基于Fluent軟件的三相流加熱爐沖蝕分析及改造

張寧博，王 揚，高 捷

（北京拓首能源科技股份有限公司，北京 100107）

煤化工三相流加熱爐是煤直接液化和煤油共煉裝置中的核心設(shè)備，被加熱物質(zhì)在爐管內(nèi)流動，被加熱介質(zhì)可以是氣體、液體、氣—液兩相、液—固兩相或者氣—液—固三相，這些介質(zhì)均易燃、易爆且危險性大。三相流加熱爐操作條件苛刻，盤管在高溫、高壓和臨氫狀態(tài)下直接見火，因此三相流加熱爐的工藝設(shè)計和結(jié)構(gòu)設(shè)計要求均非常嚴格。實際運行中，加熱爐的三相流沖蝕問題屢見不鮮。國內(nèi)已有的關(guān)于管道沖蝕的分析基本都是兩相流，即氣—固、液—固或者氣—液對沖蝕影響的分析［1-2］，有關(guān)三相流沖蝕的分析較少，且分析數(shù)據(jù)未與實際情況相結(jié)合。

文中基于Fluent軟件，對某反應進料三相流加熱爐的彎管沖蝕進行建模分析計算，并與實際數(shù)據(jù)加以對比，以期為三相流加熱爐的沖蝕提供一種理論計算方法及改造思路。

1 三相流加熱爐急彎彎管壁厚減薄分析

1.1 急彎彎管結(jié)構(gòu)

某煉油廠100萬t/a煤焦油加氫裝置于2015年建成并投產(chǎn)，裝置中的2#反應進料加熱爐（F-0102）采用的是美國KBR公司工藝包技術(shù)。該加熱爐為三相流加熱爐，純輻射爐型，雙爐膛方箱爐結(jié)構(gòu)，管程數(shù)為1。原設(shè)計中，爐管橫置，2個爐膛的爐管串聯(lián)，三相流介質(zhì)在爐膛A中自上向下呈S形流動，到達底部后再進入爐膛B頂部同樣自上向下呈S形流動。同爐膛爐管之間采用規(guī)格為180°-Φ193.7×20-387.4-I的急彎彎管連接，急彎彎管結(jié)構(gòu)及尺寸見圖1。2個爐膛之間則采用 2個規(guī)格為 90°-Φ193.7×20-R193.7-I的90°彎管和一段直管連接，改造前整體爐管布置見圖2。

圖1 急彎彎管結(jié)構(gòu)及尺寸

1.2 壁厚減薄情況

F-0102開工工況下熱負荷約11 MW，正常工況下熱負荷約6 MW。加熱三相流介質(zhì)中的液相為重質(zhì)煤焦油 （VGO），氣相為H2，固相為平均粒徑200μm的碳粉顆粒催化劑，介質(zhì)參數(shù)見表1。三相流介質(zhì)的平均流速為8 m/s，操作壓力 （表壓）21 MPa，操作溫度400℃。

表1 F-0102原設(shè)計工藝介質(zhì)參數(shù)

2018-08檢修發(fā)現(xiàn)F-0102急彎彎管處出現(xiàn)不同程度的壁厚減薄，壁厚檢測記錄（表2）顯示，彎管最薄處壁厚僅為15.38 mm（位于急彎彎管背部位置），遠低于設(shè)計平均值20 mm，減薄量已達到4.62 mm。

表2 F-0102急彎彎管壁厚測量記錄 mm

1.3 壁厚減薄原因

根據(jù)F-0102的設(shè)計文件，加熱爐彎管的材質(zhì)為 TP347H， 符合 ASTM A213—2018《Standard Specification for Seamless Ferritic and Austenitic Alloy—Steel Boiler，Super Heater，and Heat-exchanger Tubes》［3］的相關(guān)規(guī)定，ASTM A213—2018中對TP347H的Mo質(zhì)量分數(shù)未作特殊要求。重質(zhì)煤焦油中硫質(zhì)量分數(shù)為0.19%，酸值取最大值4 mg/g，彎管內(nèi)壁溫度取400℃，依據(jù) API 581—2019 《Risk-based Inspection Technology》［4］保守分析，高溫硫及環(huán)烷酸腐蝕速率為0.15 mm/a。而按照實際壁厚減薄量計算得到的實際腐蝕速率遠超出API 581—2019的給定值，即0.15 mm/a，因此三相流介質(zhì)對管道內(nèi)壁的腐蝕不是三相流加熱爐急彎彎管壁厚減薄的主要原因。

