_i}{u_j}) = \frac{{\partial P}}{{\partial {x_i}}} + \frac{{\partial {\tau _{ij}}}}{{\partial {x_j}}} + \rho {g_i} + \\ {F_i}\frac{\partial }{{\partial t}}(\rho {y_i}) + \nabla (\overrightarrow {\rho v{y_i}} ) = \nabla \left( {\rho {D_i}\nabla {y_i} + \frac{{{\mu _{\rm{t}}}}}{{S{c_{\rm{t}}}}}} \right) + {S_i} \end{array} $

(2)

其中，P代表静压；而ρg_i为i方向上重力的体积力；F_i为其他模型引入的体积力源项；τ_ij为应力张量。多组分的能量守恒方程如式(3) 所示：

$ \begin{array}{c} (\overline {{C_p}} )\partial /\partial t\left( {\rho T} \right) + (\overline {{C_p}} )\nabla \cdot\left( {\rho vT} \right) = \nabla \cdot\lambda \nabla T + \\ (\overline {{C_{P{\rm{F}}}}} \;\overline {{D_F}} )\overline \rho \nabla yF\cdot\nabla T \end{array} $

(3)

其中，T和λ为当地体积元的温度和热传导系数，而$\overline {{C_p}} $和$\overline {{C_{P{\rm{F}}}}} \; \overline {{D_F}} $为气体混合物的平均比热和比热乘以渣油组分扩散系数的平均值。方程的最后1项表示由于组分扩散导致的能量传播过程。

1.2.2 湍流模型

湍流模型中最常见的标准k-ε模型，可以运用于绝大多数的工业湍流计算当中，但是标准k-ε模型各向同性的假设，将在高速流动的近壁区域产生较大误差。因此本研究采用Realizable k-ε模型^[21]对减压转油线内气相流动进行模拟。

1.3 离散相方程 1.3.1 渣油液滴的控制方程

渣油液滴的受力方程如式(4) 所示^[21]。

$ \frac{{{\rm{d}}{u_p}}}{{{\rm{d}}t}} = {F_{\rm{D}}}(\overrightarrow u - \overrightarrow {{u_{\rm{d}}}} ) + \frac{{\overrightarrow g ({\rho _{\rm{d}}} - \rho )}}{{{\rho _{\rm{d}}}}} $

(4)

其中F_D是指单位质量渣油液滴所受到的拖曳力。

渣油液滴的模拟还包括液滴与气相的传质过程。首先假设液滴内物质均匀混合，这是因为液滴内传质较气相快得多^[22]。由于液滴内传热速率较气相要慢，因此认为液滴表面与内部存在温差。本研究采用了考虑表面温度的传质模型，其中液滴传质过程采用式(5)^[21]。

$ \frac{{\rm{d}}}{{{\rm{d}}t}}\left( {{y_{i,l}}{\rho _l}\frac{4}{3}\pi R_{\rm{d}}^3} \right) = {{\dot m}_i}4\pi R_{\rm{d}}^2 $

(5)

ρ_l表示渣油液滴的质量密度，R_d代表液滴的半径，${\dot m}$表示液滴表面的蒸发或冷凝速率。

1.3.2 渣油蒸发过程迭代求解

渣油液滴计算的初始化采用收敛的连续相流场解。

本研究耦合求解物质与能量的传输过程，需要对每1个液滴表面进行传质过程迭代。由于减压转油线内压力较低，故假设气相组分为理想混合物。渣油液滴表面的组分浓度与气相组分关联采用拉乌尔定律(Raoult's law)，并写成式(6) 形式。

$ {p_{i,{\rm{v}}}} = {x_{i,{\rm{v}}}}P = {x_{i,{\rm{l}}}}{P_{{\rm{sat}},i}} $

(6)

p_{i, v}是气相中组分i的分压，而x_{i, v}和x_{i, l}是组分i在气相和液滴中的组分摩尔分数。P是气相的总压，P_{sat, i}是组分i在当前温度下的饱和蒸汽压。

液滴表面的温度通过计算液滴表面与其附近物质与能量平衡获得。其中，热传导包含2个部分，一是液滴周边的气体混合物传导至液滴表面的热量(q_o)，二是液滴内部与表面间的热传导(q_i)。液滴表面附近的热平衡方程如式(7)。

$ L({T_{\rm{s}}})\dot m = {q_{\rm{i}}} + {q_{\rm{o}}} $

(7)

