光氣反應器換熱管腐蝕區(qū)域預測及結構優(yōu)化

謝浩平 趙峰霆 周 陽 陳興陽 馬琳琳

（1．浙江省特種設備科學研究院 杭州 310020）

（2．浙江省特種設備安全檢測技術研究重點實驗室 杭州 310020）

1 前言

光氣學名碳酰氯（英文Phosgene，分子式COCl2），是一種無色、易液化、有特殊氣味、劇毒的氣體。因其化學性質活潑、下游有機合成工藝簡單、生產清潔污染少等優(yōu)點，被廣泛應用于農藥、醫(yī)學、化工等領域異氰酸酯、聚碳酸酯等有機物的合成生產[1]，特別是近年來隨著聚氨酯工業(yè)的蓬勃發(fā)展，光氣需求量顯著提升。

光氣為劇毒化學品，從光氣合成的原料到光氣的中間產品，涉及的物料如異氰酸酯、甲苯二異氰酸酯等多屬于劇毒、易燃易爆品，對人體有不可逆?zhèn)?，相關化工生產及合成對安全生產、環(huán)境友好有極高要求，導致生產成本顯著增加。針對這一現(xiàn)狀，可替代光氣原料開發(fā)成為潛在的降本措施，雖已有相關研究報道，但相關成果在工業(yè)中尚未取得廣泛應用[2]。此外，在已有光氣生產事故中，因管道、設備缺陷導致的安全事故占事故總數(shù)的38.1%[3]。因此，定期進行光氣生產工藝監(jiān)管和生產設備可靠性評估仍為目前保證光氣生產的主要方法。

光氣合成工藝主要由列管式固定床催化反應器完成，反應基本原理為：氯氣與一氧化碳充分混合后經管箱進入換熱管，在管內預填的活性炭催化下反應生成光氣；因管程放熱，殼程需通冷水冷卻。文獻[4]對光氣生產工藝腐蝕機理及典型失效模式開展了分析，提出各列管中活性炭分布不均會促使反應氣在流動阻力小的熱管內反應惡化，進而導致?lián)Q熱管腐蝕失效。

基于文獻[4]提出的“不均勻導致局部反應惡化，促進腐蝕”的基本觀點，本文將進一步針對反應氣經管箱入口后流速與分布不均勻性開展數(shù)值模擬研究，基于分析結果提出一種換熱管腐蝕強度分布預測方法，并通過添加入口擋板實現(xiàn)了反應氣初始分布均勻度的顯著提高，對于緩解腐蝕具有積極作用。

2 光氣反應器幾何模型及網格劃分

某廠光氣反應器入口輸入常溫氯氣及一氧化碳，在封頭處混合后進入管程，管程距入口15～45 cm處置有催化劑，兩股氣體在催化劑作用下反應生成光氣，放出大量熱，溫度升至450 ℃，光氣成品沿管程繼續(xù)換熱降溫至80 ℃從換熱器出口流出，其基本結構示意圖如圖1所示，光氣反應器關鍵尺寸見表1。換熱器換熱管外徑d=60.3 mm，壁厚δ=3.2 mm，換熱管采用30°管布局角排布，管束間距為84 mm，在殼內共布置222根，單根長度為2 111 mm；殼程內平行均布4塊單弓形折流板，板間距離為450 mm，長度為殼程內徑的75%，第1塊折流板距管束入口461 mm，第4塊折流板距出口300 mm。

表1 光氣反應器關鍵尺寸

圖1 幾何結構與網格圖

通過Ansys Workbench進行結構化網格劃分：通過設置入口管道長度10倍管徑以保證流動充分發(fā)展，延長出口管道長度以避免回流，對管箱入口，換熱管束入口等流動狀態(tài)變化劇烈的位置進行網格加密。分別繪制520萬、770萬、930萬和1 190萬網格，以換熱管內介質流速及管束進出口壓降為基準進行網格無關性驗證，計算結果顯示，當網格總數(shù)超過770萬后，管內流速相對誤差低于2%，管束進出口壓降相對誤差低于3%?？紤]到求解效率，本研究選用770萬網格繪制方案，網格整體扭斜度低于0.7，滿足計算精度要求。

