專利名稱：乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法
技術(shù)領(lǐng)域：
本發(fā)明涉及乙烯裂解爐膛燃?xì)馊紵胺磻?yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法。
背景技術(shù)：
裂解爐是乙烯裝置中的關(guān)鍵設(shè)備，通過底部或側(cè)壁燒嘴的氣或油等燃料燃燒放熱，使?fàn)t膛反應(yīng)管內(nèi)原料油發(fā)生裂解反應(yīng)生成烯烴。
裂解爐裂解反應(yīng)模型的建立可以預(yù)測烯烴收率，這對工藝參數(shù)的調(diào)整或裂解爐的設(shè)計(jì)、改造具有重要意義。由于裂解反應(yīng)為吸熱反應(yīng)，受爐膛燃?xì)馊紵挠绊戄^大，因此，對裂解反應(yīng)進(jìn)行建模研究的同時(shí)，必須對爐膛的燃?xì)馊紵M(jìn)行建模。對于爐膛燃燒過程，出于簡化計(jì)算，一般采用分區(qū)法進(jìn)行煙氣輻射傳熱的計(jì)算來獲得反應(yīng)管所獲得的熱通量，而這些模型通過煙氣溫度進(jìn)行輻射傳熱的計(jì)算而忽略了燃燒及煙氣流動(dòng)對煙氣溫度分布的影響，并將爐內(nèi)煙氣視為理想氣體流動(dòng)，這對于實(shí)際爐內(nèi)氣體流動(dòng)場來說，煙氣的流動(dòng)模式完全不同，從而導(dǎo)致計(jì)算將會(huì)有很大的誤差。隨著計(jì)算機(jī)及流體計(jì)算技術(shù)的發(fā)展。藍(lán)興英(2004)、吳德飛(2005)([1]藍(lán)興英，高金森，徐春明.乙烯裂解爐內(nèi)傳遞和反應(yīng)過程綜合數(shù)值模擬研究III.爐膛內(nèi)燃燒和傳熱過程的數(shù)值模擬[J].石油學(xué)報(bào)(石油加工)，2004，20(1)46-51；[2]吳德飛，何細(xì)藕，孫麗麗等.乙烯裂解爐輻射段三維流場和燃燒的數(shù)值模擬計(jì)算[J].石油化工，2005，34(8)749-753)；對乙烯裂解爐輻射爐膛進(jìn)行了三維流場和燃燒傳熱的模擬計(jì)算，但認(rèn)為爐體及反應(yīng)管的對稱性，只以部分爐膛為對象進(jìn)行了研究，由于燃?xì)馊紵螽a(chǎn)生的高溫?zé)煔庠跔t膛內(nèi)產(chǎn)生橫向膨脹，會(huì)對煙氣流動(dòng)產(chǎn)生影響，另外，受爐膛側(cè)墻的影響，其煙氣溫度及反應(yīng)管所獲得的熱通量也與爐膛中部不同，因此，爐膛及反應(yīng)管的對稱性并不表示爐內(nèi)煙氣流動(dòng)模式、煙氣溫度分布是對稱的，從而對計(jì)算帶來誤差。
對于反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的模擬計(jì)算，由于石油烴裂解反應(yīng)的復(fù)雜性，目前一般所采用的裂解反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型主要有以下三種經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?、簡化理論模型和機(jī)理模型。經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵栽囼?yàn)評(píng)價(jià)數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，通過分析歸納來建立裂解產(chǎn)物與原料特性和操作條件的數(shù)學(xué)關(guān)聯(lián)式，在一定的條件范圍內(nèi)對裂解產(chǎn)物的收率進(jìn)行預(yù)測，在原料和操作條件改變與模型限定范圍不符時(shí)，往往會(huì)帶來較大的偏差。