精餾塔釜立式熱虹吸再沸器的模擬與優(yōu)化設(shè)計(jì)

昃彬，楊向東，曾兆強(qiáng)

(中海油石化工程有限公司，山東濟(jì)南 250101)

立式熱虹吸再沸器以自然循環(huán)方式操作，具有傳熱系數(shù)高、結(jié)構(gòu)緊湊、不易結(jié)垢等優(yōu)點(diǎn)，在精細(xì)化工和石油化工行業(yè)應(yīng)用較多[1-2]。由于存在流體力學(xué)過(guò)程與傳熱沸騰過(guò)程的耦合效應(yīng)，立式熱虹吸再沸器的設(shè)計(jì)較復(fù)雜，其中涉及到的工藝參數(shù)主要有出口汽化率、循環(huán)流量、傳熱負(fù)荷、靜壓頭、壓力降分配等。筆者通過(guò)Aspen Plus、Aspen EDR模擬軟件，研究了精餾塔釜立式熱虹吸再沸器的模擬和設(shè)計(jì)過(guò)程，重點(diǎn)分析了維持熱虹吸循環(huán)穩(wěn)定運(yùn)行的影響因素，通過(guò)實(shí)例評(píng)價(jià)了立式熱虹吸再沸器的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 流程模擬與設(shè)計(jì)

運(yùn)用工藝流程模擬軟件，以某芳烴分離塔為例，介紹了立式熱虹吸再沸器的拆分、模擬、設(shè)計(jì)過(guò)程。工藝參數(shù)：進(jìn)料組成(苯1 272 kg/h、甲苯3 179 kg/h、鄰二甲苯3 383 kg/h、正丙苯321 kg/h)，溫度50 ℃，壓力0.3 MPa。塔頂出苯餾分，塔頂壓力0.15 MPa，塔底壓力0.2 MPa。分離目標(biāo)：塔頂餾分中甲苯質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于等于0.000 5%，塔底釜液中苯質(zhì)量分?jǐn)?shù)小于等于0.005%。

1.1 精餾塔模型建立

根據(jù)分離要求在Aspen Plus模擬軟件中建立精餾塔模型。首先用“DSTWU”模塊對(duì)塔進(jìn)行估算，再用“RadFrac”模塊嚴(yán)格計(jì)算。經(jīng)過(guò)調(diào)整達(dá)到分離要求，最后該精餾塔理論塔板數(shù)39塊，進(jìn)料位置在22塊理論板，回流比R等于2.44，采出比D/F為0.185 7。

1.2 立式熱虹吸再沸器建立

對(duì)精餾塔塔釜進(jìn)行拆分建立立式熱虹吸再沸器。在Aspen Plus中通過(guò)1個(gè)加熱器和1個(gè)閃蒸器的組合來(lái)模擬虹吸式再沸器，通過(guò)閃蒸器分為氣液兩相，氣相作為上升到(N-1)板的蒸汽，液相作為釜液出料，進(jìn)而模擬了虹吸式再沸器的工作過(guò)程[3]。

為進(jìn)行全塔物料和熱量衡算，在Aspen Plus軟件中需設(shè)定熱虹吸再沸器出口情況，如出口溫度、進(jìn)出口溫差或摩爾汽化率。一般立式熱虹吸再沸器汽化率為10%～35%，因此，可在Aspen Plus模擬軟件中輸入初始的汽化率，設(shè)初始摩爾汽化率為0.2。拆分后的模擬流程見(jiàn)圖1。

圖1 精餾塔塔底拆分為虹吸式再沸器的模擬流程

1.3 立式熱虹吸再沸器的設(shè)計(jì)

將Aspen Plus模擬的工藝數(shù)據(jù)和物性數(shù)據(jù)傳導(dǎo)到Aspen EDR軟件中進(jìn)一步設(shè)計(jì)。根據(jù)Aspen Plus模擬結(jié)果，立式熱虹吸再沸器的熱負(fù)荷為883 kW，所需換熱面積約98 m2。一般立式熱虹吸再沸器需要留有較大的面積余量，因此，根據(jù)所需的換熱面積，從GB/T 28712.4—2012《熱交換器型式與基本參數(shù)第4部分：立式熱虹吸式重沸器》中選擇標(biāo)準(zhǔn)系列對(duì)再沸器進(jìn)一步設(shè)計(jì)。

2 結(jié)果與討論

塔釜內(nèi)的液體靜壓頭與再沸器內(nèi)兩相流密度差產(chǎn)生了熱虹吸循環(huán)的推動(dòng)力，阻力包括再沸器入口管線阻力、再沸器內(nèi)的阻力和再沸器出口管線阻力三個(gè)部分。