3 數(shù)值模擬模型選擇和邊界條件設置

管殼式換熱器殼程流體流動及換熱過程，其基本控制方程組包括質量守恒、動量守恒及能量守恒[5，6]。

連續(xù)性方程，見式（1）：

動量方程，見式（2）：

能量方程，見式（3）：

湍動能和湍流耗散輸運方程，見式（4）～式（6）：

式中：

μeff、Cp、T、u、p、ρ、gi、μ、μt、αT——依次為流體的湍流有效粘度、定壓比熱、溫度、速度、壓力、密度、重力加速度、動力粘度、湍流粘度、熱傳導系數(shù)；

k、ε、Gk、Gb、YM——依次為湍流動能、湍流動能耗散率、由層流速度梯度而產生的湍流動能、由浮力引起的湍動能、可壓湍流中脈動擴張的貢獻；

δij——無量綱Kronecker數(shù)；

t——時間；

Sε——自定義的源項；

經驗常數(shù)C1ε=1.44、C2ε=1.92、C3ε=1、Cμ=0.09；湍動能k、耗散率ε對應的Prandtl數(shù)σk=1.0、σε=1.3。

管程模擬介質為氣相熱流體光氣COCl2，全程無相變，設置壓力入口條件，入口壓力為0.16 MPa，入口溫度為Tt-in=450 ℃；殼程為液相冷流體水，全程無相變，設置壓力入口條件，入口壓力為0.11 MPa，入口溫度為Ts-in=72 ℃；壁面采用無滑移邊界條件，湍流模型選取k-ε模型和標準壁面函數(shù)[7]。為保證計算穩(wěn)定性和迭代收斂速率，壓力速度耦合選用SIMPLE算法，離散格式選擇QUICK格式。當連續(xù)性與能量方程殘差<10-3，速度、k和ε殘差達到10-5，且進口質量流量與出口質量流量相等時，認為計算收斂。

4 結果與討論

4.1 光氣反應器速度分布特性

圖2是光氣反應器速度分布數(shù)值模擬結果。在給定工況條件下，反應氣以較高速度（100 m／s）經入口管進入管箱，高速反應氣沖擊管板，經溢流進入管束[圖2（a)]。由于流動截面積的突然變化，反應氣進入管箱時發(fā)生射流引起漩渦，進而引發(fā)管箱橫截面上分布差異較大，反應器進入各個換熱管的流速不同，中間管束具有最大的入口速度，隨著管束所在周向半徑逐漸增加，管束內流速逐漸遞減。這種不均勻的分布效果在降低換熱器的整體換熱效果的同時，也會導致管板中心換熱管與管板的連接接頭沖蝕開裂，造成換熱管泄漏。

圖2 光氣反應器速度分布

進一步地，分析中心管排（第10排）所在縱截面速度分布，該截面速度矢量分布如圖3所示。高速反應器氣體通過90°彎管進入換熱器封頭，由于流道擴大及壓力降低，氣體流態(tài)逐漸擴張，速度降低并沖擊換熱器管板。該換熱器封頭入口正對管板中心，故部分氣體在較大動量下直接通過中心區(qū)域管束（管束10-8、10-9、11-8、9-8），速度較大；其余氣體由于管板的存在部分以較低速度進入管束，部分沿壁面形成渦流。

圖3 中心管排所在縱截面速度矢量圖

圖4 管束入口平均速度分布

提取了每一排管束內平均流速，如果4所示。速度分布結果與云圖顯示結果一致，中心管束流速較外側管束流速高，最高流速約8 m／s。此外，右側管束流速略大于左側管束，這主要是因為反應氣經入口管彎頭流動轉向后，未完全恢復流動形態(tài)所致。

4.2 基于速度分布特征的換熱管腐蝕點預測及驗證

多次工程實踐經驗表明，光氣反應器腐蝕機理一般分為兩類：第一類為反應器高流速沖擊下導致管板與換熱管焊接處失效，殼程水進入管程，與反應光氣反應生成鹽酸，對設備進一步腐蝕；第二類易發(fā)生于管箱周邊低速區(qū)域，因反應產物光氣停留時間較長，在這一區(qū)域內易發(fā)生水解產生HCl，并被水吸收形成鹽酸，造成換熱管壁的點狀腐蝕。

基于以上分析，本研究提取了高流速（>7.6 m／s），低流速（<1 m／s）以及存在流速突變（中心管束周邊區(qū)域）的特征管束作為失效風險區(qū)域，對應的管束編號見表2。

