加氫裂化REAC的仿真失效分析

偶國富，劉慧慧，王寬心，任海燕，王 凱，程福星

（1.浙江理工大學(xué)流動腐蝕研究所，杭州310018；2.杭州富如德科技有限公司，杭州310018）

加氫裂化REAC的仿真失效分析

偶國富1，2，劉慧慧1，王寬心1，任海燕1，王 凱1，程福星1

（1.浙江理工大學(xué)流動腐蝕研究所，杭州310018；2.杭州富如德科技有限公司，杭州310018）

通過對典型工況下工藝過程仿真分析、傳熱計算并結(jié)合CFD數(shù)值模擬，分析了熱高分空冷器的失效形式與管束失效部位，并運(yùn)用遠(yuǎn)場渦流檢測技術(shù)驗證結(jié)論的可靠性。結(jié)果表明：熱高分空冷管束的失效主要由高腐蝕性介質(zhì)下的流體沖蝕造成；熱高分空冷系統(tǒng)中液態(tài)油相的黏度較低，可以降低溶液的腐蝕性和管壁所受的剪應(yīng)力；典型工況下距空冷器入口5.8 m處溶液的腐蝕性強(qiáng)、管壁受到的剪應(yīng)力大，是容易出現(xiàn)局部沖蝕減薄的危險區(qū)域。

空冷器；工藝仿真；傳熱計算；CFD仿真；加氫裂化

0 引 言

隨著世界能源危機(jī)的日益加深，煉油工業(yè)不斷向著裝置大型化、原油劣質(zhì)化、運(yùn)行工況苛刻化的方向發(fā)展。加氫裂化反應(yīng)流出物空冷器（reactor effluent air coolers，REAC）作為煉油過程中的重要設(shè)備，頻繁出現(xiàn)堵管、爆管、泄漏事故，嚴(yán)重制約了企業(yè)的可持續(xù)發(fā)展［1-2］。REAC的腐蝕機(jī)理與失效形式與具體工藝過程密切相關(guān)，涉及化學(xué)反應(yīng)、傳熱、相變、多相流動等多個領(lǐng)域［3］。流動腐蝕具有局部性、突發(fā)性和風(fēng)險性特征，目前REAC的流動腐蝕失效并未得到有效控制。目前對流動腐蝕失效的有效控制主要通過實驗研究和數(shù)值模擬方法進(jìn)行沖蝕失效研究，針對裝置中可能發(fā)生沖蝕失效的位置進(jìn)行預(yù)測。文獻(xiàn)［4-6］搭建了水平和垂直式?jīng)_蝕實驗裝置，利用電化學(xué)阻抗譜法和極化曲線等方法研究了高溫高壓下的沖蝕問題。Kritzer等［7］研究了在高溫高壓下腐蝕性水溶液中不銹鋼、合金鋼等材料的腐蝕特性及影響因素。鄭玉貴等［8］研究了酸性懸浮液中沖蝕與腐蝕的協(xié)同作用，發(fā)現(xiàn)碳鋼和不銹鋼的沖蝕與磨蝕協(xié)同作用均較大，并比較了在給定的流速下不同材料的失重率。沖蝕失效的仿真預(yù)測，目前主要是通過FLUENT流體力學(xué)計算進(jìn)行研究［9-13］。李健等［14］建立了氣、液、固三相流沖蝕磨損試驗裝置，研究了混合流場中試樣的磨損特征，通過掃描電子顯微鏡觀測了三相流沖蝕磨損表面，并借助計算機(jī)模擬分析了發(fā)生氣蝕破壞的條件，為進(jìn)一步開展三相流氣蝕與沖蝕磨損研究奠定了基礎(chǔ)。

某煉油廠近年來因加工劣質(zhì)原油，加氫裂化REAC管束出現(xiàn)了嚴(yán)重的局部穿孔失效。本文針對該裝置典型工況下的空冷器系統(tǒng)進(jìn)行工藝過程、傳熱和流動關(guān)聯(lián)分析，首先運(yùn)用Aspen對工藝過程進(jìn)行仿真，獲得腐蝕性介質(zhì)在各相中的分布及相關(guān)物性參數(shù)；其次運(yùn)用HTRI對空冷器進(jìn)行傳熱計算，獲得各管程的溫度分布；最后運(yùn)用FLUENT軟件對管束進(jìn)行流體力學(xué)模擬計算，得到各管程壁面剪切應(yīng)力的分布情況。通過各仿真結(jié)果剖析了空冷器的失效形式，對失效位置進(jìn)行了預(yù)測，并采用遠(yuǎn)場渦流檢測技術(shù)對空冷管束進(jìn)行全面檢測，對預(yù)測結(jié)果進(jìn)行了驗證。

