加氫空冷器注水管道孔板流場及壓降特性分析

金 浩 哲，高 帥 棋，顧 鏞，劉 驍 飛，王 超

( 浙江理工大學(xué) 流動腐蝕研究所，浙江 杭州 310018 )

0 引 言

加氫反應(yīng)流出物空冷器(REAC)作為石油化工的重要設(shè)備之一，長期運(yùn)行于高溫、高壓、臨氫工況，存在著極高的運(yùn)行風(fēng)險[1]．經(jīng)過加氫反應(yīng)后，原料油中N、Cl、S等易轉(zhuǎn)化為腐蝕性組分NH3、HCl、H2S，在冷換設(shè)備的流動、傳熱、相變過程中，形成NH4Cl或NH4HS等銨鹽顆粒，沉積并迅速堵塞管束[2-3]．近年來，隨著我國原油進(jìn)入開采末期，原油劣質(zhì)化的趨勢逐漸加劇，在煉油過程中換熱器、空冷器的管束因銨鹽結(jié)晶堵塞造成的流動腐蝕失效事故屢見不鮮，引發(fā)多起非計(jì)劃停工事故[4-5]．研究發(fā)現(xiàn)增設(shè)脫氯或脫硫工藝能降低NH4Cl和NH4HS結(jié)晶溫度，減少結(jié)晶量，緩解管束堵塞[6]．美國石油學(xué)會(API)建議在加氫空冷器前設(shè)置工藝注水點(diǎn)來溶解洗滌銨鹽，從而避免銨鹽結(jié)晶堵塞問題[7]．美國腐蝕工程師協(xié)會(NACE)建議在空冷器前注入足夠的水，確保入口有至少25%的液態(tài)水[8]．目前加氫空冷器的注水方式多采用多點(diǎn)注水，但因注水后各支管的阻力降很難完全平衡，造成各支管的流量產(chǎn)生一定誤差，引發(fā)空冷器并聯(lián)狀態(tài)下的油氣水多相流分布不均衡．

近年來，孔板常被用于代替流量計(jì)，用于平衡各注水支管的流量．與傳統(tǒng)單孔孔板相比，多孔孔板的應(yīng)用能有效減小壓力損失，避免孔板后渦流的形成，減輕湍流引發(fā)的摩擦和振動，提升抗干擾能力[9-10]．Shan等[11]通過平面粒子圖像測速系統(tǒng)得到不同開孔直徑比β0(β0為孔徑與管徑之比，β0=d/D)下孔板附近的大面積速度場，并對孔板后流域進(jìn)行分區(qū)定義，研究發(fā)現(xiàn)壓損系數(shù)隨β0的增大而減?。甖hao等[12]以薄孔板(厚度2 mm)為實(shí)驗(yàn)研究對象，發(fā)現(xiàn)在相同開孔直徑比β0和孔板厚度下，壓損系數(shù)隨孔板相對厚度的增加而單調(diào)減小．Shaaban[13]研究了孔口倒角對壓損的影響，指出當(dāng)孔板上端面孔口倒角為50°、下端面孔口倒角為7°時，孔板壓損最?。⑵G峰等[14]根據(jù)仿真結(jié)果開發(fā)了一種槽式孔板，并通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到槽式孔板壓降倍率的相關(guān)式，推薦使用小孔徑比的槽式孔板．Zhao等[12，15-16]也通過研究得到孔的分布對壓損系數(shù)有影響．目前針對孔板壓損系數(shù)的研究主要集中在孔板結(jié)構(gòu)本身，沒有與孔板的應(yīng)用背景相聯(lián)系，缺乏對實(shí)際具體應(yīng)用的指導(dǎo)性．

