基于Aspen EDR立式熱虹吸再沸器循環穩定性的分析

孫志巖，劉小雋，齊向陽

（遼寧石化職業技術學院， 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化的再沸器設計方案，而且能夠模擬和校核熱虹吸再沸器的循環穩定性，從而提供完善可靠的再沸器安裝設計方案。

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。自然循環式再沸器依據流體運動推動力大于等于阻力的原理設計，這是實現塔釜物料“熱虹吸”運動的重要前提。再沸器的加熱介質是低壓蒸汽，低壓蒸汽流經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。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]。再沸器循環的阻力來自于流體進入再沸器前管道的阻力降、流體流經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，從而實現自然循環。

熱虹吸式再沸器根據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模、介質的結垢性質和用戶操作習慣密切相關。立式熱虹吸再沸器具有節能、傳熱效率高、設備布局緊湊、不易結垢堵塞等優點，在石油化工行業應用廣泛。

1 再沸器的安裝高度

本文設計和優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。在工藝介質組成及再沸器設備選型確定的前提下，立式熱虹吸再沸器需要較大的循環推動力，因此需要對安裝高度H進行精確核算[5]。本文在初步確定設備選型后，采用Aspen EDR軟件首先根據再沸器的設備參數擬定了其安裝高度，然后再校核塔釜、再沸器、以及相連管道循環系統的壓力平衡，最后根據計算結果確定精餾塔裙座和再沸器的基礎高度，以確保再沸器穩定循環。

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鍵[6]。本文通過調控安裝高度H（固定再沸器出入口管道管徑分別為DN 150和DN 200），校核了再沸器的設計參數，結果見表2。隨著H增大，再沸器循環量增大，管程物料汽化率逐漸降低，有效傳熱溫差逐漸下降，管側的傳熱系數增加，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自然循環。安裝高度H過大，塔釜和再沸器的循環量大幅增加。一方面，塔釜物料過冷度增加，再沸器顯熱段增長，管側傳熱系數迅速減小，致使汽化率顯著降低； 另一方面，換熱管束顯熱段增長，蒸發段縮短，汽液分離空間減少，易引起大量的汽液夾帶，導致產品不合格[7]。安裝高度H的最佳設計方案是使再沸器管束內物料在到達出口時實現完全的單程汽化，然后汽相離開再沸器進入精餾塔釜[8]。因此，H的取值是一個關鍵設計參數。鑒于工藝選型的再沸器換熱管長度為2.5 m，并考慮實際生產中精餾塔塔釜液位的波動，本文調節再沸器的上管板與精餾塔塔釜液面基本持平，同時為實際生產留有一定的設計余量。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Table 1 Selection of the reboiler and process operation parameters

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

2 再沸器出入口管徑的設計

本文中再沸器循環操作所需克服的全部阻力包括：自塔釜液面起流體流經再沸器入口管道的阻力、流體流經換熱管束的阻力、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生的能量損失統稱為壓力降。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據報告。重要的是，在設備布置和管道設計中如何調控各部分壓力降占總壓力降的百分比。同時，通過調控各部分壓力降的比例，調節精餾塔-再沸器體系的壓力平衡，以確保再沸器實現自然循環和穩定運行。

一般情況下，適當增大入口管道的壓力降有利于提高再沸器的運行穩定性，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]。調節再沸器進出口管道的管徑是優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，結果見表3。當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。但考慮到再沸器設備直徑為DN 700，在其上設置DN 450管口，設備加工難度大，不建議將再沸器出口管道設計為DN 450。綜上，通過設計再沸器出入口管徑，調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

再沸器的良好循環狀態一定程度上取決于循環液體是否具有一個合適的流速[11-14]。根據工程設計經驗，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備安全運行至關重要。當流體流型為環狀流時，再沸器的傳熱效果及運行穩定性最佳。當流體流型為活塞流時，易引起管道振動，需設置管路支撐。當流體流型為霧狀流時，加熱蒸汽的熱量無法被迅速轉移，導致換熱管束局部高溫，易引發設備損壞[15-16]。因此，Aspen EDR軟件規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，且易引發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軟件的設計規定，有利于再沸器的穩定循環。

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計中經常被忽略。而實際生產中，由于石油化工裝置操作介質通常為各種油品和輕烴，具有易燃易爆的性質，因此換熱管的共振分析對再沸器的設備維護和安全生產十分重要。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的設備損壞問題。本文對所設計的再沸器進行了管束內流體的彈性失穩分析（圖2）和換熱管的共振分析（圖3）。圖2和圖3的模擬結果顯示：再沸器在使用過程中不會出現換熱管共振現象。這為設備的維護和安全生產提供了保障。

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 再沸器管束內流體的彈性失穩分析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定性（Thermosiphon stability）進行判斷：軸向管嘴的Kutateladze準數準則（Kutateladze Number in axial nozzle），立式管程熱虹吸循環回路出口/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（Flow reversal criterion - top of the tubes）、液泛指數（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的結果證實：本文設計的立式熱虹吸再沸器可以穩定循環。

圖4 再沸器的循環穩定性分析Fig.4 The cyclic stability analysis results of the designed reboiler

6 結論

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、熱虹吸循環穩定性等因素對在再沸器循環穩定性的影響。再沸器的性能模擬報告見圖5。Aspen EDR軟件提供了強大的設計功能，不僅為用戶提供了優化的再沸器設計方案，還可以模擬和校核熱虹吸再沸器的循環穩定性，從而提供了完善可靠的再沸器設計方案，確保了再沸器的安全穩定運行。

圖5 再沸器的性能參數表Fig.5 The performance of the designed reboiler