Kumar and Kunzru(1985)，錢鋒(1995)，戴煜(2000)等應(yīng)用簡化理論模型(分子反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型)對石腦油裂解歷程進(jìn)行了計(jì)算([3]Pramod Kumar，Deepak Kunzru.Modeling of Naphtha Pyrolysis[J].Ind.Eng.Chem.Proc.Des.Dev.，1985，24(3)774-782；[4]錢鋒.大型乙烯裝置中裂解爐模型化與優(yōu)化的研究[D].上海華東理工大學(xué)，1995；[5]戴煜.餾分油蒸汽裂解系統(tǒng)的建模[D].南京南京理工大學(xué)，2000)。機(jī)理模型(自由基反應(yīng)動(dòng)力學(xué)模型)應(yīng)用自由基鏈反應(yīng)理論來研究裂解過程動(dòng)力學(xué)模型，SPYRO裂解程序?yàn)槠鋺?yīng)用的典型代表，但由于反應(yīng)復(fù)雜，產(chǎn)物眾多，即使從理論上描述純烴的裂解也是很困難的，因此，應(yīng)用較少。
一般而言，現(xiàn)有乙烯裂解爐膛燃燒與管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法的缺點(diǎn)有(1)采用分區(qū)法利用煙氣溫度進(jìn)行爐膛輻射傳熱的計(jì)算，認(rèn)為每一區(qū)的煙氣溫度相同，若分區(qū)少，則計(jì)算誤差很大，若分區(qū)過多，則計(jì)算量太大，并忽略了煙氣流動(dòng)對煙氣溫度的影響，這會(huì)對管內(nèi)裂解反應(yīng)的吸熱量計(jì)算帶來很大誤差；(2)對爐膛實(shí)體模型進(jìn)行了簡化，只計(jì)算一組燒嘴或部分爐體的煙氣流速場和煙氣溫度場，受煙氣橫向膨脹及爐膛側(cè)墻的影響，其計(jì)算結(jié)果并不能帶表整個(gè)爐膛內(nèi)的燃?xì)馊紵隣顩r；(3)基元反應(yīng)模型過于復(fù)雜，包含3500個(gè)以上的反應(yīng)，計(jì)算量太大，而經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ途窒抻谙薅ǖ牟僮鳁l件和原料特性，適用范圍較窄。

發(fā)明內(nèi)容
本發(fā)明的目的是提供乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法。針對現(xiàn)有建模方法的上述三個(gè)主要缺點(diǎn)，本發(fā)明基于實(shí)際裂解爐爐膛裝置模型，提出了一個(gè)裂解爐膛及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法。發(fā)明的目的還在于提供一種其中爐膛模型與實(shí)際裂解爐完全相同，可以全面、完整的反映爐膛燃?xì)馊紵?、煙氣流?dòng)模式，尤其是管內(nèi)裂解反應(yīng)模型采用分子反應(yīng)模型，可以在較寬的裂解條件范圍內(nèi)適用，方便模型的實(shí)際工業(yè)應(yīng)用。
本發(fā)明的技術(shù)解決方案是乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法，1)建立裂解爐膛模型，考慮復(fù)雜的燒嘴布置，建立與實(shí)際爐膛相同尺寸及其特征的實(shí)體模型，根據(jù)燃?xì)獾慕M成分析結(jié)果，建立基于爐膛內(nèi)非預(yù)混燃燒的概率密度函數(shù)PDF模型進(jìn)行爐內(nèi)燃?xì)馊紵挠?jì)算；2)建立裂解爐反應(yīng)管模型，管內(nèi)裂解反應(yīng)模型采用分子反應(yīng)模型，針對油品的不同，對一次反應(yīng)選擇性系數(shù)進(jìn)行調(diào)整，使計(jì)算的反應(yīng)管出口乙烯收率與實(shí)際接近或相同；3)將建立的裂解爐膛燃燒模型與反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)耦合計(jì)算。進(jìn)行耦合計(jì)算時(shí)，是將計(jì)算得到的管壁溫度和熱通量進(jìn)行編程，以管壁熱邊界條件形式，通過邊界條件將兩個(gè)系統(tǒng)進(jìn)行耦合計(jì)算。