因此，本文在分析加氫REAC工藝過程的基礎(chǔ)上，結(jié)合空冷器管束內(nèi)NH4Cl結(jié)晶及沖洗機(jī)理，建立相應(yīng)的注水評價標(biāo)準(zhǔn)．在此基礎(chǔ)上，結(jié)合流體仿真技術(shù)，研究空冷器注水管道中不同孔板結(jié)構(gòu)對壓損系數(shù)的影響規(guī)律，并確定適用于加氫REAC注水管道的孔板結(jié)構(gòu)．研究成果有望為加氫REAC的注水系統(tǒng)設(shè)計(jì)、注水效果優(yōu)化等提供有效理論指導(dǎo)．

1 空冷器工藝關(guān)聯(lián)分析及銨鹽結(jié)晶沖洗機(jī)理

1.1 工藝關(guān)聯(lián)分析

本文以某石化企業(yè)的加氫REAC為研究對象，其工藝流程圖如圖1所示．自E-7101B來的加氫反應(yīng)流出物分別經(jīng)換熱器E-7102A、E-7102B與混氫原料油、低分油換熱后，進(jìn)入加氫反應(yīng)流出物空冷器A-7101冷卻后再進(jìn)入高壓分離器D-7103進(jìn)行油、氣、水三相分離．高壓分離器D-7103分離出的氣體進(jìn)入循環(huán)氫脫硫系統(tǒng)，脫硫后的循環(huán)氫升壓后與壓縮后的新氫混合再返回反應(yīng)系統(tǒng)；高壓分離器D-7103分離出的油相進(jìn)入到低壓分離器D-7104再次分離；低壓分離器D-7104頂部分離出低分氣，低壓分離器D-7104和高壓分離器D-7103底部分離出的含硫污水經(jīng)混合后，送至裝置外進(jìn)行含硫污水處理．由于原料油中Cl、S、N等介質(zhì)在加氫反應(yīng)過程中會生成HCl、H2S、NH3等易結(jié)晶組分，在空冷器管束冷卻降溫過程中形成NH4Cl和NH4HS等銨鹽顆粒結(jié)晶析出，因此腐蝕風(fēng)險極高，故企業(yè)通常在加氫反應(yīng)流出物空冷器A-7101前設(shè)置注水點(diǎn)注入除鹽水以洗滌銨鹽，防止空冷器內(nèi)銨鹽顆粒沉積堵塞．

圖1 加氫REAC工藝流程圖

1.2 銨鹽結(jié)晶機(jī)理

在加氫反應(yīng)過程中，原料油中含的N、Cl有機(jī)化合物與H2反應(yīng)，生成NH3、HCl．反應(yīng)流出物進(jìn)入空冷器后，隨著溫度的降低，氣相中的NH3與HCl發(fā)生可逆反應(yīng)，如式(1)所示．當(dāng)NH4Cl結(jié)晶達(dá)到平衡時，溫度與NH3、HCl的分壓關(guān)系如式(2)所示．其中K=pHCl×pNH3，為結(jié)晶達(dá)到平衡時的平衡常數(shù)[3]．

(1)

0=-176+0.287 0T-0.008 314T×

ln(0.75×10-4×pHCl×pNH3)

(2)

當(dāng)分壓的乘積超過相應(yīng)的結(jié)晶反應(yīng)平衡常數(shù)K，反應(yīng)物流會生成NH4Cl銨鹽顆粒，沉積堵塞空冷器管束；管束堵塞后管內(nèi)流體的溫度會不斷降低，使NH3與HCl分壓的乘積進(jìn)一步偏離結(jié)晶反應(yīng)平衡常數(shù)K，導(dǎo)致NH4Cl進(jìn)一步結(jié)晶沉積堵塞．而NH4Cl銨鹽極易溶于水，因此在反應(yīng)產(chǎn)物進(jìn)入空冷器前注入除鹽水，可有效避免銨鹽的沉積堵塞，注水洗鹽機(jī)理如圖2所示．

