預加氫反應爐爐管偏流原因分析及應對措施

王 偉

（中國石油化工股份有限公司 九江分公司，江西 九江332004）

某煉廠連續(xù)重整裝置預加氫反應加熱爐（F101）在生產(chǎn)過程中從85%負荷逐步提高至110%負荷過程中，觀察到爐管分支溫差逐步變大的現(xiàn)象。尤其是在110%高負荷時（130 t/h）時，出現(xiàn)四根爐管出口溫度不一致的現(xiàn)象，支路間最大溫差達到72 ℃。 現(xiàn)場初步分析判斷該爐出現(xiàn)偏流，爐管內(nèi)流體分配不均，為防止偏流造成不良結(jié)果， 對該爐存在的爐管溫差問題進行分析。

1 現(xiàn)場概況

預加氫反應爐（F101）用于為進入反應器的混合物料提供熱量。反應進料泵（P101）輸送出石腦油，在壓縮機（C101）作用下氫氣注入管線，石腦油與氫氣混合成為混合進料，依次經(jīng)過反應進料/反應流出物換熱器A/B/C/D 升溫后送至反應爐入口， 經(jīng)過反應爐升溫到290 ℃后，再進入反應器（R101）進行脫硫、脫氮、脫雜質(zhì)，而后反應流出物再返回至反應進料/反應流出物換熱器A/B/C/D 換熱降溫， 再進入冷高分與氫氣分離，精制油送至分餾單元，分離的氫氣返回氫氣循環(huán)（見圖1）。 加熱爐為帶水平對流段和空氣預熱段的立式圓筒形加熱爐， 有4 路爐管和6 個燃燒器， 爐膛內(nèi)爐管為豎排分布， 燃料為工廠瓦斯氣，正常工況下負荷為120 t/h。

2 問題分析

石腦油和氫氣混合后在管道內(nèi)流動受熱， 石腦油在爐管隨著溫度升高發(fā)生相變，逐漸變?yōu)闅庀?，氣液兩相隨著溫度升高不斷發(fā)生變化， 爐管內(nèi)流動屬于復雜的氣液兩相流動。在不同的條件下，氣液兩相流動的流型不一樣，主要流型包括氣泡流、液節(jié)流、環(huán)狀流和霧狀流。 管內(nèi)氣液兩相流壓力降確定的復雜性，氣相和液相流速一般不相同，它們之間有相對運動，會產(chǎn)生內(nèi)摩擦損失。 液相有滯留量，使管內(nèi)實際流通截面積減小，壓力降增加。正常工況下，隨著氣速增大，氣泡流、液節(jié)流、環(huán)狀流等各種流型最后均發(fā)展為環(huán)-霧狀流或單純霧狀流。 《管式加熱爐》書中介紹了預測加熱爐垂直管中兩相流的格里菲思流型圖。存在以下公式判斷兩相流在爐管中的流動形式[1]。

式中：um為氣液混合物的線速度，m/s；Qg為氣相體積流量，m3/s；QL為液相體積流量，m3/s；g 為重力常數(shù)，m/s2；di為爐管內(nèi)徑，m。

圖1 預加氫反應系統(tǒng)流程圖

根據(jù)式（1）、式（2）以及流體物性，可計算在不同工況下預加氫加熱爐爐管內(nèi)的GX和GY。 通過格里菲思流型圖得到流型圖中對應位置， 可對工況進行深入分析。

自現(xiàn)場分取預加氫反應爐一月份的數(shù)據(jù)， 五月優(yōu)化前以及進入五月后優(yōu)化后的數(shù)據(jù)（見表1），并對爐管內(nèi)的流型進行判斷（見圖2）。

表1 流型判斷

圖2 不同工況在流型圖中分布情況圖

代表一月份的三角點， 在形態(tài)正常的環(huán)霧流區(qū)；代表五月上旬的菱形點，在液節(jié)流區(qū)，現(xiàn)場分支溫差達到50 ℃；代表五月中旬對裝置優(yōu)化后的圓形點，在液節(jié)流和環(huán)霧流的分界區(qū)，現(xiàn)場分支溫差為35 ℃。