1 工藝過程分析

典型加氫裂化反應(yīng)流出物熱高分系統(tǒng)的工藝流程如圖1所示。加氫反應(yīng)流出物經(jīng)換熱后進(jìn)入高溫高壓分離器，分離出的氣體經(jīng)換熱和注水后進(jìn)入REAC進(jìn)行冷卻，該股物流在REAC內(nèi)冷卻過程中轉(zhuǎn)變成油-氣-水三相流，進(jìn)入低溫高壓分離器分離為循環(huán)氫、冷高分油和含硫污水。高溫高壓分離器分離出的油相經(jīng)低溫低壓分離器分離為低分干氣、低分油和含硫污水。為了防止氣相中的NH3、HCl、H2S等反應(yīng)生成的銨鹽顆粒堵塞空冷管束及產(chǎn)生垢下腐蝕，在物流進(jìn)入空冷器之前進(jìn)行了注水。注水雖然能有效避免銨鹽沉積和垢下腐蝕，但是形成了具有高腐蝕性的水溶液。在空冷器中，隨溫度的逐漸降低，氣體中的H2S、NH3等不斷溶解到液態(tài)水中，溶液的腐蝕性不斷增強(qiáng)。腐蝕性的水溶液與碳鋼材料接觸發(fā)生電化學(xué)反應(yīng)，在管束內(nèi)壁行成腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜，在一定的流體的沖刷作用下，這層保護(hù)膜會受壁面剪切應(yīng)力作用而發(fā)生剝離破壞，使碳鋼管束再次裸露在腐蝕性流體中，如此反復(fù)，金屬材料不斷損耗而使得管壁減?。?5-16］，管壁沖蝕減薄失效是在腐蝕和沖刷共同作用下形成的。管壁沖蝕失效過程見圖2。開始管件基體和腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜的表面是都是平滑的，如圖2（a）所示；腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜被完全被破壞，裸露出的碳鋼管件基體進(jìn)一步被腐蝕，碳鋼管件的基體局部減薄，從而使得腐蝕保護(hù)膜表面凹凸不平，如圖2（b）所示。新產(chǎn)生的腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜再次被破壞，如此反復(fù)，碳鋼管件的基體不斷地被腐蝕，逐漸減薄直至穿孔。

圖1 加氫裂化熱高分REAC系統(tǒng)工藝流程

圖2 管壁沖蝕減薄失效過程示意

2 仿真分析

2.1 工藝過程仿真

運(yùn)用化工工藝模擬軟件Aspen對REAC分離過程進(jìn)行工藝過程仿真。反應(yīng)流出物從常壓塔頂出來經(jīng)過冷卻過程進(jìn)行分離，整個過程只發(fā)生物理變化，不涉及化學(xué)組分的變化，且各產(chǎn)品的分析數(shù)據(jù)較易獲得，因此，根據(jù)物料守衡原理采用“逆推過程”進(jìn)行建模，即根據(jù)各分離及精餾后物料的物性參數(shù)，利用Aspen軟件中的混合器模塊，推導(dǎo)出常壓塔頂系統(tǒng)中各設(shè)備中物流的物性參數(shù)及系統(tǒng)的油-氣-水三相的平衡體系。REAC系統(tǒng)Aspen工藝模型見圖3。通過工藝過程仿真獲得空冷器內(nèi)油-氣-水三相流量、水相NH+4濃度隨管程溫度的變化規(guī)律，從而得到不同溫度下溶液的腐蝕性強(qiáng)弱和發(fā)生相變的溫度。另外，模擬計算得到不同溫度下各相的物性數(shù)據(jù)，為空冷器的傳熱計算與流體力學(xué)仿真提供基礎(chǔ)數(shù)據(jù)。

圖3 REAC系統(tǒng)Aspen工藝模型

2.2 空冷器傳熱計算

運(yùn)用HTRI傳熱計算軟件導(dǎo)入Aspen仿真所得到的物性數(shù)據(jù)，根據(jù)圖4所示的空冷管束結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行傳熱計算?？绽淦魅肟跍囟葹?16℃，出口溫度為40℃，操作壓力為14.2 MPa，管束外空氣的流速為2.5 m/s，溫度取平均值35℃，管束長10.0 m。通過傳熱計算獲得空冷器管束的溫度場分布，結(jié)合Aspen仿真所獲得的流體物性隨溫度的變化情況，對空冷管束內(nèi)溶液的腐蝕強(qiáng)度隨位置的變化規(guī)律以及發(fā)生相變的具體位置進(jìn)行預(yù)測。

