精餾塔釜立式熱虹吸再沸器的模擬與優(yōu)化設計

摘 " " "要：對立式熱虹吸再沸器的運行模式和特性進行了簡單的描述，利用Aspen Plus、Aspen EDR模擬軟件，對精餾塔釜立式熱虹吸再沸器的模擬和設計過程進行了研究，研究了塔釜靜壓頭、再沸器結構尺寸、進出口管徑等對熱虹吸循環(huán)穩(wěn)定性的影響，并獲得了最優(yōu)的再沸器結構參數(shù)。再沸過程中，由于塔中的流體靜態(tài)壓力與再沸反應室中兩相流場的濃度之比存在差異，在進行再沸反應室的優(yōu)化時，對再沸反應室中的流體靜態(tài)壓力進行合理選取，以保證再沸反應室的基本結構尺寸，實現(xiàn)較好再沸器循環(huán)。

關 "鍵 "詞：立式熱虹吸再沸器；循環(huán)；優(yōu)化設計

中圖分類號：TQ051.65 " " 文獻標識碼： A " " 文章編號： 1004-0935（2023）03-0390-04

再沸器一般設置在精餾塔的底部，與精餾塔之間有一段距離。根據(jù)汽液流動的推力與阻力相等的原理，設計了一種自然循環(huán)型再沸器。在再沸器中，以低壓蒸氣作為加熱媒介，通過再沸器殼程，使管程內的原料受熱，并在其內部凝結成水。塔釜的原料經重力作用流入再沸器管，經高溫加熱后，在再沸器管中生成氣－液二相流，并以高速回流。在正常運行的情況下，塔釜液面與再沸器下管板之間的豎直距離被稱作“安裝高度”。再沸器循環(huán)主要來源于再沸器前部管路的阻力下降、再沸器傳熱管路的阻力下降以及再沸器出口回程的氣－液兩相流的阻力下降。在推力與阻值相等的情況下，再沸器蒸發(fā)速率較大，出口管內物質濃度較低，入口管內物質濃度較大，塔釜中的汽液在再沸器中不停地“虹吸”，汽液兩相又會自動地回到塔中，形成自然循環(huán)。

1 "再沸器安裝高度

本文設計和優(yōu)化的立式熱虹吸再沸器與低壓精餾塔相連，詳情見圖1，立式熱虹吸再沸器的循環(huán)推動力來源于塔釜正常液位到再沸器下管板的垂直距離。塔釜內的汽液混合料經過再沸器加熱后，又回到精餾塔內進行分選，從而消除了再沸器內的分選空間[1]。在選擇再沸器的過程中，對再沸器的要求也比較高。在對設備進行了初步的選擇之后，本文利用Aspen EDR軟件，首先以設備參數(shù)為依據(jù)，擬定再沸器的安裝高度，之后對塔釜、再沸器以及相連管道循環(huán)系統(tǒng)的壓力平衡進行校正，最后根據(jù)計算結果，確定精餾塔裙座和再沸器的基礎高度，保證再沸器穩(wěn)定循環(huán)[2]。

圖1 "立式熱虹吸再沸器安裝高度

2 "再沸器出入口管徑設計

再沸器的出口管徑為DN400，入口管直徑分別為DN150， DN200， DN250， DN300的情況下，入口管的壓降百分數(shù)呈遞減趨勢，而出口管的壓降百分數(shù)則呈遞增趨勢。在入口管直徑為DN400、DN200的情況下，再沸器的進水口、出水口的壓降曲線接近于理想比例。其次，當固定再沸器入口管道管徑為DN200，調整出口管徑分別為DN300、DN350、DN400和DN450時，入口管道壓力降百分比逐步增大，出口管道壓力降百分比逐步減小。當出口管徑為DN200和DN450時，壓降的變化趨勢與理想的比例相近[3]。但由于再沸器裝置的直徑為DN700，在其上安裝DN450的管口會給裝置的生產帶來較大困難，故不推薦再沸器的出水管采用DN450。綜合以上結果，從再沸器進水口直徑和進水口管路壓差分布兩方面進行了優(yōu)化，得到了三套切實可行的再沸器進水口直徑方案；（1）入口管直徑為DN150，出口管直徑為DN350[4]。（2）入口管直徑為DN150，出口管直徑為DN400。（3）入口管直徑為DN200，出口管直徑為DN400。