L指的是液滴表面渣油在表面温度T_s下的汽化潜热。液滴内部热传导的计算考虑了液滴内的对流传热过程。液滴内部导热系数h_{i, eff}可以由热传导系数h_{i, eff}和非稳态等量热边界层厚度δ_e来计算，且表达式如式(8)。

$ {q_{\rm{i}}} = {h_{i,{\rm{eff}}}}({T_{\rm{d}}} - {T_{\rm{s}}}) = \frac{\lambda }{{{\delta _{\rm{e}}}}}({T_{\rm{d}}} - {T_{\rm{s}}}) $

(8)

本研究中，外部流场的有效热传导系数采用Reitz等^{[13, 20]}推导出的导热方程，并考虑了内部扩散和Stefan流动对液滴导热的影响。该方程具体如式(9)。

$ \begin{array}{c} {q_o} = {h_{o,{\rm{eff}}}}\left( {{T_{{\rm{sur}}}} - {T_{\rm{s}}}} \right) = \\ \frac{{\kappa \overline {{C_p}} \dot m}}{{{\rm{exp}}\left( {\frac{{2{r_0}\overline {{C_p}} \dot m}}{{\lambda Nu}} - \frac{{[{C_A}]({y_{{\rm{Fsur}}}} - {y_{{\rm{Fo}}}})}}{\lambda }\frac{{Sh}}{{Nu}}} \right) - 1}}({T_{{\rm{sur}}}} - {T_{\rm{s}}}) \end{array} $

(9)

其中，r₀为液滴的半径，${\overline {{C_p}} }$为液滴周边气体混合物的比热值，κ为热传导的校正因子，T_sur为周边气体的温度。最后，液滴表面的物质转移速率可以由经典的Spalding方程计算(如式10)。g_m为质量传递系数，B_M为Spalding传质系数^[21-22]。

$ \dot m = {g_{\rm{m}}}{\rm{ln}}\left( {1 + {B_{\rm{M}}}} \right) $

(10)

$ {g_{\rm{m}}} = Sh\rho \overline D /2R $

(11)

$ {B_{\rm{M}}} = ({y_{{\rm{Fs}}}} - {y_{{\rm{Fsur}}}})/(1 - {y_{{\rm{Fs}}}}) $

(12)

并且，需要设定2个温度。其一为蒸发温度T_vap。当温度低于T_vap时，由于蒸发速度缓慢，假设蒸发未发生；当温度高于T_vap时，则开始运用上述的渣油蒸发计算。

最后，热传导系数的计算需要与液滴表面的传质过程相耦合。由于方程的高度非线性，具体求解需要一个迭代的过程。迭代首先使用时间步初期渣油液滴和液滴所在网格内气相的数据进行计算，并获得方程(9) 左右两侧的差值。之后将该差值乘上松弛因子作为迭代残差，并以源项方式导入FLUENT中求解。

1.3.3 边界条件设定

关于离散相模型边界条件的选择，转油线的入口和出口处设定为逃逸(escape)边界条件。到达此处的液滴不在返回计算域，并脱离流场计算。其他管道内壁边界条件采用壁面膜(Wall-Film)模型。当液滴与壁面接触时，将根据接触角与相对速度，自动判断液滴是溅起或是附着在壁面上。液滴入口采用surface条件，渣油液滴通过surface进入计算域。

2 实例分析

选取3个工业上使用的减压转油线(外形如图 1)进行计算流体力学分析。管道内入口和出口处的温度和压力为工厂中实地测量^{[1, 7]}。其中，压力的测量采用U型管压差计和精密真空表。温度的测量选用热电偶。管道的结构参数主要包括入口与出口的管径、管道长度、弯管式样以及特殊部件(如裤状三通等)。对于所分析的减压转油线，其结构参数如表 1所示。

2.1 网格划分

运用ICEM 14.5软件对几何模型进行网格划分。由于网格的规律性较强，故全部采用结构化的六面体网格，使之在较少网格数下获得较高质量的数值解。如图 2所示，网格绘有良好边界层。各个减压转油线几何体的网格数量均控制在200万以内(A转油线147万，B转油线172万，C转油线185万)。其中，较小的网格主要存在于管道壁面附近以捕捉边界层。而较大网格主要位于转油线大直径管道末端，因为这部分流场的流速较小。