將復(fù)雜的碳?xì)浠衔锟闯删哂衅骄肿邮紺xHy的單一烴，首先發(fā)生的是一次反應(yīng)，當(dāng)反應(yīng)進(jìn)行到一定深度后，開始發(fā)生二次反應(yīng)。根據(jù)原料油油料的組成不同，其平均分子式和裂解反應(yīng)特性也存在較大差異；在對具體的原料油進(jìn)行裂解過程建模時(shí)，對一次反應(yīng)的選擇性系數(shù)必須進(jìn)行必要的調(diào)整，二次反應(yīng)的系數(shù)及動(dòng)力學(xué)參數(shù)則基本保持不變。
1)爐膛燃燒模型的建立(1)裂解爐膛實(shí)體模型及網(wǎng)格劃分按照實(shí)際裂解爐膛結(jié)構(gòu)，充分考慮燒嘴布置特點(diǎn)，建立裂解爐膛的全尺寸結(jié)構(gòu)模型，并進(jìn)行網(wǎng)格劃分(詳見附圖3，附圖4)，以確定方程離散求解時(shí)的區(qū)域。對燒嘴處等流場變化較大的地方采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格進(jìn)行細(xì)化，是為了提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，以更準(zhǔn)確地模擬流動(dòng)變化趨勢；對流場變化大的地方進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化，是為了提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，流場的變化是通過將微分方程在網(wǎng)格中心節(jié)點(diǎn)上離散進(jìn)行計(jì)算得到，流場變化大的地方進(jìn)行網(wǎng)格細(xì)化才能更準(zhǔn)確地計(jì)算得到流體流場。
(2)根據(jù)燃?xì)獾慕M成分析結(jié)果，建立燃?xì)獾姆穷A(yù)混燃燒模型。紊流和化學(xué)的相互作用考慮為一個(gè)概率(幾率)密度函數(shù)(PDF)，進(jìn)行熱化學(xué)計(jì)算，并列成表以便于計(jì)算，即預(yù)先計(jì)算溫度、密度、組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的瞬時(shí)值和瞬時(shí)焓函數(shù)的物理屬性，將它們儲(chǔ)存在查詢表中，然后被用來根據(jù)混合分?jǐn)?shù)值、混合分?jǐn)?shù)變化量值和焓值來確定在計(jì)算反應(yīng)流動(dòng)過程中被計(jì)算的平均組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，密度和溫度。列成表以便于計(jì)算是指在采用概率密度函數(shù)描述非預(yù)混燃燒時(shí)，將預(yù)先計(jì)算溫度、密度、組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)的瞬時(shí)值和瞬時(shí)焓函數(shù)的物理屬性，將它們儲(chǔ)存在查詢表中，然后被用來根據(jù)混合分?jǐn)?shù)值、混合分?jǐn)?shù)變化量值和焓值來確定在計(jì)算反應(yīng)流動(dòng)過程中被計(jì)算的平均組分質(zhì)量分?jǐn)?shù)，密度和溫度。
解兩個(gè)守恒量的輸運(yùn)方程，混合分?jǐn)?shù)方程為(1)式，混合分?jǐn)?shù)的方差方程為(2)式，每個(gè)組分的濃度用預(yù)混分?jǐn)?shù)場得到。
∂∂t(ρ&florin;-)+▿·(ρv-f-)=▿·(μtσt▿f-)---(1)]]>∂∂t(ρf′2-)+▿·(ρv-f′2-)=▿·(μtσt▿f′2-)+Cgμt(▿2f-)-Cdρϵkf′2----(2)]]>式中混合分?jǐn)?shù)f可根據(jù)原子質(zhì)量分?jǐn)?shù)寫為中(3)式