圖4 空冷器管束結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.3 CFD仿真分析

運(yùn)用CFD軟件進(jìn)行REAC系統(tǒng)的建模與仿真，計算管束所受的壁面剪應(yīng)力變化情況。由于對整臺空冷器建模計算所需計算機(jī)性能較高，難以得到精確解，且空冷器結(jié)構(gòu)的對稱分布，相同管程的管束流體性質(zhì)和流量基本一致，故每管程只對單根管束進(jìn)行建模，計算模型與網(wǎng)格如圖5所示。計算模型選擇k-ε湍流模型，充分考慮流動過程中速度邊界層的影響，在進(jìn)口端設(shè)置速度入口，并分別設(shè)置Aspen仿真得到的第一、二管程入口物流參數(shù)，尾端設(shè)置壓力出口。

圖5 數(shù)值模擬的計算模型與網(wǎng)格

3 結(jié)果與討論

3.1 工藝過程分析

根據(jù)工藝仿真得到了第一、二管程入口物性的參數(shù)（表1），油-氣-水三相流量和水相NH+4濃度隨溫度的變化情況如圖6、圖7所示。由表1可見，熱高分空冷系統(tǒng)中的油相的黏度較水相低，在較高流速下可以形成油包水型乳濁液，對管束的腐蝕起到一定的抑制作用［17］。

表1 REAC第一、二管程入口物流的物性參數(shù)

由圖6可見當(dāng)溫度降低到149℃時，物流由氣相開始轉(zhuǎn)變?yōu)闅?水兩相，而空冷器器的入口溫度為116℃，所以發(fā)生相變的位置在空冷器之前。在空冷器入口處已存在氣-水兩相，且液態(tài)水量已達(dá)5.1 t/ h，因此能有效避免銨鹽沉積。流體溫度降低到92℃時開始出現(xiàn)液態(tài)油，且隨溫度的降低其流量不斷增大。由圖7可見，隨著溫度的降低水相中NH+4濃度逐漸增加，說明水溶液腐蝕性不斷增強(qiáng)，溫度降低到80℃以下時，水溶液的腐蝕性趨于穩(wěn)定。

圖6 三相流量隨溫度的變化

圖7 NH+4濃度隨溫度的變化

綜上，反應(yīng)流出物進(jìn)入第一管程后，隨著溫度的降低，液態(tài)水增加，同時溶液中NH+4濃度也相應(yīng)增加，在液態(tài)油出現(xiàn)并到達(dá)一定量以前，如果管壁所受的剪切應(yīng)力比較大，蝕腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜會很容易被剝離破壞，高濃度的腐蝕溶液環(huán)境中，管束就會不斷的沖蝕減薄。

3.2 傳熱計算結(jié)果

通過HTRI傳熱計算得到了各管程溫度分布，如圖8所示。設(shè)多項式為T=A+Bx+Cx2，運(yùn)用最小二乘法對曲線進(jìn)行多項式擬合，得出各系數(shù)值分別為A=115.530，B=-4.816，C=0.128。根據(jù)擬合曲線，溫度為92℃所對應(yīng)的管束位置在距離第一管程入口5.8 m處，此位置之后反應(yīng)流出物由氣-水兩相流轉(zhuǎn)變?yōu)橛?氣-水三相流。此處水相N濃度已達(dá)到較高值，溶液的腐蝕性較大。隨流體溫度的進(jìn)一步降低，水相的腐蝕性變化不大，而液態(tài)油相流量的不斷增加，使流體對管束的腐蝕逐漸降低。因此，距第一管程入口5.8 m處流體對管束的腐蝕最為嚴(yán)重，若此處管壁所受的剪應(yīng)力較大，腐蝕產(chǎn)物保護(hù)膜將很容易被沖破，發(fā)生局部的沖刷減薄。