立式熱虹吸再沸器一般采用單管程E型殼體。由于垂直管內(nèi)存在氣液兩相，應(yīng)選用較大換熱管徑，管外徑通常為25 mm或38 mm。該例中選擇BEM型換熱器，首先選擇換熱管外徑25 mm，對(duì)立式熱虹吸再沸器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并重點(diǎn)分析了維持熱虹吸循環(huán)穩(wěn)定運(yùn)行的影響因素。

2.1 靜壓頭與再沸器結(jié)構(gòu)尺寸的確定

當(dāng)精餾塔組分分離目標(biāo)確定后，根據(jù)全塔物料和熱量衡算，塔釜再沸器的熱負(fù)荷即得到確定。根據(jù)傳熱方程式，在傳熱系數(shù)、有效傳熱溫差相差不大的情況下，可根據(jù)所需的換熱面積在標(biāo)準(zhǔn)系列中選型。最佳設(shè)計(jì)要能夠使流體混合物在到達(dá)管子頂部時(shí)全部完成單程的汽化率，然后氣液混合物離開(kāi)再沸器進(jìn)入精餾塔底部空間[4]。為了達(dá)到該目的，一般可先使再沸器上管板與塔釜液位持平，保證再沸器內(nèi)的循環(huán)。

靜壓頭指的是塔釜正常液位到再沸器下管板的垂直距離。該例中選擇了不同的靜壓頭，考察了不同靜壓頭下再沸器的設(shè)計(jì)情況，結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 不同靜壓頭下再沸器設(shè)計(jì)參數(shù)

由表1可見(jiàn)：隨著靜壓頭的增大，在面積余量均取20%左右時(shí)，再沸器的殼程逐漸減小，再沸器費(fèi)用逐漸降低。因受塔釜靜壓頭的影響，液體汽化壓力下對(duì)應(yīng)的泡點(diǎn)逐漸提高。由于管側(cè)發(fā)生沸騰傳熱，殼側(cè)發(fā)生冷凝傳熱，控制性熱阻為管側(cè)，隨著靜壓頭的增加，換熱管長(zhǎng)逐漸增加，管側(cè)的傳熱系數(shù)、總傳熱系數(shù)也逐漸增加。因此，針對(duì)再沸器循環(huán)推動(dòng)力，靜壓頭越高越有利。

由于精餾塔與再沸器連接的相對(duì)位置相關(guān)，靜壓頭過(guò)高，塔的標(biāo)高也會(huì)相應(yīng)增加，導(dǎo)致精餾塔的土建成本及安裝成本增加。一般立式熱虹吸再沸器換熱管長(zhǎng)應(yīng)小于4 m。因此，當(dāng)換熱管外徑選擇25 mm時(shí)，立式熱虹吸再沸器基本結(jié)構(gòu)尺寸確定為：DN900 mm×3 000 mm，換熱面積余量22%，傳熱系數(shù)最高，再沸器費(fèi)用最低。

2.2 進(jìn)出口管徑對(duì)再沸器穩(wěn)定性的影響

在EDR模擬軟件中，熱虹吸式再沸器是否穩(wěn)定可在Results-Flow Analysis-Thermosiphons中查看，管內(nèi)兩相流流型可在Results-Analysis along Tubes-Interval Analysis中查看。

隨著管徑的減小，管道流速增大，對(duì)應(yīng)的管道內(nèi)的阻力降增大。因?yàn)殡S著進(jìn)口管阻力降占比的增加，會(huì)消耗部分系統(tǒng)推動(dòng)力，從而縮短再沸器下部的顯熱段，有利于提高再沸器的穩(wěn)定性。但進(jìn)口管道阻力降占比不能過(guò)高，否則進(jìn)口、管程、出口管壓力降分配不均，也影響再沸器的穩(wěn)定性。出口管速度壓頭ρν2不能過(guò)小，否則氣相速率太低不能維持再沸器流體循環(huán)[5]。此外，出口管徑又影響著再沸器出口兩相流的流型，設(shè)計(jì)中應(yīng)避免流型處于霧狀流區(qū)[6]。

當(dāng)再沸器基本結(jié)構(gòu)尺寸確定后，還需要分析進(jìn)出口管徑對(duì)再沸器穩(wěn)定性的影響，分析結(jié)果見(jiàn)表2。

由表2可見(jiàn)：選擇的各進(jìn)出口管徑均未導(dǎo)致氣液兩相流出現(xiàn)霧狀流型。當(dāng)進(jìn)口管DN150 mm，出口管DN200 mm時(shí)，由于進(jìn)口阻力占比低，出口阻力占比高，三部分阻力分配比例不合適，導(dǎo)致熱虹吸循環(huán)可能不穩(wěn)定。根據(jù)對(duì)比結(jié)果，最終選擇進(jìn)口管DN150 mm，進(jìn)口管流速0.93 m/s，出口管DN300 mm，出口管流速6 m/s，且出口管道阻力降不超過(guò)總壓降的35%，三部分阻力降分配合適，熱虹吸循環(huán)穩(wěn)定。