1.3 注水效果評價

空冷器前注入的除鹽水在流經(jīng)彎管、三通或者孔板等位置時，由于渦流區(qū)的形成以及流體流速方向、大小的急劇變化，會產(chǎn)生局部能量損失，引起管道系統(tǒng)產(chǎn)生壓降．同時，對于空冷器注水管道，支管壓力分布不均、渦流量等都會造成管道流體發(fā)生偏流，導(dǎo)致注水量失衡，影響洗鹽效果．為保證多管道系統(tǒng)并聯(lián)環(huán)境下的流體平衡分布及壓損控制，本文采用壓損系數(shù)ξ與偏流指數(shù)S來綜合評估注水效果．

圖2 注水洗鹽機(jī)理圖

壓損系數(shù)為

(3)

式中：Δp為孔板上下游管壁處靜壓差，Pa；ρ為水的密度，kg·m-3；u為管道來流速度，m·s-1．根據(jù)國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 2624.2—2006[17]，孔板上游壓力大約在孔板上游1D(D代表注水管道出口管直徑)處測得，而孔板下游壓力大約在下游6D處測得．

偏流指數(shù)為

(4)

式中：qi為各支管出口質(zhì)量流量，kg·s-1；q0為注水管進(jìn)口質(zhì)量流量，kg·s-1；N為支管數(shù)．

2 空冷器注水管道布管及孔板模型構(gòu)建

2.1 空冷器注水管道布管

圖3所示為某石化企業(yè)加氫REAC前注水管道、孔板現(xiàn)場及內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖．該套注水系統(tǒng)注水總量為17 t/h，由分流管匯和并聯(lián)的a、b、c、d 4路支管組成，入口端管道規(guī)格為DN100 mm，出口端管道規(guī)格為DN50 mm．為保證管內(nèi)流動充分發(fā)展，孔板上下游管段的長度設(shè)為10D．

2.2 孔板模型構(gòu)建

圖3 注水管線及孔板結(jié)構(gòu)圖

表1 孔板結(jié)構(gòu)參數(shù)

3 數(shù)值解法

3.1 控制方程

根據(jù)加氫空冷器注水管道內(nèi)水流經(jīng)孔板的實(shí)際流動情況，做出如下假設(shè)：(1)流體為不可壓縮流體；(2)流體與壁面之間無熱交換；(3)流動狀態(tài)為穩(wěn)態(tài)，管內(nèi)流體為液相水．因此，流體的連續(xù)性方程和動量方程可表示為

(5)

(6)

考慮到流體在管道內(nèi)的流動為充分發(fā)展的高雷諾數(shù)湍流，故選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型與標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法對動量方程進(jìn)行封閉求解．湍動能和湍流耗散輸運(yùn)方程為

(7)

(8)

(9)

式中：u、p、ρ、μ、μt分別為流體的速度、壓力、密度、動力黏度、湍流黏度；k、ε、Gk分別為湍流動能、湍流動能耗散率、由層流速度梯度而產(chǎn)生的湍流動能；C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3[20]．

3.2 邊界條件及網(wǎng)格劃分

計(jì)算模型采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，湍動能、動量和湍流耗散率采用一階迎風(fēng)格式進(jìn)行離散，壓力項(xiàng)采用Standard格式，壓力-速度耦合方程求解采用SIMPLE方法．管壁與孔板為無滑移壁面，管內(nèi)流體為常溫水，入口流速u=5.35 m·s-1，水的密度ρ=998.2 kg·m-3．出口為壓力出口，出口表壓為0．

網(wǎng)格劃分時，孔板前1D、孔板后3D管段內(nèi)采用間隔1.5 mm的四面體混合網(wǎng)格，孔板處采用間隔1 mm的四面體混合網(wǎng)格，其余管段包括支管剩余部分、分流管匯部分均采用間隔4.5 mm 的四面體混合網(wǎng)格．管道整體有基礎(chǔ)高度0.2 mm，增長率1.2的5層邊界層，孔板前1D、孔板后3D管段與其余管道采用interface連接．為驗(yàn)證網(wǎng)格無關(guān)性，本文計(jì)算了n=1時孔板管道壓降．網(wǎng)格數(shù)低于203×104時壓差Δp隨網(wǎng)格數(shù)的增加而急劇減小，網(wǎng)格數(shù)超過291×104后，Δp穩(wěn)定在130 kPa左右，因此本文采用291×104網(wǎng)格數(shù)量畫法，如圖4所示．

