孫志巖，劉小雋，齊向陽

（遼寧石化職業(yè)技術(shù)學(xué)院， 遼寧 錦州 121001）

Aspen Exchanger Design ＆ Rating （以下簡稱Aspen EDR）是美國Aspen Tech公司推出的一款傳熱工程計算軟件。Aspen EDR不僅能為用戶提供優(yōu)化的再沸器設(shè)計方案，而且能夠模擬和校核熱虹吸再沸器的循環(huán)穩(wěn)定性，從而提供完善可靠的再沸器安裝設(shè)計方案。

石油化工裝置中，再沸器通常安裝于精餾塔塔底，并且二者保持一定高度差。自然循環(huán)式再沸器依據(jù)流體運動推動力大于等于阻力的原理設(shè)計，這是實現(xiàn)塔釜物料“熱虹吸”運動的重要前提。再沸器的加熱介質(zhì)是低壓蒸汽，低壓蒸汽流經(jīng)再沸器殼程對管程物料進行加熱，同時自身冷凝為水[1-3]。塔釜物料在重力作用下進入再沸器管程，被加熱后形成汽液兩相流，并以較高的流速返回塔內(nèi)。塔釜正常操作時的液位到再沸器下管板的垂直距離稱為安裝高度，是再沸器循環(huán)的推動力，同時影響返塔汽液兩相流的汽化率[4]。再沸器循環(huán)的阻力來自于流體進入再沸器前管道的阻力降、流體流經(jīng)再沸器換熱管的阻力降和汽液兩相流自再沸器出口返塔的阻力降。當(dāng)推動力大于等于阻力時，再沸器的汽化率愈大，則出口管道中物料的密度愈小，進出口管道的密度差越大，塔釜液體不斷被“虹吸”進入再沸器，汽液混合物自動返回塔內(nèi)，從而實現(xiàn)自然循環(huán)。

熱虹吸式再沸器根據(jù)安裝形式可分為兩類：立式熱虹吸再沸器和臥式熱虹吸再沸器。再沸器的安裝形式與裝置的規(guī)模、介質(zhì)的結(jié)垢性質(zhì)和用戶操作習(xí)慣密切相關(guān)。立式熱虹吸再沸器具有節(jié)能、傳熱效率高、設(shè)備布局緊湊、不易結(jié)垢堵塞等優(yōu)點，在石油化工行業(yè)應(yīng)用廣泛。

1 再沸器的安裝高度

本文設(shè)計和優(yōu)化的立式熱虹吸再沸器與低壓精餾塔相連。如圖1所示，立式熱虹吸再沸器的循環(huán)推動力來源于塔釜正常液位到再沸器下管板的垂直距離H。經(jīng)再沸器加熱后，塔釜物料的汽液混合物返回精餾塔分離，省去了再沸器的分離空間。本文中再沸器工藝選型見表1。在工藝介質(zhì)組成及再沸器設(shè)備選型確定的前提下，立式熱虹吸再沸器需要較大的循環(huán)推動力，因此需要對安裝高度H進行精確核算[5]。本文在初步確定設(shè)備選型后，采用Aspen EDR軟件首先根據(jù)再沸器的設(shè)備參數(shù)擬定了其安裝高度，然后再校核塔釜、再沸器、以及相連管道循環(huán)系統(tǒng)的壓力平衡，最后根據(jù)計算結(jié)果確定精餾塔裙座和再沸器的基礎(chǔ)高度，以確保再沸器穩(wěn)定循環(huán)。

圖1 立式熱虹吸再沸器的安裝高度Fig.1 Installation height of the vertical thermosyphon reboiler

適宜的再沸器安裝高度對精餾塔的正常操作十分關(guān)鍵[6]。本文通過調(diào)控安裝高度H（固定再沸器出入口管道管徑分別為DN 150和DN 200），校核了再沸器的設(shè)計參數(shù)，結(jié)果見表2。隨著H增大，再沸器循環(huán)量增大，管程物料汽化率逐漸降低，有效傳熱溫差逐漸下降，管側(cè)的傳熱系數(shù)增加，管程壓力降逐漸增大。安裝高度H過小， 推動力不足，塔釜和再沸器無法實現(xiàn)自然循環(huán)。安裝高度H過大，塔釜和再沸器的循環(huán)量大幅增加。一方面，塔釜物料過冷度增加，再沸器顯熱段增長，管側(cè)傳熱系數(shù)迅速減小，致使汽化率顯著降低； 另一方面，換熱管束顯熱段增長，蒸發(fā)段縮短，汽液分離空間減少，易引起大量的汽液夾帶，導(dǎo)致產(chǎn)品不合格[7]。安裝高度H的最佳設(shè)計方案是使再沸器管束內(nèi)物料在到達出口時實現(xiàn)完全的單程汽化，然后汽相離開再沸器進入精餾塔釜[8]。因此，H的取值是一個關(guān)鍵設(shè)計參數(shù)。鑒于工藝選型的再沸器換熱管長度為2.5 m，并考慮實際生產(chǎn)中精餾塔塔釜液位的波動，本文調(diào)節(jié)再沸器的上管板與精餾塔塔釜液面基本持平，同時為實際生產(chǎn)留有一定的設(shè)計余量。最終，再沸器安裝高度H確定為3 m。