表2 進(jìn)出口管徑對(duì)立式熱虹吸再沸器穩(wěn)定性的影響

2.3 熱虹吸循環(huán)過(guò)程的動(dòng)態(tài)變化

汽化率是熱負(fù)荷、靜壓頭和再沸器結(jié)構(gòu)參數(shù)的函數(shù)。在靜壓頭和熱負(fù)荷、再沸器結(jié)構(gòu)參數(shù)確定后，通過(guò)EDR軟件可計(jì)算出實(shí)際的循環(huán)量和汽化率。當(dāng)塔釜液位降低時(shí)，除靜壓頭外，由于氣液兩相與塔釜液相存在密度差，也可保持循環(huán)。根據(jù)熱量和壓力平衡，靜壓頭減小，液體汽化壓力下對(duì)應(yīng)的泡點(diǎn)溫度降低，顯熱段變短，出口蒸汽量增大。

實(shí)際操作中，塔釜液位處于動(dòng)態(tài)變化過(guò)程中，不同液位(靜壓頭)下，已確定的再沸器內(nèi)熱虹吸循環(huán)的情況見(jiàn)表3。

表3 不同液位(靜壓頭)下再沸器熱虹吸循環(huán)情況

由表3可見(jiàn)：該例中塔釜液位降低到設(shè)計(jì)正常液位20%以下時(shí)，操作點(diǎn)超過(guò)了兩相流穩(wěn)定流動(dòng)的范圍，兩相流密度差不足以維持循環(huán)。當(dāng)塔釜液位遠(yuǎn)超過(guò)再沸器返回管口時(shí)，因EDR軟件默認(rèn)有錯(cuò)誤，無(wú)法計(jì)算。但根據(jù)上述分析可知，靜壓頭增大，再沸器可超大流量循環(huán)，液體汽化壓力下對(duì)應(yīng)的泡點(diǎn)升高，產(chǎn)生的蒸汽量減少。塔釜液出現(xiàn)鼓泡區(qū)，液面極不穩(wěn)定，浪涌嚴(yán)重，容易引起大量氣液夾帶，導(dǎo)致塔釜產(chǎn)品不合格。

實(shí)際操作中，應(yīng)保持塔釜液位不能過(guò)低，否則兩相流密度差不足以維持熱虹吸循環(huán)。塔釜液位也不能高于再沸器返回管口，否則引起大量氣液夾帶，導(dǎo)致塔釜產(chǎn)品不合格。

3 實(shí)施方案的運(yùn)行對(duì)比分析

因立式熱虹吸再沸器換熱管徑可選擇25 mm或38 mm，2種換熱管徑設(shè)計(jì)方案結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表4。

表4 2種換熱管徑設(shè)計(jì)方案結(jié)果對(duì)比

由表4可見(jiàn)：在相同靜壓頭下，選擇較小的換熱管徑，可提高管側(cè)的傳熱系數(shù)，從而提高總傳熱系數(shù)，在達(dá)到相近換熱面積余量時(shí)，再沸器投資費(fèi)用少，更加經(jīng)濟(jì)。

該例中精餾塔塔釜立式熱虹吸再沸器最終優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果為：殼內(nèi)徑900 mm，換熱管φ25 mm×2 mm，換熱管長(zhǎng)3 000 mm，管間距25 mm，管子數(shù)為605，管子排列方式為30°，折流板為圓缺率40%的單弓形折流板，板間距400 mm，進(jìn)口管DN150 mm，出口管DN300 mm。

4 結(jié)論

立式熱虹吸再沸器設(shè)計(jì)參數(shù)較多，設(shè)計(jì)難度較大。通過(guò)實(shí)例的模擬與設(shè)計(jì)，優(yōu)化了精餾塔釜立式熱虹吸再沸器的結(jié)構(gòu)參數(shù)，并得到以下結(jié)論。

1)塔釜內(nèi)的液體靜壓頭與再沸器內(nèi)兩相流密度差產(chǎn)生了熱虹吸循環(huán)的推動(dòng)力，設(shè)計(jì)中應(yīng)綜合考慮，選擇合適的靜壓頭從而確定再沸器的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)。針對(duì)再沸器循環(huán)推動(dòng)力分析，靜壓頭越高越有利，但靜壓頭過(guò)高，精餾塔的土建成本及安裝成本也會(huì)增加。

2)當(dāng)推動(dòng)力大于阻力且循環(huán)阻力在再沸器進(jìn)口、再沸器內(nèi)、出口三段管線中分配的比例合適時(shí)，才能產(chǎn)生穩(wěn)定的熱虹吸循環(huán)。

3)實(shí)際操作中，應(yīng)保持塔釜液位不能過(guò)低，否則兩相流密度差不足以維持熱虹吸循環(huán)。塔釜液位也不能高于再沸器返回管口，否則會(huì)引起大量氣液夾帶，導(dǎo)致塔釜產(chǎn)品不合格。