宋曉琴等［5］、丁礦等［6］關(guān)于 90°彎管氣—固兩相流磨損的研究指出，磨損量隨著顆粒直徑、顆粒密度、氣體速度及彎徑比的增大而增大。冉亞楠［7］、彭文山等［8］關(guān)于不同結(jié)構(gòu)彎管液—固兩相流沖蝕數(shù)值的模擬則重點說明了彎管曲率半徑大小對沖蝕位置的影響。王國徽等［9］則說明了固體顆粒的大小對氣—固兩相流的影響。綜合分析，初步推斷F-0102急彎彎管壁厚減薄的主要原因是三相流介質(zhì)沖蝕。

2 三相流加熱爐急彎彎管沖蝕速率計算方法

根據(jù)三相流介質(zhì)屬性及催化劑物理性質(zhì)無法更改等實際情況，從解決沖蝕及改造經(jīng)濟性等方面綜合考慮，基于Fluent軟件，利用流體仿真技術(shù)，建立了急彎彎管三相流沖蝕模型，對三相流在管內(nèi)的流動情況及固體顆粒的運行軌跡進行模擬，重點研究三相流流速及彎頭曲率半徑對沖蝕速率的影響。固體顆粒物理性質(zhì)對沖蝕的影響文中不做詳細分析。

三相流中氣—液兩相為連續(xù)可混合相，采用歐拉模型中的MIXTURE算法進行計算。固相為單獨顆粒，屬離散相，無法使用連續(xù)方程和動量方程，故采用離散相模型DPM，以拉格朗日法為基本計算方法進行計算。

3 三相流加熱爐急彎彎管沖蝕速率影響因素分析驗證

3.1 流速

3.1.1 分析

相比一般油品，VGO的密度 （1 070 kg/m3）和黏度 （40℃時黏度為202.4 mm/s2）極大，按照KBR公司工藝包要求，為避免管內(nèi)VGO產(chǎn)生結(jié)焦，管內(nèi)介質(zhì)流速應不小于8 m/s。為達到這一要求，氣相（H2）輸入體積流量約 50 000 m3/h（標準狀態(tài)下），用以帶動三相流整體流速。實際設(shè)計的三相流加熱爐急彎彎管管內(nèi)三相流介質(zhì)平均流速約8 m/s，運行過程中未監(jiān)測到管壁超溫現(xiàn)象，說明爐管內(nèi)部結(jié)焦情況并不明顯，故因管內(nèi)結(jié)焦導致局部溫度升高并最終致使爐管損壞或壁厚減薄的假設(shè)不成立。

關(guān)于流速導致管內(nèi)沖蝕的問題，API RP 14E—2019 《Erosional Velocity Equation：Origin， Applications，Misuses，Limitations and Alternatives》［10］指出 ，對于有腐蝕及含固體顆粒的流體，可能發(fā)生沖蝕的流速可依據(jù)以下公式確定：

式中，ve為流體的沖蝕速度，m/s；c為經(jīng)驗常數(shù)，對于無腐蝕、無固體流體可取 c=100 kg/（m2·s）；ρm為在操作壓力和操作溫度條件下混合物的密度，kg/m3。

將數(shù)據(jù)代入式（1）經(jīng)計算得到ve=3.66 m/s。該數(shù)值是基于固—液兩相流經(jīng)驗公式得到的計算結(jié)果，對于三相流，可能發(fā)生沖蝕的流速應低于3.66 m/s。曹輝祥等［11］提出，兩相流中氣相流量增大導致沖蝕速率增大。易衛(wèi)國等［12］指出，沖蝕作用隨顆粒速度的增大而增大。

本研究中碳粉顆粒在煤焦油及H2的裹挾下流動，目前介質(zhì)流速為8 m/s，推測流速過大是造成急彎彎管內(nèi)壁沖蝕減薄的原因之一。

3.1.2 模擬驗證

根據(jù)設(shè)計圖樣，建立曲率半徑為193.7 mm的急彎彎管基本模型，采用O型網(wǎng)格劃分模型網(wǎng)格，所有網(wǎng)格均為六面體網(wǎng)格，平均網(wǎng)格質(zhì)量大于0.85，最小角度大于 70°，最大比率小于 4，網(wǎng)格數(shù)量10 497個，急彎彎管網(wǎng)格模型見圖3。對網(wǎng)格模型設(shè)置符合流體的網(wǎng)格邊界層。對模型網(wǎng)格無關(guān)性進行驗證，證明網(wǎng)格數(shù)量是計算結(jié)果的無關(guān)量。