圖4 局部網(wǎng)格圖

3.3 模型方法的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文計(jì)算方法的準(zhǔn)確性，本文計(jì)算了文獻(xiàn)[21]實(shí)驗(yàn)中不同孔數(shù)、孔徑下流體壓力損失，如圖5所示．管道規(guī)格為DN50 mm，孔板上、下游分別距孔板5D、10D．管內(nèi)流體為液相水，壁面為無滑移壁面，出口壓力為0．從圖中可以看出，等效直徑比β=0.6，流速u=1.375 m·s-1的本文的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，證明本文采用模型方法的準(zhǔn)確性．

圖5 實(shí)驗(yàn)與模擬對比圖

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

4.1 相對厚度對壓損系數(shù)的影響

圖6所示為不同孔數(shù)下各支管相對厚度對壓損系數(shù)影響曲線．壓損系數(shù)隨相對厚度的增加而減小，下降幅度逐漸減小直至趨于穩(wěn)定，此外相對厚度對壓損系數(shù)的影響受孔數(shù)的制約．在相同的孔數(shù)下，當(dāng)R<0.822時，壓損系數(shù)隨相對厚度的增加而快速減小，且孔數(shù)越少壓損系數(shù)減小越快．然而當(dāng)R≥0.822時，相對厚度的增加對壓損系數(shù)幾乎沒有影響，且這種現(xiàn)象隨著孔數(shù)的減少而愈發(fā)明顯．同時4個支管壓損系數(shù)的變化趨勢相同．

圖7所示為不同相對厚度下支管d速度分布云圖．流體在流經(jīng)孔板時，截面積突然減小，流體速度加大并在通過孔板時收縮到射流．緊接著射流收縮至縮脈[22]，流速增至最大，靜壓降至最小．最終在孔道內(nèi)或孔板下游，射流逐漸擴(kuò)張回管徑．當(dāng)R<0.822時，縮脈位于孔板下游(a-a)，且隨著孔板相對厚度的減小逐漸遠(yuǎn)離孔板．與此同時由于孔板后回流區(qū)域增大，引起回流渦流的黏性損耗增大，導(dǎo)致壓力損失增加．與之不同的是當(dāng)R≥0.822 時，縮脈位于孔道內(nèi)(b-b)，且其位置不隨孔板相對厚度的改變而改變．與此同時孔板后回流區(qū)域保持穩(wěn)定，故回流渦流的黏性損耗也保持穩(wěn)定，因此壓力損失趨于穩(wěn)定．值得注意的是，相對厚度對壓損系數(shù)的影響受孔數(shù)的制約，即孔數(shù)越少，相對厚度對壓損系數(shù)的影響越大．孔數(shù)的減少使得孔間的回流減弱，管壁的回流增強(qiáng)，最終導(dǎo)致總體回流面積增加．與此同時，總體回流面積的增加使得黏性損耗隨之增加．因此相對厚度對壓損系數(shù)的影響隨孔數(shù)的減少而愈發(fā)明顯．

4.2 孔數(shù)對壓損系數(shù)的影響

圖8所示為不同孔板相對厚度下不同孔數(shù)對壓損系數(shù)的影響曲線．在R≤0.189時，隨著孔數(shù)的增加，壓損系數(shù)先減小后增大．在R>0.189時，隨著孔數(shù)的增加，壓損系數(shù)先快速增加后緩慢增加．且R越大，這種壓損系數(shù)隨孔數(shù)增加的影響效應(yīng)越?。讛?shù)對壓損系數(shù)的影響也受到孔板相對厚度的制約．當(dāng)n<19時，孔數(shù)對壓損系數(shù)的影響較大．然而當(dāng)n≥19時，孔數(shù)對壓損系數(shù)的影響較小且隨相對厚度的增加進(jìn)一步減小．同時4個支管壓損系數(shù)的變化趨勢相同．