通過比較三個工況下爐前入口氣液相情況，根據(jù)軟件計算得出：一月份時，石腦油處于225 ℃，在該操作壓力汽化分率到達0.22， 即石腦油在進入加熱爐時，有22%摩爾分數(shù)的輕物質(zhì)已轉(zhuǎn)化為氣態(tài)；在五月的工況下， 在該操作壓力石腦油處于215 ℃時為純液態(tài)（見表2）。

表2 不同工況氣液比

通過流行圖情況和物料的氣液比初步判斷出，加熱爐偏流溫差增大有以下原因：

（1）換熱器存在結(jié)垢。一月至五月裝置負荷僅上升9 t/h，爐前溫度由225 ℃下降至215 ℃，換熱器換熱效率顯著下降。造成入爐流體溫度偏低，石腦油汽化量降低，造成氣態(tài)減少，致使流體流型由環(huán)霧流向液節(jié)流變化。

（2）爐管存在一定程度的結(jié)垢。換熱器中帶出的固體垢物不能正常地均勻分布在爐管內(nèi)。 由于流體在經(jīng)過彎頭時， 在離心力的作用下液體甩向彎頭外側(cè)，氣體集中于彎頭內(nèi)側(cè)，氣液產(chǎn)生部分分離，并在經(jīng)過多個三通、彎頭、分支變徑后，流體在離心力和重力共同作用下進一步發(fā)生分離，受離心力的影響，初步判斷分布在加熱爐南側(cè)的支管內(nèi)[2]。流型變化后，爐管偏流現(xiàn)象被放大，造成溫差增大。

3 措施與改進

3.1 提高氣相量

根據(jù)式（1）和式（2）可知，改變流體形態(tài)的主要方式為增加流體中氣相部分。 因此現(xiàn)場分別實施了通過換熱來提高原料換熱后進加熱爐的溫度以及增開循環(huán)氫壓縮機備機增大循環(huán)氫流量兩項措施。 實施前，現(xiàn)場分支溫差由50 ℃降至35 ℃。 但在裝置運行一段時間后，溫差再度上漲至55 ℃。

3.2 換熱器清垢

在兩項裝置調(diào)整手段失效后，同年七月短停預加氫單元對相關設備進行了處理。 對反應進料/反應流出物換熱器A/B/C/D 進行抽芯清洗，清洗了換熱器表面積垢（見圖3）。 對預加氫反應爐（F101）爐管進行蒸汽吹掃。 重新開工后爐管分支溫差從55℃下降至3 ℃，入口溫度提高至235 ℃，加熱爐瓦斯消耗降低600 m3/h。

圖3 換熱器積垢實物圖

3.3 加強原料管理

通過對換熱器和加熱爐的垢樣進行分析， 得到垢樣的主要成分為鐵鹽和焦炭。

在升溫汽化過程中， 如果物料中有Fe2+有機或無機酸鹽以及其他無法汽化固體雜質(zhì)， 一部分聚積在換熱器內(nèi)部，而另一部分附著在爐管內(nèi)壁上。針對該固體雜質(zhì)，在反應進料泵前增加Y 型過濾器，對固體不溶物進行過濾。

石腦油原料中含有微量的烯烴、芳香醇等，與微量溶解氧反應生成不穩(wěn)定烴類，在E101 高溫殼程和F101 爐管中處于高溫條件下不穩(wěn)定烴類縮合生產(chǎn)焦炭[3]。為做好原料管理，加強了石腦油原料的管理，對每罐次的石腦油原料增加氧元素分析。 加強了石腦油罐區(qū)的氮封管理，減少原料與氧氣接觸可能性。

4 結(jié)論

借助格里菲思流形圖和相關公式， 分析得出預加氫反應爐爐管偏流的直接原因是爐前換熱器積垢換熱效率下降， 造成進入爐管的氣液混合相中氣相減少，不能滿足形成環(huán)霧流的條件，在離心力和重力作用下產(chǎn)生偏流， 進而造成加熱爐爐管出口溫差逐步增大。其深度原因為，預加氫單元原料中含有過多固體雜質(zhì)，且忽視了對原料中氧含量的控制管理。

通過逐項落實提高氣相量、換熱器清垢、加強原料管理等手段，經(jīng)過一年的觀察，發(fā)生爐管偏流的頻次由140 d/次延遲至290 d/次， 很大程度上改善了裝置爐管偏流現(xiàn)象， 有效地解決了裝置運行過程中暴露的問題。