圖8 第一管排不同位置的溫度分布

3.3 CFD仿真結(jié)果

通過CFD計算得到的第一、二管程管束底部剪應(yīng)力的變化如圖9所示。反應(yīng)流出物由管箱進(jìn)入管束后，由于局部紊流的影響管壁所受的剪應(yīng)力波動較大，但由于各管束入口均設(shè)有不銹鋼襯管，所以入口處不會造成嚴(yán)重的局部沖蝕。第一管程管束所受壁面剪切應(yīng)力從距入口0.5 m之后趨于穩(wěn)定，且壁面剪切應(yīng)力值較大，大于4 MPa。第二管程管的束所受的剪應(yīng)力明顯降低，這可能是由于隨溫度降低，反應(yīng)流出物流速不斷降低且黏度較低的液態(tài)油量不斷增大兩者共同作用的結(jié)果。綜上，距第一管程入口5.8 m附近區(qū)域，溶液的腐蝕性最強(qiáng)，且管壁剪應(yīng)力值較大，是發(fā)生沖蝕失效最危險區(qū)域。

圖9 各管程管壁底部剪應(yīng)力的變化

3.4 遠(yuǎn)場渦流檢測驗證

為分析該空冷器失效位置的分布規(guī)律，對空冷器的所有未穿孔管束進(jìn)行遠(yuǎn)場渦流檢測。典型腐蝕缺陷信號如圖10所示。結(jié)果顯示，第一管程的大部分管束存在一定程度的局部腐蝕減薄，腐蝕減薄的位置大部分在距入口5.3～6.5 m的區(qū)域，其它管程的管束沒有探測到嚴(yán)重的減薄現(xiàn)象，與仿真分析得出的失效位置基本吻合。由于煉油廠實際運(yùn)行工況和原料油S、N含量均有所波動，所以管束沖蝕減薄的實際位置會有所變化，在距空冷器入口5.8 m附近的一段區(qū)域。該空冷器管束腐蝕失效形貌如圖11所示。

圖10 典型腐蝕缺陷信號

圖11 管束橫截面的沖蝕減薄形貌

4 結(jié) 論

腐蝕性介質(zhì)下的多相流沖蝕是造成加氫裂化熱高分反應(yīng)流出物空冷器管束失效的主要原因，在劣質(zhì)油加工過程中可采取強(qiáng)化原料油脫氮、增強(qiáng)循環(huán)氫脫硫和增加注水量等措施降低系統(tǒng)沖蝕失效的風(fēng)險。典型工況下，熱高分空冷器發(fā)生沖蝕失效的最危險的區(qū)域是距第一管程入口5.8 m附近區(qū)域，在裝置運(yùn)行期間應(yīng)重點監(jiān)控。熱高分空冷器中的液態(tài)油黏度較低，可抑制水溶液對管壁的腐蝕，降低管壁所受的剪應(yīng)力，所以在反應(yīng)流出物冷卻系統(tǒng)設(shè)計過程中，應(yīng)盡量在空冷器之前出現(xiàn)液態(tài)油，或者對腐蝕性高、剪應(yīng)力大的局部區(qū)域進(jìn)行材質(zhì)升級或做特殊處理。本文的分析方法和結(jié)論可為同類熱高分空冷系統(tǒng)的失效預(yù)測、風(fēng)險評估及設(shè)計制造提供參考。

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AnaIysis of SimuIation FaiIure of Hydrocracking REAC

OUGuo-fu1，2，LIU Hui-hui1，WANG Kuan-xin，REN Hai-yan1，WANG Kai1，CHENG Fu-xing1
（1.Flow Corrosion Research Institution of Zhejiang Sci-Tech University，Hangzhou 310018，China；2.Hangzhou FLUID Technology Co.，Ltd.Hangzhou 310018，China）

This paper analyzes failure mode and location of hot and high air cooler through simulated analysis of craft process in typical working conditions and heat-transfer calculation and combination of CFD numerical simulation.Far-field eddy current testing technology is used to verify the reliability of the conclusion.The results show that tube bundle failure of hot and high air cooler is mainly caused by erosion of the highly corrosive media.Low-viscosity liquid oil in hot and high air cooling system can reduce the corrosivity of the solution and shearing strength of the tube wall.Under the typical operating condition，the solution at 5.8 m away from the inlet of the air cooler has the strongest corrosivity and the tube wall suffers the largest shearing strength.So，it is a dangerous area where partial washout can easily happen.

air cooler；craft simulation；heat-transfer calculation；CFD simulation；hydrocraching

TQ026.5

A

（責(zé)任編輯：康 鋒）

1673-3851（2014）05-0491-05

2014-01-09

國家科技支撐計劃（2012BAK13B03-02）；國家基金委與神華集團(tuán)聯(lián)合資助項目（U1261124）

偶國富（1965-），男，江蘇太倉人，教授，主要從事流動腐蝕預(yù)測和石化裝置安全保障技術(shù)研究。