表2 失效風險區(qū)域

選取高流速區(qū)域管束10-9，流速突變區(qū)管束17-9，低流速區(qū)域管束16-1，通過渦流檢測器對3根管束的腐蝕程度進行了探測，渦流檢測原理可參考文獻[4]。檢測結果顯示：管束10-9上存在多處內表面缺陷，壁厚損失最大處約為壁厚的45%；流速突變區(qū)管束17-9上壁厚損失最大為壁厚的32%；低流速區(qū)域管束16-1腐蝕點較少，且壁厚損失最大為19%。通過內窺鏡對3個檢測位置進行復檢，檢測結果見圖5，在3組管束拍攝結果中均發(fā)現(xiàn)凹坑，凹坑形態(tài)反映腐蝕程度與渦流檢測結果基本一致。對檢測結果進行分析：10-9管束位于正下方，反應器流速最高，沖擊最強，發(fā)生腐蝕失效的程度最高；17-9管束位于徑向外圍，沖擊強度較10-9管束較弱，腐蝕程度較低；外圍低流速區(qū)域管束16-1的腐蝕程度最小。檢測結果證明了高流速區(qū)域腐蝕強度最大，失效風險最高，有必要針對該區(qū)域開展結構優(yōu)化，降低該區(qū)域失效風險。

圖5 不同管束內窺鏡檢測結果

4.3 光氣反應器結構優(yōu)化

基于以上分析，考慮在反應氣入口下方增加擋板，弱化高速反應氣對中心管束沖擊，以降低其沖蝕失效及腐蝕的風險。擋板結構示意圖如圖6所示，擋板直徑為336 mm，厚度為5 mm，擋板上有四開孔用于介質流通，開孔尺寸及分布如圖6所示，本節(jié)將通過改變擋板與反應氣入口距離h1，分析擋板對反應氣均勻分布的影響。

采用與無擋板條件完全一致的數(shù)值模擬設備和邊界條件對有擋板條件的速度場進行模擬，典型模擬結果如圖7所示。擋板距換熱器封頭入口較近，氣體受到擋板阻礙形成流速、范圍較小的渦流區(qū)域，大量氣體沿換熱器封頭壁面向管板運動。同時由于擋板上4個開孔的節(jié)流作用，部分氣體通過小孔改變了流動方向，以較大的速度沖擊管板。由圖可知，靠近換熱器邊緣的管束的流速較大，越靠近中心的管束，流速越低。而由于存在通過擋板上的開孔流出的氣體，對應部分的管束流速較大。反應氣初始分布程度較無擋板結構明顯提升。

圖7 有擋板反應器速度分布云圖

改變管道入口與擋板距離h1開展數(shù)值模擬研究，獲得不同結構條件下各管束入口的截面速度，如圖8所示。在不同h1條件下，中心管束入口流速均顯著降低，不同管束間的速度分布差異減小。在各個h1條件下，最大管束流速均低于無擋板結構最大流速。

圖8 不同h1條件管束入口流速

通過均衡度s來評價增加擋板的均流效果，其定義式見式（7)，s越小平衡流體的效果越好，計算結果顯示，h1為100 mm、150 mm和300 mm時，計算得到的s分別為129.98，157.42和232.43，即在給定工況下，當入口擋板與入口距離定位100 mm時，擋板對反應氣具有最好的均流效果。

式中：

s——均衡度，無量綱；

vi——各管束的流速。

5 結論

本研究基于某廠光氣反應器結構，開展了反應器內流動特性數(shù)值模擬研究，通過反應氣流動分布特性開展了設備易腐蝕區(qū)域預測及工業(yè)測試驗證，針對設備易腐蝕特征提出了一種結構優(yōu)化方案。主要得出以下結論：

1）在較高入口流速下，反應氣在管束平面未實現(xiàn)均布，中心區(qū)域管束流速高，邊壁流速較低。中心高流速區(qū)域管束容易因沖蝕導致管板與換熱管焊接處失效，殼程水進入管程，與反應光氣反應生成鹽酸，對設備進一步腐蝕；管道周邊低速區(qū)則會因反應產物光氣停留時間較長生成鹽酸，造成管壁腐蝕。

2）通過渦流檢測對中心管束和周邊管束腐蝕情況進行檢測，證明中心管束腐蝕程度最嚴重，管壁腐蝕厚度最高達45%，周邊管束腐蝕最高為管壁厚度的19%。

3）提出通過在反應器入口下方增加擋板提高反應介質分布的均勻性，并引入均衡度概念對均勻效果進行定量評估。模擬結果顯示，在給定結構和工況條件下，當擋板距入口100 mm時，擋板平衡分配流體的效果最好。