基于FLUENT分析的管殼式換熱器筒體腐蝕預(yù)測(cè)

梁海明

(中國(guó)石油化工股份有限公司茂名分公司，廣東省 茂名市 525000)

隨著原油劣質(zhì)化增加，設(shè)備腐蝕速率加劇。常減壓蒸餾裝置的常頂管線及設(shè)備腐蝕嚴(yán)重，常減塔頂冷卻器發(fā)現(xiàn)多處減薄穿孔，如:某石化1號(hào)常減壓冷3-1C筒體減薄穿孔，接管最薄1.8 mm(原始壁厚5 mm);冷3-3A筒體最薄2.7 mm(原始壁厚12 mm);3號(hào)常減壓冷2-E減薄穿孔，冷2-C、冷2-F筒體厚度最薄均為1.8 mm(原始壁厚12 mm)，嚴(yán)重影響企業(yè)的安全生產(chǎn)。低溫腐蝕的嚴(yán)重性不在于均勻腐蝕，而是局部的非均勻腐蝕難以判斷和監(jiān)測(cè)。某石化3號(hào)常減壓三頂?shù)蜏負(fù)Q熱器于2011年5月進(jìn)行間隔100 mm的全面密集測(cè)厚，測(cè)厚總點(diǎn)數(shù)為106275個(gè)，減薄較為嚴(yán)重的有1815點(diǎn)，檢出率僅為1.7%。在用換熱器檢驗(yàn)是抽檢，因此具有較大的盲目性，常因找不準(zhǔn)最薄弱位置既增加了檢驗(yàn)的工作量，又難以確保整個(gè)換熱器的安全。

1 管殼式換熱器腐蝕狀況分析

換熱器筒體腐蝕的影響因素眾多，流體流速、溫度、操作壓力和介質(zhì)成分等流體力學(xué)參數(shù)是影響換熱器內(nèi)腐蝕的關(guān)鍵因素。管殼式換熱器中，管束支撐結(jié)構(gòu)的主要作用是:支撐管束，使殼程流體產(chǎn)生期望的流形，防止管束因流體誘導(dǎo)振動(dòng)而發(fā)生失效［1］。因此，管束支撐結(jié)構(gòu)是殼程內(nèi)的關(guān)鍵部件，直接影響著換熱器殼程的流體流動(dòng)和傳熱性能，管束支撐結(jié)構(gòu)不同，殼程流體流動(dòng)形態(tài)和性能變化也不同［2］。

現(xiàn)有的腐蝕檢測(cè)方法有漏磁檢測(cè)技術(shù)、超聲波檢測(cè)技術(shù)、渦流檢測(cè)技術(shù)、射線檢測(cè)技術(shù)、光學(xué)無(wú)損檢測(cè)技術(shù)、導(dǎo)波檢測(cè)技術(shù)和管道智能清管器內(nèi)檢測(cè)技術(shù)等，這些技術(shù)均有優(yōu)缺點(diǎn)，檢測(cè)具有一定盲目性。同時(shí)，不同技術(shù)仍存在自身難以克服的缺陷，難以全面考慮流體流速和溫度等流體力學(xué)參數(shù)的影響，檢測(cè)精度降低，對(duì)于缺陷的探測(cè)、描述、定位及確定缺陷大小的可靠性較差。

換熱器筒體的腐蝕通常是局部腐蝕，雖然局部腐蝕的發(fā)生具有隨機(jī)性，其分布也有一定的規(guī)律性，通常受介質(zhì)的腐蝕性、幾何形狀以及具體位置的流速、流型等影響。介質(zhì)的腐蝕性通常由工藝條件決定，流速、流型則由流量、管徑及幾何形狀決定。根據(jù)換熱器的幾何形狀、介質(zhì)工況、物性參數(shù)，應(yīng)用數(shù)值計(jì)算來(lái)分析換熱器內(nèi)的流速分布、剪切應(yīng)力分布和壓應(yīng)力分布，并在此基礎(chǔ)上分析筒體的沖蝕規(guī)律，尋找整個(gè)筒體的最薄弱位置和預(yù)測(cè)筒體的腐蝕速率，是換熱器研究的一種重要手段。

2 FLUENT的數(shù)值仿真

借助于FLUENT的計(jì)算機(jī)數(shù)值仿真技術(shù)，對(duì)流體流場(chǎng)與腐蝕狀況進(jìn)行數(shù)值模擬，綜合考慮影響內(nèi)腐蝕的多種關(guān)鍵因素，預(yù)測(cè)換熱器的沖蝕、腐蝕情況，并與現(xiàn)有的檢測(cè)技術(shù)相結(jié)合，更有針對(duì)性地開(kāi)展檢測(cè)工作，既提高工作效率，又可以確保整個(gè)換熱器的安全。