f=zi-zi,oxzi,fuel-zi,ox---(3)]]>Zi-元素i的元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)。下標(biāo)ox表示氧化劑流入口處的值，fuel表示燃料流入口處的值。如果所有組分的擴(kuò)散系數(shù)相等，上式對所有元素都是相同且混合分?jǐn)?shù)定義是唯一的。因此，混合分?jǐn)?shù)就是由來源于燃料流的元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)。
f'=f-f-.]]>常數(shù)σt、Cg和Cd分別取0.85，2.86和2.0。 為平均混合分?jǐn)?shù)。
(3)流動(dòng)方程的建立為了計(jì)算爐膛內(nèi)煙氣流動(dòng)及溫度場，需對雷諾平均的Navier-Stokes方程進(jìn)行求解，包括連續(xù)性方程、動(dòng)量方程及能量方程，并首先假設(shè)為穩(wěn)態(tài)過程。
式(4)為連續(xù)性方程，描述了質(zhì)量守恒；Σi=13∂∂xi(ρUi)=0---(4)]]>式(5)為動(dòng)量方程ρ∂(uiuj)∂xi=-∂p∂xj+∂∂xi(μeff(∂uj∂xi+∂ui∂xi))+ρgi+Fj---(5)]]>能量方程在非絕熱PDF燃燒模型模式下，能量方程為式(6)Σj=13∂∂xj(ρujH)=Σj=13∂∂xj(kcp∂H∂xj)+sh---(6)]]>假定劉易斯數(shù)為1，方程右邊第一項(xiàng)為組分?jǐn)U散和導(dǎo)熱項(xiàng)的合并項(xiàng)；忽略粘性耗散產(chǎn)生的熱量，Sh為化學(xué)反應(yīng)熱源項(xiàng)。總焓H定義為H=ΣjmjHj---(7)]]>組分j的總焓定義為Hj=∫Tref,jTcp,jdT+hjo(Tref,j)---(8)]]>其中hjo(Tref，j)是組分j基于參考溫度Tref，j′的生成焓。
k方程ρui∂k∂xi=∂∂xi[(μ+μ1σk)∂k∂xi]+G-ρϵ---(9)]]>ε方程ρui∂ϵ∂xi=∂∂xi[(μ+μ1σϵ)∂ϵ∂xi]+c1ϵkG-c2ρϵ2k---(10)]]>
這里μ1=cμρk2ϵ;]]>G=μ1∂ui∂xj(∂ui∂xj+∂uj∂xi);]]>u，x分別表示流速和坐標(biāo)方向(i，j＝1，2，3是指x，y，z三個(gè)坐標(biāo)方向)；p為壓力；k為湍動(dòng)能；ε為湍動(dòng)能耗散率；ρ為液體密度；gi為重力加速度；Fi為體積力；μeff為有效湍流粘度(等于分子粘度μ與湍流粘度μi之和，即μeff＝μ+μi)。
對標(biāo)準(zhǔn)k-ε方程，方程中的系數(shù)cμ＝0.09，c1＝1.44，c2＝1.92，σk＝1.0，σε＝1.3(4)輻射傳熱模型▿·(I(rρ,sρ)sρ)+(αλ+σs)I(rρ,sρ)=αn2σT4π+σs4π∫04πI(rρ,s'ρ)Φ(sρ,sρ')dΩ'---(11)]]>其中 -位置向量， -方向向量， -散射方向，s-沿程長度(行程長度)，α-吸收系數(shù)，n-折射系數(shù)，σs-散射系數(shù)，σ-斯蒂芬—玻耳茲曼常數(shù)(5.672×10-8W/(m2·K4))，I-輻射強(qiáng)度，依賴于位置( )與方向( )T-當(dāng)?shù)販囟?，?相位函數(shù)，Ω′-立體角。
2)反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)模型(1)流動(dòng)方程式(12)為連續(xù)性方程ρu∂∂z(Cjρ)=ρDe[∂2∂r2(Cjρ)+1r(CJρ)]+Rj---(12)]]>其中Rj=Σi=1MSi,jvi---j=1...N-speciesi=1...M-reactions]]>式(13)為能量方程ΣjmjCpj∂T∂z=λe[∂2T∂r2+1r∂T∂r]+Σi(-ΔHivi)---(13)]]>式(14)為壓力方程(1MPt-PtαG2RT)dPtdz=ddz(1M)+1M[1TdTdz+fr]---(14)]]>其中磨擦系數(shù)fr=0.092Re-0.2dt---(15)]]>對于直管段
