加氫空冷器腐蝕產(chǎn)物漂移特性的數(shù)值模擬與分析

金浩哲， 陳小平， 偶國富， 王寬心， 朱　敏， 劉　旭， 許根富

(1.浙江理工大學 流動腐蝕研究所， 浙江 杭州 310018； 2.杭州市特種設備檢測研究院， 浙江 杭州 310003)

?

加氫空冷器腐蝕產(chǎn)物漂移特性的數(shù)值模擬與分析

金浩哲1， 陳小平1， 偶國富1， 王寬心1， 朱敏1， 劉旭1， 許根富2

(1.浙江理工大學 流動腐蝕研究所， 浙江 杭州 310018； 2.杭州市特種設備檢測研究院， 浙江 杭州 310003)

摘要：分析加氫反應流出物空冷器(Reactor effluent air coolers，REAC)系統(tǒng)的工藝關聯(lián)過程，揭示空冷器內(nèi)NH4Cl、NH4HS及FeS等腐蝕產(chǎn)物的形成機理，建立腐蝕產(chǎn)物漂移沉積的數(shù)理模型；采用Mixture多相流模型和DPM(Discrete phase model)模型，模擬流動環(huán)境下加氫REAC系統(tǒng)中腐蝕產(chǎn)物的漂移沉積特性。結果表明，加氫REAC系統(tǒng)入口法蘭處的結構突變，加劇了壁面邊界層的紊動狀態(tài)，氣、液相間產(chǎn)生剪切作用對顆粒相起加速拖曳作用；液相分率、顆粒停留時間分布及沉積速率應作為加氫空冷器內(nèi)腐蝕產(chǎn)物漂移沉積預測的關鍵參數(shù)，液相分率低、顆粒停留時間長和顆粒漂移沉積速率高的區(qū)域是出現(xiàn)腐蝕產(chǎn)物堵塞管束的高風險區(qū)域。數(shù)值預測的結果與紅外熱成像測得的表面溫度場和管箱開蓋的解剖結果基本吻合。

關鍵詞：加氫空冷器； 腐蝕產(chǎn)物形成機理； 顆粒漂移； 數(shù)值模擬； 失效分析

以原油煉制為前端的石油化工行業(yè)是國民經(jīng)濟的支柱產(chǎn)業(yè)[1-2]。其中，加氫裂化是煉油廠重要的二次加工手段，加氫空冷器系統(tǒng)則是加氫裝置中的重要設備之一。近年來，由于高硫、高酸、含氯等劣質(zhì)原油加工比例的增加，空冷器管束堵塞、沖蝕爆管等流動腐蝕失效事故不斷加劇，釀成了多起非計劃停車事故[3-4]。腐蝕反應產(chǎn)物，如鐵銹、銨鹽(NH4Cl或NH4HS)引起的管道堵塞、垢下腐蝕等加氫REAC系統(tǒng)典型的失效形式，具有明顯的局部性、突發(fā)性與風險性共存的特點[5-7]。2013年至今，中國石化多家煉油企業(yè)接連出現(xiàn)因腐蝕產(chǎn)物漂移沉積引起管束堵塞變形事故，損失慘重[8]。因此，建立一種加氫REAC系統(tǒng)腐蝕產(chǎn)物漂移特性的預測評估方法，并進行針對性的有效防控，一直是學術界及工程界關注的焦點之一。當前，與腐蝕產(chǎn)物漂移特性預測直接相關的研究較少，大部分集中在銨鹽的結晶預測方面，如，Wu等[9-10]基于簡化的熱力學模型給出了靜態(tài)條件下NH4Cl、NH4HS鹽的結晶平衡曲線，適用于銨鹽結晶溫度的粗略判斷；Alvisi等[11]針對換熱器、空冷器中NH4Cl的結晶沉積問題，提出設置工藝連續(xù)注水點、升級碳鋼材質(zhì)等，以降低垢下腐蝕風險；Tang等[12]針對加氫空冷器中NH4HS堿性水溶液的垢下腐蝕問題，提出了一種基于流-固耦合的多相流沖蝕預測方法，適用于多相流環(huán)境下沖刷腐蝕的校核評價。