對(duì)某石化4號(hào)常減壓常壓塔頂冷卻器(E102B，BJS100-1.2-350-16/9-2Ⅱ)內(nèi)的腐蝕數(shù)值進(jìn)行了模擬計(jì)算，并將其與現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)技術(shù)相結(jié)合，更有針對(duì)性地制定檢驗(yàn)計(jì)劃。

換熱器設(shè)計(jì)條件見(jiàn)表1。

表1 換熱器設(shè)計(jì)條件Table 1 Heat-exchanger design conditions

2.1 浮頭管殼式換熱器模型簡(jiǎn)化

浮頭管殼式換熱器殼程流場(chǎng)數(shù)值計(jì)算利用FLUENT軟件，速度模型采用RNG模型。由于換熱器殼程結(jié)構(gòu)復(fù)雜以及流動(dòng)形態(tài)多樣化，使得影響流體流動(dòng)和傳熱的因素多，相對(duì)于管程而言，殼程流體的數(shù)值模擬復(fù)雜，特別是具有復(fù)雜折流板結(jié)構(gòu)的情況，在進(jìn)行CFD計(jì)算時(shí)需要簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化后的模型見(jiàn)圖1和圖2。

圖1 整體模型Fig.1 Integrated model drawing

圖2 中截面模型Fig.2 Middle cross section model drawing

2.2 網(wǎng)格劃分

由于整體流域幾何非常復(fù)雜，對(duì)網(wǎng)格劃分必須采取合理的策略。本文全部采用六面體網(wǎng)格，保證了計(jì)算精度，使得結(jié)果更具有準(zhǔn)確性。網(wǎng)格模型見(jiàn)圖3～圖6。

圖3 整體網(wǎng)格圖Fig.3 Integrated Mesh Drawing

圖4 入口網(wǎng)格圖Fig.4 Inlet Mesh Drawing

圖5 節(jié)流板網(wǎng)格圖Fig.5 Throttle plate mesh drawing

圖6 浮頭處網(wǎng)格圖Fig.6 Floatation Mesh Drawing

2.3 邊界條件設(shè)定

計(jì)算區(qū)域采用穩(wěn)態(tài)隱式求解器，采用RNG湍流模型計(jì)算湍流參量的影響，近壁節(jié)點(diǎn)采用壁面函數(shù)法處理;定義入口速度為9 m/s，對(duì)應(yīng)入口的溫度分別為65℃，流體介質(zhì)的物性參數(shù)為密度725.6 kg/m3，導(dǎo)熱系數(shù)0.1342 W/(m·℃)，比熱容為2.4933(kJ/kg·℃);管壁恒溫設(shè)定溫度為34℃;出口采用壓力出口邊界條件;殼體壁和管束支撐裝置采用不可滲透、無(wú)滑移絕熱邊界條件。控制體積界面的物理量均應(yīng)用二階迎風(fēng)差分格式進(jìn)行離散，采用SIMPLE算法處理K力和速度的耦合問(wèn)題。

2.4 模擬結(jié)果及分析

由圖7和圖10分別為整體浮頭管式換熱器以及中切面上的壓力分布云圖。

圖7～圖10可以看到弓形折流板混合器內(nèi)殼程的壓強(qiáng)分布規(guī)律:由進(jìn)口到出口，壓力強(qiáng)逐漸降低，而且降低的幅度比較大(圖中顯示為顏色過(guò)渡比較明顯)。這是由于流體垂直沖刷管束，且折流板的存在促使流體流動(dòng)方向頻繁劇烈的改變方向;在擋板的正面附近區(qū)域靜壓較低，說(shuō)明此處的壓力降大。

圖7 整體壓力強(qiáng)云圖Fig.7 Integrated Pressure Distribution Drawing

圖8 中截面壓力強(qiáng)云圖Fig.8 Middle cross section pressure distribution drawing

圖9 近浮頭側(cè)折流板壓力云圖Fig.9 Baffles close to floatation pressure distribution drawing

圖10 遠(yuǎn)離浮頭折流板壓力云圖Fig.10 Baffles far away from floatation pressure distribution drawing