圖9(a)為裝有R=0.189孔板的支管d速度分布云圖．由此可知孔板相對厚度較小時縮脈位于孔板后．當(dāng)孔數(shù)較少時(n<19)，孔數(shù)的增加使回流密集區(qū)域由管壁向孔間轉(zhuǎn)移．與此同時管壁及孔間的回流均逐漸減弱，因此壓力損失隨著孔數(shù)的增加而減?。档米⒁獾氖怯蓡慰字炼嗫椎膲簱p突變現(xiàn)象尤其明顯．當(dāng)孔數(shù)較多時(n≥19)，由于β相同，孔數(shù)的增加導(dǎo)致孔徑及孔間距減?。?/p>

因此回流密集區(qū)域由孔間轉(zhuǎn)移到管壁．同時由于管壁附近孔的射流尾跡向管束中心靠攏，引起管壁回流區(qū)增大，最終導(dǎo)致壓力損失隨著孔數(shù)的增加而增大．圖9(b)為裝有R=1.148孔板的支管d速度分布云圖．由此可知孔板相對厚度較大時縮脈位于孔道內(nèi)．當(dāng)孔數(shù)較少時(n<19)，孔板厚度隨著孔數(shù)的增加而減小，使得高流速區(qū)域在孔內(nèi)占比增大．其次流速越高，流體對于壁面的剪切應(yīng)力越大．因此壓力損失隨著孔數(shù)的增加而增大．當(dāng)孔數(shù)較多時(n≥19)，高流速區(qū)域在孔內(nèi)占比不再隨孔數(shù)的增加而明顯變化．因此孔數(shù)的增加反而使壓力損失趨于穩(wěn)定．

4.3 壓損系數(shù)對注水管道偏流的影響

相對厚度在0.82～1.47的單孔和7孔孔板有較小的壓力損失，故對以上孔板結(jié)構(gòu)進(jìn)行管道流體分配和流動情況分析，圖10為各支管質(zhì)量流量與壓損系數(shù)變化．各支管出口流量不等，qa>qb，qd>qc，且qb最小．與之不同的是ξa<ξb，ξd<ξc，且ξb最大．這表明流量與壓損系數(shù)呈負(fù)相關(guān)．由于注水管道對稱設(shè)計(jì)，重力垂直管道向下，管道結(jié)構(gòu)對偏流的影響降到最低．由此可知各支管孔板前的壓力基本相等．綜上所述，壓損系數(shù)越大(也即孔板前后壓力差越大)，支管后壓力越低，因此該支管流量越小．對于此空冷器系統(tǒng)的注水管道，相對厚度為1.474的單孔孔板壓力損失小，且偏流指數(shù)小(S=0.014 773 25)，平衡流量的綜合效果最好．

5 結(jié) 論

(1)在相同的等效直徑比和孔數(shù)下，壓損系數(shù)隨孔板相對厚度的增加而迅速減小，繼而趨于穩(wěn)定；0.822是壓損系數(shù)達(dá)到穩(wěn)定的臨界相對厚度；孔數(shù)越少，相對厚度對壓損系數(shù)的影響越大．

(2)在相同的等效直徑比和相對厚度下，較薄孔板的壓損系數(shù)隨孔數(shù)增多先減小后增大，而較厚孔板的壓損系數(shù)隨孔數(shù)增多而增大，相對厚度在0.189～0.499時有一個中間值區(qū)分薄孔板和厚孔板；當(dāng)孔數(shù)小于19時，孔數(shù)對壓損系數(shù)的影響較大，而當(dāng)孔數(shù)大于等于19時，孔數(shù)對壓損系數(shù)的影響較小且隨相對厚度的增加進(jìn)一步減?。?/p>

(3)流量與壓損系數(shù)呈負(fù)相關(guān)，相對厚度為1.474的單孔孔板平衡流量的效果最好．推薦此空冷器注水管道中應(yīng)用該結(jié)構(gòu)孔板．