金浩哲等[13]基于熱力學推導的方法，通過熱力學計算修正了NH4Cl和NH4HS結晶反應的平衡曲線，建立了銨鹽初始結晶溫度的預測方法。然而，由于銨鹽的結晶反應多發(fā)生在多相流傳熱與相變過程，且包含銨鹽之外的腐蝕產(chǎn)物，僅計算銨鹽的結晶溫度或測試銨鹽的垢下腐蝕速率并不能全面評價腐蝕產(chǎn)物在加氫REAC系統(tǒng)中漂移沉積堵塞管束的風險[14]。因此，在前期研究的基礎上，筆者通過分析加氫REAC系統(tǒng)的工藝過程，分析流動腐蝕機理，建立腐蝕產(chǎn)物漂移沉積的數(shù)理模型，嘗試建立一種基于流體動力學的加氫REAC系統(tǒng)腐蝕產(chǎn)物漂移沉積評價方法，并結合管束溫度場的紅外測試和管箱的開蓋解剖，實現(xiàn)了基于腐蝕產(chǎn)物漂移沉積預測的流動腐蝕失效分析。研究成果可為劣質(zhì)油加工加氫REAC系統(tǒng)的在役檢驗、風險評價及防控優(yōu)化提供一定的借鑒。

1　加氫空冷器腐蝕產(chǎn)物的形成過程

1.1反應流出物工藝流程

某企業(yè)加氫反應流出物空冷系統(tǒng)(REAC)的流程如圖1所示。系列Ⅰ、Ⅱ進料相對獨立，共用高、低壓分離器和蒸餾系統(tǒng)。原料油經(jīng)反應進料泵升壓后，與新氫、循環(huán)氫混合后在換熱器內(nèi)與反應產(chǎn)物換熱，然后再經(jīng)加熱爐加熱至反應溫度，依次進入精制反應器(DC101A/B、DC101C)和裂化反應器(DC102、DC103)進行脫硫、脫氮、脫氧、裂化等反應。反應流出物經(jīng)換熱器和空冷器(EC101、EC102)冷卻后，進入高壓分離器(FA103)進行三相分離，分離為循環(huán)氫、高壓氣-液分離器混合油和含硫污水。其中，空冷器上游的換熱器前、后分別設置工藝注水點A、B，空冷器進、出口溫度分別為145℃、50℃，操作壓力為15.8 MPa。

圖1　加氫反應流出物空冷系統(tǒng)工藝流程示意Fig.1　Schematic of process flow of hydrogenation REAC system

1.2腐蝕產(chǎn)物的形成機理

加氫反應過程中劣質(zhì)原油所含的N、Cl、S等會與H2反應，生成NH3、HCl、H2S等。隨著溫度降低，NH3與HCl、H2S按式(1)、(2)反應生成銨鹽晶體顆粒。

NH3(g)+HCl→NH4Cl(s)

(1)

NH3(g)+H2S→NH4HS(s)

(2)

銨鹽結晶物質(zhì)的量與Kp(PNH3×PHCl或PNH3×PH2S)值和溫度有關，在確定工況下，結晶量(Δn)是關于溫度的函數(shù)[15]，如式(3)所示。

Δn=

(3)

式(3)中，PNH3、Px、PTotal分別為NH3分壓、HCl或H2S分壓、總壓；K為結晶反應的平衡系數(shù)，由NH4Cl或NH4HS的結晶平衡曲線方程整理獲得[16]。

加工高硫油期間，原料油中的w(S)最高達2%，因此可能產(chǎn)生的腐蝕產(chǎn)物既包括銨鹽，又包括高溫H2S/H2環(huán)境下產(chǎn)生的腐蝕，其反應按式(4)進行。

(4)

按照選定的工況，采用式(3)計算銨鹽的結晶速率；結合COUPER曲線確定H2S/H2的腐蝕速率，確定腐蝕產(chǎn)物的質(zhì)量流量為5 g/s。

2　加氫空冷器計算模型

2.1物理模型

圖2為加氫空冷器結構示意?？绽淦鞣譃閮晒艹?，首管程3排管束，末管程1排管束，每排管束49根，6臺并聯(lián)布置。風機安裝在管束底部，風機吹送的冷空氣自下而上與管束內(nèi)熱流體換熱冷卻。圖3為空冷器的幾何建模示意，管束編號序列以圖3 中z的負方向為參考基準，自上而下計排數(shù)，自左向右計管數(shù)。