圖11 整體速度云圖Fig.11 Integrated velocity distribution drawing

圖12 中截面速度云圖Fig.12 Middle cross section velocity distribution drawing

圖13 近浮頭側(cè)折流板速度云圖Fig.13 Baffles close to floatation velocity distribution drawing

圖14 遠(yuǎn)離浮頭折流板速度云圖Fig.14 Baffles far away from floatation velocity distribution drawing

弓形折流板換熱器內(nèi)的速度分布情況見(jiàn)圖11～圖14。對(duì)照兩側(cè)入口的顏色速度云圖以及速度標(biāo)示對(duì)應(yīng)，可知顏色較淺代表速度驚人，在每一塊擋板的前面，顏色較淺，說(shuō)明此處流體的速度較高，而緊挨著擋板的背面，顏色深，說(shuō)明此處流體的速度較慢，有很大的低速區(qū)。

溫度分布云圖見(jiàn)圖15～18。

圖15 整體溫度云圖Fig.15 Integrated Temperature distribution drawing

圖16 中截面溫度云圖Fig.16 Middle cross section temperature distribution drawing

圖17 近浮頭側(cè)折流板溫度云圖Fig.17 Baffles close to floatation temperature distribution drawing

圖18 遠(yuǎn)離浮頭折流板溫度云圖Fig.18 Baffles far away from floatation temperature distribution drawing

由圖15-圖18的溫度分布云圖可以看出:流體自進(jìn)口到出口溫度逐漸降低，在靠近換熱管的地方溫度較低。除此之外，在每?jī)蓧K折流板之間的一段內(nèi)，溫度分布也并不均勻，迎著流體流動(dòng)方向的折流板正面區(qū)域溫度較高，在靠近筒壁和折流板背面的附近區(qū)域溫度較低。

內(nèi)部流場(chǎng)流線見(jiàn)圖19。

圖19 內(nèi)部流場(chǎng)流線圖Fig.19 Internal flow field streamline drawings

由圖19可以清晰看到殼程內(nèi)的流體的流動(dòng)形態(tài)，流體進(jìn)入殼程后，橫向沖刷換熱管，由于折流擋板的作用，流體被迫呈Z形沿軸向前進(jìn)。箭頭的方向代表流體的流動(dòng)方向。可以看到折流板背面，尤其是靠近筒體的區(qū)域有許多低速的小漩渦。

在流體的橫向沖擊下，在換熱管后方形成卡曼渦街，使換熱器容易產(chǎn)生誘導(dǎo)振動(dòng)，往往使管子與管板的焊接接頭破裂，折流板管孔處的管子磨穿，使用壽命縮短。減少振動(dòng)最有效的方式是縮短折流板的間距或降低流體的流速，但增多折流板將導(dǎo)致殼程阻力的增大，能耗增加;而要降低流體的流速又會(huì)使換熱器尺寸增大，傳熱系數(shù)下降，效率降低。

介質(zhì)的腐蝕性通常由工藝條件決定，常減壓三頂?shù)蜏卦O(shè)備管線的介質(zhì)腐蝕主要由原料性質(zhì)、工藝防腐控制(電脫鹽、一脫三注)決定。下文只討論由于流速、流型導(dǎo)致筒體局部流速過(guò)大沖刷腐蝕;流速過(guò)低積垢導(dǎo)致垢下腐蝕;溫度場(chǎng)分布導(dǎo)致筒體局部出現(xiàn)初凝點(diǎn)積聚H2S和HCl造成局部嚴(yán)重腐蝕。

考慮到E102B(常壓塔頂冷卻器)實(shí)際工況，入口溫度為65℃，常壓塔頂油氣初凝點(diǎn)在110～120℃，E102B不考慮初凝點(diǎn)附近的腐蝕。從模擬結(jié)果及分析折流板前后因?yàn)樗俣茸兓瘎×遥哿靼迩八俣容^高、背面存在低速區(qū)。同時(shí)迎著流體流動(dòng)方向的折流板正面區(qū)域溫度較高，在靠近筒壁和折流板背面的附近區(qū)域溫度較低。封頭部位因?yàn)榱魉佥^低易結(jié)垢，導(dǎo)致垢下腐蝕。故折流板附近部位及封頭位置為易腐蝕部位，應(yīng)該重點(diǎn)監(jiān)測(cè)。某石化四號(hào)常減壓蒸餾裝置E102B 2011年5月測(cè)厚及拆檢結(jié)果均證明折流板附近部位腐蝕速率較高。流板附近部位由2005年3月11.0 mm，減薄至最薄5.5 mm。