表1 再沸器的工藝選型與操作參數(shù)Table 1 Selection of the reboiler and process operation parameters

表2 不同安裝高度時，再沸器的設(shè)計參數(shù)Table 2 Design parameters of the thermosyphon reboiler depending on different installation height

2 再沸器出入口管徑的設(shè)計

本文中再沸器循環(huán)操作所需克服的全部阻力包括：自塔釜液面起流體流經(jīng)再沸器入口管道的阻力、流體流經(jīng)換熱管束的阻力、以及汽液兩相混合物自再沸器出口返回塔釜的阻力[9]。其中，再沸器管程的阻力來自于顯熱段液相流動的摩擦阻力、蒸發(fā)段汽液兩相流動的摩擦阻力、以及流體自身的重力。出口管道的阻力包括：出口管道汽液兩相流動的摩擦阻力和兩相流流速增加引起的動能損失。流體流動過程中克服阻力所產(chǎn)生的能量損失統(tǒng)稱為壓力降。Aspen EDR軟件提供了再沸器總壓力降以及入口管道和出口管道壓力降的數(shù)據(jù)報告。重要的是，在設(shè)備布置和管道設(shè)計中如何調(diào)控各部分壓力降占總壓力降的百分比。同時，通過調(diào)控各部分壓力降的比例，調(diào)節(jié)精餾塔-再沸器體系的壓力平衡，以確保再沸器實現(xiàn)自然循環(huán)和穩(wěn)定運行。

一般情況下，適當(dāng)增大入口管道的壓力降有利于提高再沸器的運行穩(wěn)定性，同時還有利于縮短再沸器下部的顯熱段。因此，通常以入口管道壓力降占總壓力降的20% ～ 30%為宜[10]。出口管道壓力降通常占總壓力降的10% ～ 20%，不能超過35%[8]。調(diào)節(jié)再沸器進出口管道的管徑是優(yōu)化各部分壓力降比例的有效措施。

本文采用Aspen EDR軟件通過試差法確定了再沸器出入口管道的適宜管徑，結(jié)果見表3。當(dāng)固定再沸器入口管徑為DN 150時，出口管徑從DN 200增加至DN 450，再沸器入口管道壓力降逐漸增大，出口管道壓力降逐漸減小。當(dāng)入口管徑為DN 150，出口管徑為DN 350和DN 400時，再沸器入口管道和出口管道的壓力降分布，較接近理想百分比。

表3 再沸器出入口管徑設(shè)計方案Table 3 The inlet and outlet pipe diameters of the reboiler designed on scheme

進一步，固定再沸器出口管道管徑為DN 400，當(dāng)入口管道管徑分別為DN 150、DN 200、DN 250和DN 300時，入口管道壓力降百分比逐漸減小，出口管道壓力降百分比逐漸增加。當(dāng)入口管徑為DN 200，出口管徑為DN 400時，再沸器入口管道和出口管道的壓力降分布，很接近理想百分比。接下來，固定再沸器入口管道管徑為DN 200，調(diào)整出口管徑分別為DN 300、DN 350、DN 400和DN 450時，入口管道壓力降百分比逐漸增大，出口管道壓力降百分比逐漸減小。當(dāng)再沸器入口管道為DN 200，出口管道為DN 450時，壓力降分布也較接近理想百分比。但考慮到再沸器設(shè)備直徑為DN 700，在其上設(shè)置DN 450管口，設(shè)備加工難度大，不建議將再沸器出口管道設(shè)計為DN 450。綜上，通過設(shè)計再沸器出入口管徑，調(diào)整出入口管道的壓力降分布，篩選出三組可行的再沸器出入口管徑設(shè)計方案，即：（1） 入口管徑DN 150、出口管徑DN 350；（2） 入口管徑DN 150、出口管徑DN 400；（3） 入口管徑DN 200、出口管徑DN 400。