加氫空冷器為對稱的幾何結構，為節(jié)省計算時間，取管箱對稱面的一半進行數(shù)值計算，運用Gambit對其進行三維建模和網(wǎng)格劃分。其中，對于入口管道及管束采用六面體/楔形結構化網(wǎng)格劃分，對管箱與管道、管束連接處流道變化劇烈的區(qū)域采用非結構化網(wǎng)格劃分，并進行局部加密，網(wǎng)格數(shù)量為1.16×106個。對計算域網(wǎng)格加密并進行網(wǎng)格無關性驗證，結果顯示1.34×106和1.53×1062種網(wǎng)格密度下，空冷器進、出口質(zhì)量流量誤差均小于1.6%，排除了網(wǎng)格數(shù)量對計算結果的影響。

圖2　加氫空冷器結構示意Fig.2　Schematic diagram of hydrogenation air coolers

圖3　加氫空冷器幾何建模示意Fig.3　Geometric modeling of hydrogenation air coolers

2.2基本控制方程

加氫空冷器中多相流介質(zhì)為油、氣、水三相，采用Mixture模型求解，主相為氣相，次相為油相和水相，控制方程如式(5)和式(6)所示。式(5)為連續(xù)性方程，式(6)為混合相動量方程。

(5)

-p+

ρmg+F+

(6)

式(5)、(6)中，vm為質(zhì)量平均速度，ρm為混合物平均密度，n為相數(shù)，F(xiàn)為體積力，p為氣相壓力，μm為混合黏度，vdr,λ為第λ相的漂移速度，ρλ為第λ相密度，φλ為第λ相體積分數(shù)，σp為對流固耦合作用的附加應力修正。

采用體積分數(shù)連續(xù)性方程計算體積分數(shù)φλ，如式(7)所示，基準相的體積分數(shù)由式(8)計算得到。

(7)

(8)

式(7)中，v為速度。

在動量方程式(6)中，動量源項F主要考慮表面張力源項Fvol和氣、液相互作用力源項FLG，表示為式(9)[17]。其中，F(xiàn)vol、FLG[18]分別由式(10)、(11)計算。

F=Fvol+FLG

(9)

(10)

(11)

式(10)、(11)中，i為法向方向，j為切向方向；σ為表面張力系數(shù)；ρG為氣相密度，ρL為液相密度；κ是界面曲率；uG、uL為界面單元內(nèi)氣、液相速度矢量；δ為液膜厚度；fLG為氣-液相界面摩擦系數(shù)。

加氫空冷器入口氣相體積分數(shù)約為93%，計算氣相的雷諾數(shù)為8.4×105，故空冷器內(nèi)流動狀態(tài)為湍流，選擇標準k-ε模型對動量方程進行封閉，求解流場內(nèi)部物理量。標準k-ε模型如式(12)、式(13)所示。

(12)

(13)

離散性模型(Discrete phase model，DPM)考慮曳力、升力、湍流脈動等作用對顆粒運動軌跡的影響，較易追蹤腐蝕產(chǎn)物顆粒的位置。當固相體積分數(shù)小于10%時選用DPM模型?？紤]連續(xù)相與離散相的相間耦合作用，采用拉氏坐標系下顆粒作用力平衡方程(14)計算顆粒軌道。

(14)

式(14)中，u為流體相速度，up為顆粒速度，F(xiàn)d(u-up)為單位質(zhì)量顆粒受到的曳力，第二項為重力項，F(xiàn)other為其它作用力。

2.3計算模型及邊界條件

計算域采用速度進口，壓力出口。體積相分率、湍動能、動量和湍流耗散率采用一階迎風格式進行離散，壓力項采用Standard格式，壓力-速度耦合方程的求解采用SIMPLE方法[19]。壁面按固壁無滑移邊界條件，近壁面采用標準壁面函數(shù)法處理。利用Aspen軟件獲得的空冷器入口物性參數(shù)列于表1。

表1　多相流物性參數(shù)