fr=0.092Re-0.2d1+xπRb---(16)]]>彎曲段

(2)反應(yīng)模型石腦油、重油裂解反應(yīng)模型均采用分子反應(yīng)模型。其中石腦油裂解反應(yīng)模型共22個(gè)裂解反應(yīng)方程，包括一個(gè)總的一次反應(yīng)式和21個(gè)二次反應(yīng)式，見表1；重油裂解反應(yīng)模型共20個(gè)裂解反應(yīng)方程，包括一個(gè)總的一次反應(yīng)式和19個(gè)二次反應(yīng)式，見表2。并認(rèn)為二次反應(yīng)與原料性質(zhì)無關(guān)，而一次反應(yīng)的選擇性則與原料性質(zhì)密切相關(guān)。根據(jù)油品的不同，對一次反應(yīng)選擇性系數(shù)進(jìn)行了修改。
表1石腦油裂解反應(yīng)模型

其中Bbenzene(苯)；Ttoluene(甲苯)；EBethyl benzene(乙苯)；STstyrene(苯乙烯)表2重油裂解反應(yīng)模型

其中Bbenzene(苯)；Ttoluene(甲苯)；EBethyl benzene(乙苯)；STstyrene(苯乙烯)3)模型計(jì)算方法(1)根據(jù)實(shí)際工業(yè)裂解爐管壁溫度測定值，作為初始估計(jì)值，對裂解爐膛模型的管壁溫度進(jìn)行賦值并作為熱邊界條件進(jìn)行爐膛燃?xì)馊紵挠?jì)算，得到反應(yīng)管所獲得的熱通量；(2)進(jìn)行爐內(nèi)燃?xì)馊紵?jì)算并獲得反應(yīng)管熱通量，將其作為管內(nèi)裂解反應(yīng)的吸熱量，即反應(yīng)管的熱邊界條件，進(jìn)行管內(nèi)裂解反應(yīng)的模擬計(jì)算，得到一組管壁溫度分布；(3)將前后兩次管內(nèi)裂解反應(yīng)計(jì)算過程中所獲得的管壁溫度進(jìn)行比較，也即熱邊界條件，如果小于10℃，則停止計(jì)算，否則重復(fù)(1)、(2)過程；將前后兩次管內(nèi)裂解反應(yīng)計(jì)算過程中所獲得的管壁溫度進(jìn)行比較，是指兩次管內(nèi)裂解反應(yīng)系統(tǒng)裂解反應(yīng)計(jì)算后，管壁溫度的比較，是熱邊界條件不同，改變了。
(4)針對裂解爐現(xiàn)運(yùn)行工況進(jìn)行爐膛燃燒與反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的迭代計(jì)算，將計(jì)算所得的裂解產(chǎn)物收率、管壁溫度分布與測定值進(jìn)行比較，使之相近，否則修改一次反應(yīng)選擇性參數(shù)重新計(jì)算；
本發(fā)明的優(yōu)點(diǎn)1)建立了全爐膛尺寸模型，完全反映出了爐膛煙氣流動(dòng)、溫度分布情況，更接近于實(shí)際爐膛燃?xì)馊紵隣顩r；其中爐膛模型與實(shí)際裂解爐完全相同，可以全面、完整的反映爐膛燃?xì)馊紵?、煙氣流?dòng)模式，2)分子反應(yīng)模型化學(xué)反應(yīng)方程式相比基元反應(yīng)要少，計(jì)算量相對較小；3)該模型對原料分析要求大大降低，可以在較寬的裂解條件范圍內(nèi)適用，方便模型的實(shí)際工業(yè)應(yīng)用。可以根據(jù)油品的不同對一次反應(yīng)選擇性系數(shù)進(jìn)行相應(yīng)的修改，應(yīng)用較為靈活，可以在較寬的裂解條件范圍內(nèi)對裂解歷程或操作條件進(jìn)行描述。
4)本發(fā)明基于實(shí)際裂解爐爐膛裝置模型，管內(nèi)裂解反應(yīng)模型采用分子反應(yīng)模型，在計(jì)算過程中對兩個(gè)系統(tǒng)基于熱量平衡進(jìn)行耦合計(jì)算，并用熱邊界條件將兩步計(jì)算耦合即兩個(gè)系統(tǒng)耦合。表明所建立的模型對于管壁溫度分布趨勢具有很好的預(yù)測性能。


圖1是裂解爐結(jié)構(gòu)示意圖；圖2是反應(yīng)管示意圖；圖3是裂解爐網(wǎng)格劃分圖；圖4底部燒嘴處網(wǎng)格細(xì)化放大圖。