3 再沸器管道流速及動壓頭核算

再沸器的良好循環(huán)狀態(tài)一定程度上取決于循環(huán)液體是否具有一個合適的流速[11-14]。根據(jù)工程設(shè)計經(jīng)驗，再沸器入口管道的物料流速一般維持在0.6 ～ 2 m/ s，換熱管管束中物料的流速一般為0.5 ～ 1.5 m/s[8]。再沸器出口管道汽液兩相流的流型對設(shè)備安全運行至關(guān)重要。當(dāng)流體流型為環(huán)狀流時，再沸器的傳熱效果及運行穩(wěn)定性最佳。當(dāng)流體流型為活塞流時，易引起管道振動，需設(shè)置管路支撐。當(dāng)流體流型為霧狀流時，加熱蒸汽的熱量無法被迅速轉(zhuǎn)移，導(dǎo)致?lián)Q熱管束局部高溫，易引發(fā)設(shè)備損壞[15-16]。因此，Aspen EDR軟件規(guī)定再沸器返塔管道汽液兩相流的流速一般不小于4.5 m/s。速度壓頭ρν2不小于100 kg/m·s2。否則，汽相速率太低，難以維持再沸器循環(huán)，且易引發(fā)再沸器出口管道振動，不利于精餾塔-再沸器體系的安全運行。

針對上文篩選的三組再沸器出入口管道管徑設(shè)計方案，本文對再沸器入口管道、出口管道和再沸器管程的流體流速進行了分析。表4的結(jié)果顯示，再沸器入口管道管徑為DN 200，出口管道管徑為DN 400時，再沸器入口管道、出口管道和再沸器管程的流體流速分別為1.48 m/s、9.62 m/s和0.48/11.3 m/s，出口管道的動壓頭ρν2為2 547 kg/m·s2。循環(huán)流體在再沸器各處均具有合適的流速和動壓頭，滿足Aspen EDR軟件的設(shè)計規(guī)定，有利于再沸器的穩(wěn)定循環(huán)。

4 換熱管管束的振動分析

再沸器換熱管束的振動分析在工程設(shè)計中經(jīng)常被忽略。而實際生產(chǎn)中，由于石油化工裝置操作介質(zhì)通常為各種油品和輕烴，具有易燃易爆的性質(zhì)，因此換熱管的共振分析對再沸器的設(shè)備維護和安全生產(chǎn)十分重要。Aspen EDR軟件自帶再沸器換熱管管束的振動分析功能，可以有效避免換熱管破裂引發(fā)的設(shè)備損壞問題。本文對所設(shè)計的再沸器進行了管束內(nèi)流體的彈性失穩(wěn)分析（圖2）和換熱管的共振分析（圖3）。圖2和圖3的模擬結(jié)果顯示：再沸器在使用過程中不會出現(xiàn)換熱管共振現(xiàn)象。這為設(shè)備的維護和安全生產(chǎn)提供了保障。

表4 再沸器出入口管道和管程的流速及動壓頭Table 4 The flow velocity and dynamic pressure head of the inlet, the outlet, and bundle for the reboiler

圖2 再沸器管束內(nèi)流體的彈性失穩(wěn)分析Fig.2 Fluid elastic instability analysis of the reboiler tube bundle

圖3 再沸器換熱管的共振分析Fig.3 Resonance analysis of the reboiler tubes

5 熱虹吸運動穩(wěn)定性分析

Aspen EDR軟件主要基于以下標準對再沸器的熱虹吸穩(wěn)定性（Thermosiphon stability）進行判斷：軸向管嘴的Kutateladze準數(shù)準則（Kutateladze Number in axial nozzle），立式管程熱虹吸循環(huán)回路出口/入口ΔP比例（Circuit DeltaP ration （Outlet/Inlet） vertical tube side thermosiphons），再沸器出口管道液體倒流指數(shù)（Flow reversal criterion - top of the tubes）、液泛指數(shù)（Flooding criterion - top of the tubes）、沸騰開始前換熱管長度百分比（Fraction of tube length before boiling starts）。圖4的結(jié)果證實：本文設(shè)計的立式熱虹吸再沸器可以穩(wěn)定循環(huán)。

圖4 再沸器的循環(huán)穩(wěn)定性分析Fig.4 The cyclic stability analysis results of the designed reboiler

6 結(jié)論

本文采用Aspen EDR軟件分析了立式熱虹吸再沸器的安裝高度、出入口管道管徑、循環(huán)液體在管道的流速及再沸器出口返塔管道的動壓頭、加熱管管束共振振動、熱虹吸循環(huán)穩(wěn)定性等因素對在再沸器循環(huán)穩(wěn)定性的影響。再沸器的性能模擬報告見圖5。Aspen EDR軟件提供了強大的設(shè)計功能，不僅為用戶提供了優(yōu)化的再沸器設(shè)計方案，還可以模擬和校核熱虹吸再沸器的循環(huán)穩(wěn)定性，從而提供了完善可靠的再沸器設(shè)計方案，確保了再沸器的安全穩(wěn)定運行。

圖5 再沸器的性能參數(shù)表Fig.5 The performance of the designed reboiler