3　計算實例與結果討論

通常NH4Cl結晶及H2S/H2腐蝕發(fā)生在空冷器入口前，NH4HS則出現(xiàn)在空冷末管程。因空冷入口僅有20%的液態(tài)水，在進口區(qū)域易出現(xiàn)缺少液態(tài)水的“干區(qū)”，腐蝕產(chǎn)物漂移沉積風險較高。而末管程的注水基本液化，腐蝕產(chǎn)物溶解于液相視為不沉積，故選擇空冷器首管程進行仿真分析。因多相流動過程較為復雜，計算過程作如下3點假設。(1)腐蝕產(chǎn)物為均勻分布的球形，粒徑100 μm；(2)顆粒為累計腐蝕產(chǎn)物，不考慮在管束內(nèi)的溶解；(3)離散相為稀相，不考慮顆粒碰撞效應。采用Fluent進行數(shù)值計算，并對計算結果進行網(wǎng)格自適應處理。

3.1空冷器管束內(nèi)流動場分析

圖4為空冷器管箱和管束內(nèi)的流線分布，圖5為各管程管束流速和液相分率分布。由于管箱內(nèi)設置了矩形分配擋板，結構突變加劇了壁面邊界層的紊動狀態(tài)，氣、液相的質(zhì)量和動量交換劇烈，沿入口法蘭的兩側出現(xiàn)了偏流現(xiàn)象。由圖5可知，對應同一管束位置，因密度差的影響，第三排管束流速相對較低，但趨勢基本一致：管內(nèi)流速分布沿法蘭中心線對稱呈“W”形分布，其中正對入口法蘭的第12根管束流速較高，沿其兩側由于矩形分配隔板的影響形成兩個相對較低的對稱低流速區(qū)域①。對應同一管束位置第一排相對較第二、第三排液相分率低，最高液相分率位于第三排第12根管束位置，同樣為正對入口法蘭位置；沿法蘭中心線對稱存在的區(qū)域①、②、③管束液相分率相對較低。根據(jù)腐蝕產(chǎn)物的形成機理可知，區(qū)域①內(nèi)流速低，液相分率相對較高，顆粒隨連續(xù)相的跟隨性弱，易出現(xiàn)垢下腐蝕風險。而對應區(qū)域②、③的管束區(qū)域，液相分率相對較區(qū)域①更低，液態(tài)水缺少或短時不足無法溶解洗滌空冷器上游產(chǎn)生的腐蝕產(chǎn)物顆粒，是已發(fā)生腐蝕產(chǎn)物漂移沉積的高危區(qū)域。

圖4　空冷器管箱和管束內(nèi)的流線分布示意Fig.4　Streamline in air cooler header box and tubes

圖5　空冷器各管程管束流速及液相分率分布Fig.5　Flow velocity and liquid volume fraction of tubes in air cooler ①—High risk area of under-deposit corrosion;②，③—High risk area of corrosion products deposition

3.2空冷器管束內(nèi)固相分布

圖6為仿真獲得的空冷器內(nèi)腐蝕產(chǎn)物固體顆粒相的停留時間分布。從圖6可知，固相顆粒在油、氣、水多相流介質(zhì)的拖曳作用下進入空冷器后分布并不均勻，正對入口法蘭及兩側的區(qū)域管內(nèi)流速或液相分率相對較高；受流速較高的氣相牽引和大體積紊動液相的作用，固相顆粒在管內(nèi)溶解或呈懸移至下游，故其在空冷器內(nèi)的停留時間較短。而位于管箱的兩端區(qū)域，流動中心部分的顆粒與壁面部分顆粒的速度相差越來越大，形成了兩個固相顆粒停留時間相對較長的“死區(qū)”。

對進入各管束的固相顆粒數(shù)量進行統(tǒng)計分析，結果示于圖7。從圖7可見，受重力作用的影響，除個別管束外，進入第二、第三排管束的腐蝕產(chǎn)物均大于第一管排。其中，位于管箱兩端的區(qū)域A、D和區(qū)域B、C為相對固相顆粒分布比例較高的區(qū)域。與圖5對比分析可知，A、B、C、D四個區(qū)域與圖5中的②、③、③、②基本重合，對應于液相分率相對較低的管束區(qū)域。通常，液相分率相對較低，固相顆粒濃度較高，腐蝕產(chǎn)物漂移至相應位置后無法被溶解或拖曳，出現(xiàn)了漂移沉積。一旦出現(xiàn)漂移沉積，管束壁面溫度在空冷風機作用下逐漸降低，正常情況下處在NH4HS結晶溫度范圍以外的首管程也會出現(xiàn)NH4HS結晶沉積，并最終堵塞管束。堵塞后的管束受管板拉力作用，其余流通的管束受熱膨脹出現(xiàn)變形彎曲。