具體實(shí)施例方式
以下結(jié)合石腦油裂解爐實(shí)例對本發(fā)明作進(jìn)一步的說明采用某石化公司烯烴廠實(shí)際生產(chǎn)歷史數(shù)據(jù)驗(yàn)證模型的有效性。
將模型分為爐膛燃燒與反應(yīng)管兩個(gè)系統(tǒng)分別進(jìn)行計(jì)算，并用熱邊界條件將兩個(gè)系統(tǒng)耦合。通過燃?xì)饨M分分析結(jié)果建立非預(yù)混燃燒的PDF文件進(jìn)行熱化學(xué)計(jì)算，將熱化學(xué)計(jì)算結(jié)果的PDF文件導(dǎo)入爐膛模型，進(jìn)行燃?xì)馊紵?、傳熱的?jì)算。爐膛燃燒與反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的耦合計(jì)算，是指邊界條件的耦合，即將爐膛燃燒獲得的反應(yīng)管熱通量(沿管長的分布)，采用其(經(jīng)C語言編程)作為熱邊界條件賦給反應(yīng)管裂解反應(yīng)系統(tǒng)，作為裂解反應(yīng)的吸熱量，進(jìn)行裂解反應(yīng)的計(jì)算；將裂解反應(yīng)系統(tǒng)計(jì)算獲得的反應(yīng)管壁溫度分布編程作為熱邊界條件再賦給爐膛燃燒系統(tǒng)，如此反復(fù)取代進(jìn)行計(jì)算。將前后兩次管內(nèi)裂解反應(yīng)計(jì)算過程中所獲得的管壁溫度進(jìn)行比較，是指兩次管內(nèi)裂解反應(yīng)系統(tǒng)裂解反應(yīng)計(jì)算后，管壁溫度的比較，是熱邊界條件不同得到的結(jié)果進(jìn)行比較。
按本發(fā)明的耦合計(jì)算方法進(jìn)行反應(yīng)管內(nèi)石腦油裂解反應(yīng)的計(jì)算直至收斂，部分裂解產(chǎn)物與管壁溫度的模擬計(jì)算結(jié)果與生產(chǎn)工藝數(shù)據(jù)進(jìn)行了驗(yàn)證，見表3。管壁溫度的計(jì)算值與實(shí)測數(shù)據(jù)的比較見表4。
表3爐管出口處產(chǎn)品收率比較

表4管壁溫度計(jì)算結(jié)果與實(shí)測數(shù)據(jù)的比較

從表3可以看出，主要裂解產(chǎn)物乙烯、丙烯、甲烷的收率計(jì)算值與實(shí)測值接近，表4的管壁溫度計(jì)算值與實(shí)測值趨勢基本一致，在管長的7.37m處偏差較大，相對誤差為3.2％，但總的看來可以滿足一般的工業(yè)應(yīng)用。
通過模擬計(jì)算，表明所建立的模型對于管壁溫度分布趨勢具有很好的預(yù)測性能，裂解反應(yīng)的部分裂解產(chǎn)物與實(shí)際生產(chǎn)工藝數(shù)據(jù)基本接近，從而為裂解爐燃燒工況優(yōu)化、工藝參數(shù)調(diào)整提供指導(dǎo)。
權(quán)利要求
1.乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法，其特征如下1)建立裂解爐膛模型，考慮復(fù)雜的燒嘴布置，建立與實(shí)際爐膛相同尺寸及其特征的實(shí)體模型，根據(jù)燃?xì)獾慕M成分析結(jié)果，建立基于爐膛內(nèi)非預(yù)混燃燒的概率密度函數(shù)PDF模型進(jìn)行爐內(nèi)燃?xì)馊紵挠?jì)算；2)建立裂解爐反應(yīng)管模型，管內(nèi)裂解反應(yīng)模型采用分子反應(yīng)模型，針對油品的不同，對一次反應(yīng)選擇性系數(shù)進(jìn)行調(diào)整，使計(jì)算的反應(yīng)管出口乙烯收率與實(shí)際接近或相同；3)將建立的裂解爐膛燃燒模型與反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)耦合計(jì)算；進(jìn)行耦合計(jì)算時(shí)，是將計(jì)算得到的管壁溫度和熱通量進(jìn)行編程，以管壁熱邊界條件形式，將乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)兩個(gè)系統(tǒng)進(jìn)行耦合計(jì)算。