3 "流程模擬與設計

3.1 "精餾塔模型

采用AspenPlus仿真系統(tǒng)對該精餾塔進行了建模。該方法首先采用“DSTWU”法對該塔架的高度進行估計，然后采用“RadFrac”法對該塔架的高度進行了精確的計算。通過調節(jié)，使其滿足分離的需求，最終，本精餾塔的理論塔盤數(shù)量為39個，進料位在第22個塔盤處，返流量R為2.44，產出比D/F為0.185 7[5]。

3.2 "立式熱虹吸再沸器建立

將精餾塔塔釜分解，構成垂直的熱虹吸型再沸器。在Aspen Plus中，將1臺加熱器與1臺閃蒸器結合起來，模擬一臺虹吸式再沸器，將其分成兩種狀態(tài)，一種是將水蒸氣送至（N-1）板，另一種是將水蒸氣排出，以水蒸氣的形式將其分離出來，將其用于對整個塔中的物質與熱量進行平衡。同時，還需要對熱虹吸再沸器的出口狀態(tài)進行監(jiān)測，例如：出口溫度、進出口溫差、摩爾氣化率等。由于豎直再沸器的蒸發(fā)速率通常在10%～35%之間，所以在運用AspenPlus仿真系統(tǒng)進行模擬計算時，設定其初始摩爾蒸發(fā)速率為0.2[6]。拆分后的模擬流程見圖2。

3.3 "立式熱虹吸再沸器設計

將Aspen Plus仿真所得的工藝參數(shù)及物理參數(shù)導入Aspen PlusEDR系統(tǒng)，進行產品的設計。經AspenPlus仿真計算，垂直型熱虹吸再沸器熱負載在883 kW左右，需要的傳熱面積在98 m2左右。由于立式熱虹吸再沸器通常要求留出較大空間，按照要求的傳熱區(qū)域，參照GB/T 28712.4—2012《熱交換器型式與基本參數(shù)第4部分：立式熱虹吸式再沸器》中的標準系列，進行再沸器的設計[7]。

4 "結果與討論

4.1 "靜壓頭與再沸器結構尺寸確定

在精餾塔組分分離指標已定的情況下，通過對全塔的物質與熱量進行平衡計算，就可求出再沸器的熱負載。通過對傳熱方程的分析，得出了當傳熱系數(shù)和有效傳熱溫差變化不大時，按照需要的傳熱區(qū)域，可以從標準型中選擇相應的類型。在氣體-汽液混合液從再沸器出來，進入精餾柱的底部凹槽之前，其在達到管道頂端時，應能實現(xiàn)一次蒸發(fā)。要實現(xiàn)這一點，通常可以設置再沸器頂管板面與塔罐液面齊平，以確保再沸器水的流通。靜壓頭是指在再沸器下端至其正常水平的豎直高度。本文選取了幾種不同的水頭，研究了在各種水頭條件下的再沸器設計。當兩種不同的表面余度都為20%時，隨著靜壓頭的增加，再沸器的殼程變小，再沸器的成本變小[8]。在液態(tài)氣化時，由于受到反應器內的靜壓頭的影響，相應的氣泡溫度會隨著時間的推移而升高。管壁上汽化和殼壁上凝結換熱導致管壁控制熱阻。隨著傳熱管長度增大，管壁換熱系數(shù)和總換熱系數(shù)也隨之增大。所以，為提高再沸器回路的推力，應選擇較高的靜壓頭。但如果靜壓頭太大，則塔面高度將隨之增大，從而造成了精餾塔的土建和安裝費用的提高。通常情況下，垂直再沸器管長度不能超過4米。因此，在換熱管的外徑為25 mm的情況下，垂直熱虹吸再沸器的基本結構尺寸是：DN 900 mm×3 000 mm，換熱面積的剩余是22%，如此一來，其傳熱系數(shù)是最大的，再沸器成本最小[9]。