圖6　顆粒在空冷器管束內(nèi)停留時間分布Fig.6　Residence time distribution of particle in tubes of air cooler

圖7　空冷器各管束固相顆粒數(shù)量分布Fig.7　Particle amount distributions in tubes of air cooler A， B， C， D—Relative higher area of particles distribution scale

3.3空冷器管箱及管束內(nèi)固相漂移沉積速率分布

管箱及管束內(nèi)腐蝕產(chǎn)物的漂移沉積速率分布如圖8所示。從圖8可知，受重力作用的影響，F(xiàn)eS、NH4Cl、NH4HS等腐蝕產(chǎn)物漂移進入空冷器后，在管箱底部的沉積速率較大。一部分固相顆粒受氣、液連續(xù)相間的剪切作用影響向邊緣擴散，由于壁面附近顆粒的運動速度減緩，與中心區(qū)域存在著一定的速度梯度，故在管箱端部液相分率較低的區(qū)域形成兩個較大的腐蝕產(chǎn)物漂移沉積區(qū)域，最終在管箱端部壁面上沉積。另一部分腐蝕產(chǎn)物在流體作用下進入空冷管束，在流速偏低或液相分率較低的管束區(qū)域更易出現(xiàn)漂移沉積堵塞現(xiàn)象。特別是管箱兩端漂移沉積速率較大的管束區(qū)域，一旦與管箱連接處出現(xiàn)腐蝕產(chǎn)物的沉積，則會形成管束越堵越嚴重的現(xiàn)象，直至堵死。

圖8　空冷器管箱及管束內(nèi)顆粒漂移沉積速率分布Fig.8　The particles deposition rate distribution in tubes of air cooler

3.4空冷器管束表面溫度檢測及解剖驗證

含氯原料油加工過程中，發(fā)現(xiàn)空冷器換熱效率下降和壓降增加后部分空冷器管束發(fā)生彎曲變形，采用紅外熱成像儀檢測空冷管束表面溫度分布，結果示于圖9。對于含氯原料油加工后出現(xiàn)工況變化的空冷管束，靠近管箱邊緣及對應的管束表面溫度(20℃)明顯較正對空冷器管箱入口法蘭及兩側的管束溫度(120℃)低，充分表明邊緣的管束內(nèi)出現(xiàn)了腐蝕產(chǎn)物的漂移沉積，管內(nèi)流體在外界空氣的對流換熱冷卻后溫度逐漸降低至空氣側溫度。與圖6對比分析可知，表面溫度較低的空冷管束(未變形)恰為對應于其中顆粒滯留時間較長的區(qū)域。

圖10為停工檢修期間空冷器入口管箱開蓋后的腐蝕產(chǎn)物堵塞形貌，腐蝕產(chǎn)物的類型主要為銨鹽和FeS。從圖10可見，沉積堵塞的位置主要出現(xiàn)在入口管箱兩端的區(qū)域，與圖8預測獲得的顆粒相漂移沉積速率分布基本吻合。對比圖5可知，與法蘭相對應的區(qū)域由于液相分率相對較高，基本未出現(xiàn)顆粒的漂移沉積現(xiàn)象。

圖10　空冷器入口管箱內(nèi)腐蝕產(chǎn)物沉積Fig.10　Corrosion products deposition in the air cooler header box

4　結　論

(1)揭示了加氫空冷器內(nèi)腐蝕產(chǎn)物的形成機理，建立了固相顆粒漂移的數(shù)理模型?；跀?shù)值模擬獲得的腐蝕產(chǎn)物漂移沉積情況與管束紅外熱成像表面溫度檢測、管箱的解剖結果基本吻合，驗證了加氫空冷器顆粒漂移特性預測方法的正確性。