2.根據(jù)權(quán)利要求1所述的裂解爐膛模型，其特征是建立與實(shí)際爐膛相同尺寸及其特征的實(shí)體模型，由實(shí)際燃?xì)獾慕M成分析結(jié)果，建立非預(yù)混燃燒的PDF模型進(jìn)行燃?xì)馊紵挠?jì)算。
3.根據(jù)權(quán)利要求1所述的裂解反應(yīng)模型，其特征是將復(fù)雜的碳?xì)浠衔锟闯删哂衅骄肿邮紺xHy的單一烴，首先發(fā)生的是一次反應(yīng)，當(dāng)反應(yīng)進(jìn)行到一定深度后，開始發(fā)生二次反應(yīng)。原料油的組成不同，其平均分子式和裂解反應(yīng)特性也存在較大差異。在對具體的原料油進(jìn)行裂解過程建模時(shí)，對一次反應(yīng)的選擇性系數(shù)必須進(jìn)行必要的調(diào)整，二次反應(yīng)的系數(shù)及動(dòng)力學(xué)參數(shù)則基本保持不變。
4.根據(jù)權(quán)利要求1所述的裂解爐膛模型，其特征是所述耦合計(jì)算是將計(jì)算得到的管壁溫度和熱通量進(jìn)行編程，以管壁熱邊界條件形式，將兩個(gè)系統(tǒng)進(jìn)行耦合計(jì)算；爐膛燃燒與反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的耦合計(jì)算指邊界條件的耦合，即將爐膛燃燒獲得的反應(yīng)管熱通量(沿管長的分布)，采用C語言編程作為熱邊界條件賦給反應(yīng)管裂解反應(yīng)系統(tǒng)，作為裂解反應(yīng)的吸熱量，進(jìn)行裂解反應(yīng)的計(jì)算；將裂解反應(yīng)系統(tǒng)計(jì)算獲得的反應(yīng)管壁溫度分布編程作為熱邊界條件再賦給爐膛燃燒系統(tǒng)，如此反復(fù)計(jì)算。
5.根據(jù)權(quán)利要求1所述的乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法，其特征是反應(yīng)模型是根據(jù)石腦油、重油裂解反應(yīng)模型均采用分子反應(yīng)模型；其中石腦油裂解分子反應(yīng)模型共22個(gè)裂解反應(yīng)方程，包括一個(gè)總的一次反應(yīng)式和21個(gè)二次反應(yīng)式。
全文摘要
乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)的建模方法，建立裂解爐膛模型，建立與實(shí)際爐膛相同尺寸及其特征的實(shí)體模型，根據(jù)燃?xì)獾慕M成分析結(jié)果，建立基于爐膛內(nèi)非預(yù)混燃燒的概率密度函數(shù)PDF模型進(jìn)行爐內(nèi)燃?xì)馊紵挠?jì)算；建立裂解爐反應(yīng)管模型，管內(nèi)裂解反應(yīng)模型采用分子反應(yīng)模型，使計(jì)算的反應(yīng)管出口乙烯收率與實(shí)際接近或相同；將建立的裂解爐膛燃燒模型與反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)耦合計(jì)算；進(jìn)行耦合計(jì)算時(shí)，是將計(jì)算得到的管壁溫度和熱通量進(jìn)行編程，將乙烯裂解爐膛燃燒及反應(yīng)管內(nèi)裂解反應(yīng)兩個(gè)系統(tǒng)進(jìn)行耦合計(jì)算。本發(fā)明所建立的模型特別適用于具有底部、側(cè)壁燒嘴聯(lián)合供熱的乙烯裂解爐，具有較好預(yù)測精度并滿足工程應(yīng)用的需要。
文檔編號(hào)C07C11/04GK1936908SQ200610096828
公開日2007年3月28日 申請日期2006年10月19日 優(yōu)先權(quán)日2006年10月19日
發(fā)明者肖睿, 蔣勇, 韓云龍, 衛(wèi)達(dá), 許巖峰, 哈兵, 章名耀, 程相杰, 查新祺, 胡天生, 仲懷東 申請人:揚(yáng)子石油化工股份有限公司