4.2 "進出口徑對再沸器穩(wěn)定性的影響

在EDR仿真軟件中，熱虹吸再沸器的穩(wěn)定性可以用“Results-FlowAnalysis-Themosiphons”觀察，管內兩相流流型可在“Results-Analysis along Tubes-Interval Analysis”中查看。管徑越小，流體速度越大，相應的管壁阻力也越大。由于入口管道的阻力下降比例增大，將會使再沸器下端的顯熱段變短，對再沸器穩(wěn)態(tài)的改善起到一定作用。但是，在入口管路中，阻力下降所占的比例不宜太大，否則，入口管路、管路和出口管路中的壓力下降分布不均勻，同時也會對再沸器的穩(wěn)定造成影響。出口管道的流速壓力值pV2不宜過小，若氣體流速過低，無法支持巨大的再沸器汽液循環(huán)。另外，再沸器出水口直徑對再沸器出水口的流態(tài)有較大影響，在再沸器出水口時，要盡量避開在霧狀流區(qū)的流態(tài)。在確定了再沸器流場的基礎上，進一步研究了再沸器流場中入口管道直徑對再沸器流場穩(wěn)定性的影響。對于入水管為DN 150 mm、出水管為DN 200 mm的情況，因其入水管所占的比例較小，而出水管所占的比例較大，三段之間的阻值分布不合理，將會引起熱虹吸式的不穩(wěn)定。經比較，確定了流量為0.93 m/s的入口管線為DN 150 mm，流量為6 m/s，出口管線為DN 300 mm，流量小于總壓力下降35%，三部分管線壓力下降合理，熱虹吸循環(huán)運行平穩(wěn)[10]。

4.3 "再沸器管道流速與動壓頭核算

在某種程度上，再沸器的良好循環(huán)狀態(tài)與循環(huán)液體是否擁有一個合適的流速有關。再沸器入口管道中的物質流速一般保持在0.6～2 m/s，而換熱管管束中物質的流速一般為0.5～1.5 m/s。再沸器出水區(qū)的氣-液二相流動形態(tài)是決定再沸器出水區(qū)是否穩(wěn)定的關鍵因素。再沸器在流動方式為環(huán)狀時，具有較好的換熱性能和操作穩(wěn)定性。在柱塞式流動時，管道容易產生震動，需要在管道上加撐。由于液體流動方式為霧狀，受熱的蒸汽不能快速地將熱量傳遞出去，使換熱管束處出現(xiàn)局部溫度升高，從而容易引起裝置的破壞。為此，Aspen EDR程序對再沸器回流管的氣-液二相流動速度要求不低于4.5 m/s。但若蒸汽流率過小，導致再沸器循環(huán)無法持續(xù)，同時也容易引起再沸器出口管路的振動，嚴重影響了塔-再沸器系統(tǒng)的安全運轉。根據(jù)上述三套再沸器入口區(qū)管道直徑的選擇，對再沸器入口區(qū)、出口區(qū)和管程區(qū)內的流動速度進行了分析。當再沸器入口管路直徑為DN200，出口管路直徑為DN400時，再沸器入口管路的流動速度為1.48 m/s，出口管路的流動速度為9.62 m/s，再沸器管程的流動速度為0.48 m/s，出口管路的流動速度為11.3 m/s，出口管路的流動壓力為2 547 N。循環(huán)液在再沸器內的流動速度和動態(tài)壓力都比較適宜，且符合Aspen EDR軟件中的設計要求，對再沸器的平穩(wěn)運行起到一定作用。

5 "結語

立式熱虹吸再沸器的設計要求較高，是一個復雜的設計問題。本文對精餾塔垂直熱虹吸式再沸器進行了仿真和設計，對其結構參數(shù)進行了優(yōu)化，得出了如下結論：在進行再沸器內液面壓力計算時，必須對其進行全面分析，選取適當?shù)膲毫?，進而確定其基本結構參數(shù)。從再沸器循環(huán)推力的角度來看，靜壓頭越高越有利，但靜壓頭過高，精餾塔的土建成本及安裝成本也會增加。

參考文獻：

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［10］孫文強.立式熱虹吸再沸器的設計要點[J].科技創(chuàng)新與應用， 2018 （17）： 74-75.

Simulation and Optimization Design of Vertical

Thermosiphon Reboiler in Distillation Tower

XV Lu

（Liaoning Petroleum-Chemical Industry Planning amp; Designing Institute Co.， Ltd.， Shenyang Liaoning 110000， China）

Abstract： "The operation mode and characteristics of vertical thermosiphon reboiler were simply described. The simulation and design process of vertical thermosiphon reboiler in distillation tower was studied by using Aspen Plus and Aspen EDR simulation software. The influence of static pressure head， reboiler structure size and inlet and outlet pipe diameter on the cycle stability of thermosiphon was studied by using a case study， and the optimal reboiler structure parameters were obtained. During the reboiling process， due to the difference between the static pressure of the fluid in the tower and the concentration ratio of the two-phase flow field in the reboiling reaction chamber， it is necessary to select the static pressure of the fluid in the reboiling reaction chamber reasonably when optimizing the reboiling reaction chamber， so as to ensure the basic structure size of the reboiling reaction chamber.

Key words： Vertical thermosiphon reboiler; Cycle; Optimal design