关于网格的无关性验证，由于减压转油线结构较简单，以较少网格即可获得高精确的解。而渣油液滴的计算需要较精密网格。为了节约计算时间，采用自适应网格技术，即在流场中选择速度梯度较大区域细化网格。

2.2 计算结果与讨论 2.2.1 转油线内压力分布

压力分布模拟结果的相对误差展现在表 2中，可以看出多相流模型的压力模拟较为精确，且相对误差均在5%左右。图 3为减压转油线内压力沿管径方向的分布情况。可以看出小管径管道内压力变化明显，而在接近出口的大直径管道内压力变化较小。

此外还可以看出，各管道内压力分布的主要区别在于异径管道的接头处。A管道在合流处压力陡降，B管道压力出现2次下降，C管道内压力的变化则较为平缓。其主要原因是这3种管道分别采取了不同的合流方式。对于A型管，它的入口管道直插入大直径管道。而C型管道2次在合流处采用裤状三通，压力波动明显较小。B管道压降变化陡峭程度介于在A和C管之间。可以看出在减压转油线内采用裤状三通和逐级扩径的方式，可以使管内流场较为平缓。

2.2.2 减压转油线内温度分布

温度模拟结果与真实值相对误差见表 2。管内温度分布图如图 4。

由图 4可以看出温降主要集中在转油线较小直径的管道中。此外，温度变化曲线的趋势和压力变化是很相似的，并在管道扩径处流场温度发生突降。这主要是管内气体进入大直径管道时发生突然膨胀而导致的。同样，A转油线由于管道突然扩张，温度变化相对较为剧烈。而B和C管道内由于2次扩径，温度逐渐降低，变化过程相对平缓。

2.2.3 减压转油线内速度分布

转油线内流场的速度分布如图 5所示。

由图 5可见，管道内流速在管道合流处剧烈升高，之后再急剧下降。流速剧烈升高的主要原因是管道在该处扩径，管内流体具体膨胀。之后大直径管道吸收了气体膨胀的体积，使流速再次回落。此外还可以看出，采用逐级扩径以及裤装三通的C转油线速度峰值最小。而采用直插式扩径的A转油线速度极值最大。

2.2.4 渣油液滴的汽化

本研究仅监控入口与出口处渣油液滴中各组分的含量，并将结果显示于表 3中。渣油各个组分以渣油的平均沸点进行命名，温度单位为摄氏度。其中A转油线的入口温度为394.7 ℃，B转油线为392.3 ℃，C转油线为389.0 ℃。对于出口温度，A转油线为380.2 ℃，B转油线为380.9 ℃，C转油线为374.0 ℃。

由表 3可以看出，转油线内对于平均沸点高于入口的渣油组分，蒸发的效果不明显。主要蒸发的渣油为轻组分，且平均沸点低于转油线出口温度的渣油组分基本蒸发完毕。除了最重的组分，其余组分也依次部分蒸发，且在液滴内所占质量分数有所下降。

2.2.5 液滴碰撞壁面情况

根据减压转油线内渣油液滴运动的轨迹图，可以看出几个液滴碰撞壁面的区域。分别为小直径管道的弯管部位和合流处大直径管道的壁面，具体位置如图 6所示。由于减压转油线的振动问题也是管道设计重要的考虑因素，这些渣油液滴作为激振源，将导致该部分管路的剧烈振动。因此施工过程中需给予额外固定。

3 结论与展望

通过建立计算流体力学模型，对减压转油线内伴随气液相变的两相流进行模拟与分析，旨在对转油线结构优化做出一定指导。获取了3套工业中减压转油线的结构参数、渣油物性和操作条件。从压力、温度、流速、渣油液化以及液滴轨迹这些角度对转油线内流场分布进行了理论研究，并得出以下结论：

1) 多相流模型虽然计算量大，但可以模拟出准确趋势，且在模拟结果上逼近工业值；2) 减压转油线入口管道合流方式的不同，直接影响管道内的压力、温度等的分布；3) 管道内汽化的渣油主要是平均沸点低于管道入口温度的较轻渣油组分；4) 入口处小直径管道应两次采用裤状三通汇入大直径管道，以使流场变化平稳，并减小管道的振动；5) 管道内液滴随流场运动，且大多碰撞了弯管中曲率半径较大的外侧处管壁，需要对这部分管件加固，以预防管道的振动。