(2)多相流介質(zhì)在流經(jīng)空冷器管箱時，存在偏流現(xiàn)象，從而導致流速和相分率分布的不平衡。位于空冷器管箱兩端的邊緣區(qū)域，液相分率相對較低，抑制了氣液相與顆粒相的質(zhì)量和動量交換，顆粒漂移運動能力減弱，沉積堵塞風險高。

(3)管箱正對入口法蘭及兩側的區(qū)域內(nèi)流速相對較高，顆粒停留時間較短，不易堵塞；而兩端區(qū)域顆粒停留時間相對較長，堵塞較為明顯；管束靠近邊緣的區(qū)域內(nèi)顆粒數(shù)量多，出現(xiàn)了腐蝕產(chǎn)物的漂移沉積。

(4)固相顆粒的沉積速率在空冷器管箱底部區(qū)域較大，并在端部液相分率較低的區(qū)域形成沉積，同時在靠近邊緣的管束區(qū)域也會產(chǎn)生較大的沉積堵塞風險。

參考文獻

[1] 華賁．低碳經(jīng)濟時代的中國煉油工業(yè)[J].石油學報(石油加工)，2010，26(6): 835-840．(HUA Ben. China refining industry in low-carbon economy era[J].Acta Petrolei Sinica (Petroleum Processing Section), 2010, 26(6): 835-840.)

[2] DION M, PAYNE B, GROTEWOLD D. Operating philosophy can reduce overhead corrosion boost refinery reliability by controlling potential aminerecycle loops[J].Hydrocarbon Processing, 2012, 9(13): 45-47.

[3] 譚金龍，夏翔鳴，胡傳清，等. 加氫裂化裝置高壓空氣冷卻器的腐蝕失效分析[J].石油化工腐蝕與防護，2009, 26(2)： 52-57.(TAN Jinlong, XIA Xiangming, HU Chuanqing, et al. Corrosion failure analysis of high-pressure air cooler of hydrocracker[J].Corrosion & Protection in Petrochemical Industry, 2009, 26(2): 52-57.)

[4] JIN H Z, OU G F, WANG Y P, et al. Failure analysis and structure optimization of hydrogenation air-cooler system based on imbalanced degree[C]//ASME PVP Conference, Prague, Czech Republic, 2010: 439-448.

[5] SCHERRER C， DURRIEU M， JARNO G． Distillate and resid hydroprocessing: coping with high concentrations of ammonium bisulfide in the process water[J]．Materials Performance, 1980, 19(11): 25-31.

[6] PRICE M D， SHARGAY C A， JACOBS G E． Ammonium salt corrosion in hydrotreating unit stripper column overhead systems [R]．Houston USA: NACE International Publications Division, 1999: No.9326．

[7] WALTER GG.Refinery corrosion engineer sees benefits and challenges of processing opportunity crudes[J]．Materials Performance, 2000, 39(8): 120.

[8] OU G F, JIN H Z, XIE H P, et al. Prediction of ammonium salt deposition in hydroprocessing air cooler tubes[J].Engineering Failure Analysis, 2011, 18(6): 1458-1464.

[9] WUY M．Calculations estimate process stream depositions[J]．Oil Gas Journal, 1994, 92(1): 38-41．

[10] API Publication 932-B (Second Edition)．Design， materials， fabrication， operation and inspection guideline for corrosion control in hydroprocessing reactor effluent air cooler (REAC) system[S]．

[11] ALVISI P P， CUNHA LINS V F. Acid salt corrosion in a hydrotreatment plant of a petroleum refinery[J].Engineering Failure Analysis, 2008, 15(8): 1035-1041.

[12] TANG P, YANG J, ZHENG J Y, et al. Failure analysis and prediction of pipes due to the interaction between multiphase flow and structure[J].Engineering Failure Analysis, 2009, 16(5): 1749-1756.

[13] 金浩哲, 偶國富, 王寬心, 等. 加氫處理系統(tǒng)NH4Cl結晶沉積預測及優(yōu)化防控[J].石油學報(石油加工), 2014, 30(4): 16-21.(JIN Haozhe, OU Guofu, WANG Kuanxin, et al. The prediction of NH4Cl crystal deposition and optimized prevention method in the hydro treating units[J].Acta Pretrolei Sinica(Petroleum Processing Section), 2014, 30(4): 16-21.)