由于模型在簡(jiǎn)化過(guò)程中存在一定的誤差，在實(shí)際應(yīng)用中入口的汽油大部分是液態(tài)但混合著少量的氣態(tài)，在仿真過(guò)程中作為全部為液態(tài)處理，仿真中使用的液體為純液體，而實(shí)際情況是液態(tài)油氣中往往含有少量固體雜質(zhì)，致使仿真結(jié)果與實(shí)際情況存在一定差異，但與腐蝕整體分布情況是一致的，不影響實(shí)驗(yàn)的效果和結(jié)論的正確性。下一步的工作是建立更精確的仿真模型，考慮不同比例液態(tài)與氣態(tài)油氣混合的情況，同時(shí)考慮液態(tài)油氣中混合固體雜質(zhì)的影響，使模型更加貼近實(shí)際情況。

3 建議與對(duì)策

3.1 改進(jìn)設(shè)備結(jié)構(gòu)

3.1.1 改變折流形式

可考慮改為螺旋折流板換熱器。螺旋折流板換熱器在理論上有以下優(yōu)點(diǎn):(1)準(zhǔn)扇形螺旋折流板布管采用同心圓環(huán)向排列，易使殼側(cè)流體成為較強(qiáng)湍流狀態(tài)，保證了殼側(cè)流場(chǎng)均勻，換熱充分，節(jié)約能源，換熱效率高;(2)由于不存在流動(dòng)滯止死區(qū)，可減少流體在殼側(cè)的結(jié)垢，減緩垢下腐蝕;(3)可大大減少殼側(cè)流體橫向流動(dòng)引起的振動(dòng)，使用壽命長(zhǎng)。

3.1.2 采用外導(dǎo)流筒結(jié)構(gòu)

外導(dǎo)流筒結(jié)構(gòu)分內(nèi)外兩層，內(nèi)層周向開(kāi)矩形槽。這種結(jié)構(gòu)減緩了高速油氣對(duì)最薄弱的換熱器管束沖刷，且油氣在導(dǎo)流筒內(nèi)與內(nèi)襯筒碰撞后，沿導(dǎo)流筒產(chǎn)生離心力，將油氣中的液滴分離進(jìn)入導(dǎo)流筒下部，因而減少了沖蝕。

3.1.3 進(jìn)出口管線擴(kuò)徑

進(jìn)出口管線擴(kuò)徑由原來(lái)的DN350擴(kuò)至DN400以降低殼層介質(zhì)的流速。

3.2 加強(qiáng)腐蝕監(jiān)測(cè)

3.2.1 定點(diǎn)測(cè)厚

根據(jù)FLUENT軟件進(jìn)行的換熱器殼程流場(chǎng)三維數(shù)值模擬，針對(duì)因流速較高導(dǎo)致沖刷腐蝕嚴(yán)重部位，折流板附近部位加強(qiáng)定點(diǎn)測(cè)厚，監(jiān)測(cè)筒體腐蝕速率的變化，及時(shí)采取應(yīng)對(duì)措施。

3.2.2 在線腐蝕監(jiān)測(cè)

根據(jù)腐蝕在線監(jiān)測(cè)系統(tǒng)電阻探針?biāo)@示腐蝕速率變化情況，及時(shí)調(diào)整生產(chǎn)工藝，如調(diào)整塔頂注水、注氨、注緩蝕劑的周期或注入量，選擇減緩設(shè)備腐蝕的最佳工藝。

4 結(jié)語(yǔ)

以常用的弓形折流板管殼式換熱器為研究對(duì)象，對(duì)換熱器的殼程三維流場(chǎng)進(jìn)行了流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬。在不同的流體初速下，得到了換熱器殼程流體壓力場(chǎng)、溫度場(chǎng)及速度矢量場(chǎng)等的分布圖，并對(duì)結(jié)果進(jìn)行了討論，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況相符，說(shuō)明計(jì)算模型合適。本文利用FLUENT軟件進(jìn)行的換熱器殼程流場(chǎng)三維數(shù)值模擬，是對(duì)換熱器腐蝕研究的有益探索。

［1］吳金星，劉敏珊，董其伍，等.換熱器管束支撐結(jié)構(gòu)對(duì)殼程性能的影響［J］.化工學(xué)報(bào)，2000，34(9):1191 ～1194.

［2］王定標(biāo)，胡祥報(bào)，郭茶秀，等.大型縱流殼程換熱器三維流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬［J］.鄭州工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2002，23(3):13-18.