[14] SHAMMERI H A,MUKHOPADHYAY P, RADHAKISHNAN R. Preventing ammonium salt corrosion in high pressure flash gas lines[C]//CORROSION Conference, San Antonio, TX, 2010.

[15] 偶國富，王寬心，謝浩平，等. 加氫空冷系統(tǒng)硫氫化銨結晶規(guī)律的數(shù)值模擬[J].高?；瘜W工程學報， 2013, 27(2)： 354-359.(OU Guofu, WANG Kuanxin, XIE Haoping, et al. Numerical simulation of ammonium hydrosulphides crystallization rules in hydrogenation air-cooling system[J].Journal of Chemical Engineering of Chinese Universities, 2013, 27(2): 354-359.)

[16] OU G F, WANG K X, ZHAN J L, et al．Failure analysis of a reactor effluent air cooler[J].Engineering Failure Analysis, 2013, 31(7): 387-393.

[17] 谷芳， 劉春江， 袁希鋼， 等. 傾斜波紋板上液膜流動的CFD研究[J].化工學報， 2005, 56(3): 462-467.(GU Fang, LIU Chunjiang, YUAN Xigang, et al. CFD simulation of liquid film flow on inclined wavy plates surface[J].Journal of Chemical Industry and Engineering (China), 2005, 56(3): 462-467.)

[18] BRACKBILL J U, KOTHE D B, ZEMACH C. A continuum method for modeling surface tension[J].Journal of Computational Physics, 1992, 100(2): 335-354.

[19] 崔曦文, 賴煥新, 趙玲. 基于SIMPLE算法的時間離散格式比較[J].工程熱物理學報,2014, 35(3): 476-479.(CUI Xiwen, LAI Huanxin, ZHAO Ling. A comparison of temporal discretization schemes for the SIMPLE method[J].Journal of Engineering Thermophysics, 2014, 35(3): 476-479.)

收稿日期：2015-08-03

基金項目：國家自然科學基金委員會-神華集團有限公司煤炭聯(lián)合基金項目(U1361107)，浙江省公益技術應用研究計劃項目(2015C31013)資助

文章編號：1001-8719(2016)04-0754-08

中圖分類號：TQ026.5

文獻標識碼：A

doi:10.3969/j.issn.1001-8719.2016.04.014

Numerical Simulation and Analysis on Drifting Characteristics of Corrosion Products inHydrogenation Reactor Effluent Air Coolers

JIN Haozhe1, CHEN Xiaoping1, OU Guofu1, WANG Kuanxin1, ZHU Min1, LIU Xu1, XU Genfu2

(1.TheInstituteofFlowInducedCorrosion,ZhejiangSci-TechUniversity,Hangzhou310018,China;2.HangzhouSpecialEquipmentInspectionandResearchInstitute,Hangzhou310003,China)

Abstract：Based on the technology correlation process in the hydrogenation reactor effluent air coolers (REAC), formation mechanism of corrosion products, such as NH4Cl, NH4HS, FeS etc. can be revealed and a mathematical model for the drifting deposition of corrosion products was built. The drifting characteristics of corrosion products under flow condition in REAC was simulated by using mixture multiphase flow model and discrete phase model (DPM). Simulation results showed that the turbulence state in boundary layer was intensified as structure mutation in the inlet flange, shear stress generated in gas-liquid phase gave an accelerated drag to particle phase. Liquid fraction, particle residence time distribution and particle deposition rate were the key parameters for prediction of drifting deposition of corrosion products. The area of lower liquid fraction, longer particle residence time and bigger particle deposition rate was in high risk of deformation of tube clogging. There was a good qualitative agreement between simulation result and surface temperature field measured by infrared thermal image and the state of opened tube box.

Key words：air coolers; formation mechanism of corrosion products; particles drifting; numerical simulation; failure analysis

第一作者： 金浩哲，男，講師，博士，從事石油化工設備系統(tǒng)多相流沖蝕、銨鹽結晶垢下腐蝕研究

通訊聯(lián)系人： 偶國富，男，教授，從事化工特種設備系統(tǒng)流動腐蝕預測及安全保障技術研究；Tel: 0571-86843348；E-mail:ougf@163.com