圖3 急彎彎管網(wǎng)格模型

介質(zhì)流速8 m/s下急彎彎管沖蝕速率云圖見圖4。

圖4 介質(zhì)流速8 m/s下急彎彎管沖蝕速率云圖

由圖4可以知道，模擬沖蝕位置與實際壁厚減薄位置一致，操作工況下急彎彎管的最大沖蝕速率v=4.3×10-6kg/（m2·s），即 17.3 mm/a。

按照實際運行時間計算急彎彎管的實際沖蝕速率。此加熱爐運行時間約90 d，以急彎彎管平均壁厚20 mm計算，磨損最嚴重的急彎彎管的磨損量為4.62 mm，則實際最大沖蝕速率約為18.48 mm/a。模擬計算誤差為（18.48-17.3）/18.48=6.4%。 此誤差在可接受范圍內(nèi)，模擬計算值可以反映實際沖蝕結(jié)果。

沖蝕速率計算誤差主要來源于制造誤差、模型誤差和偶然誤差，主要由以下因素引起：①急彎彎管厚度為平均厚度，實際制造會有1～2 mm誤差，且急彎彎管經(jīng)過推制加工，其背部厚度可能并未達到20 mm，導致計算所得實際沖蝕速率數(shù)值有所偏高。②模擬沖蝕計算采用的流速為介質(zhì)平均流速8 m/s，而原工藝計算實際介質(zhì)入口流速為7.2 m/s、出口流速為9.6 m/s，因此模擬計算的沖蝕速率略小于實際最大沖蝕速率。③模擬模型中僅考慮了沖蝕磨損，并未考慮介質(zhì)對管材的腐蝕。④因裝置時開時停，F(xiàn)-0102的實際運行天數(shù)90 d是約數(shù)，會造成計算誤差。⑤Fluent軟件沖蝕模型中的參數(shù)是長期經(jīng)驗所得，并不針對某一種工況。而實際工況遠比模擬模型復雜，也會導致出現(xiàn)誤差。

更改三相流流速，得到急彎彎管模型的沖蝕速率變化曲線，見圖5。從圖5可以看出，急彎彎管沖蝕速率隨三相流流速的增大呈指數(shù)性增長。

圖5 急彎彎管沖蝕速率與三相流流速關(guān)系曲線

3.2 彎管曲率半徑

三相流流經(jīng)急彎彎管時，碳粉顆粒高速沖擊彎頭，沖蝕主要發(fā)生在彎管與直管連接處的外拱墻壁（圖6中橢圓圈處），沖蝕位置與文獻［13］一致，局部放大云圖見圖7。

圖6 急彎彎管中粒子運行軌跡

分析圖6和圖7可知，三相流加熱爐急彎彎管中碳粉顆粒在煤焦油中的隨動性并不理想，粒子運動軌跡線與內(nèi)壁角度約30°，高速運動的粒子順著來流方向直接撞擊在彎管內(nèi)壁上，對內(nèi)壁造成沖蝕。

圖7 急彎彎管中沖蝕位置局部放大云圖

當急彎彎管的彎頭曲率半徑由193.7 mm更改為2 525 mm之后，入射固相顆粒運動軌跡與彎管內(nèi)壁之間的夾角從 0°～44°變化為 0°～20°，沖蝕速率也隨之變化。在高溫下，碳粉顆粒作為沖蝕粒子時，TP347H爐管表現(xiàn)出了脆性材料的特點，即顆粒對三相流加熱爐爐管內(nèi)壁的沖擊角越大，沖蝕速率也越大。

當三相流流速及其他參數(shù)一定時，三相流加熱爐急彎彎管最大沖蝕速率與彎管曲率半徑關(guān)系曲線見圖8。

從圖8可以看出，急彎彎管最大沖蝕速率整體上隨彎管曲率半徑的增大而減小，這與文獻［14-16］的論點基本吻合。

圖8 急彎彎管最大沖蝕速率與彎管曲率半徑關(guān)系曲線

4 三相流加熱爐沖蝕改造［17-22］

4.1 改造方案

通過分析可知，三相流介質(zhì)流速是影響沖蝕的重要因素，彎管曲率半徑對于沖蝕的影響要小一些。根據(jù)F-0102整體結(jié)構(gòu)及工藝要求，制定了具體改造方案。

4.1.1 降低三相流介質(zhì)整體流速

將H2體積流量由原50 000 m3/h（標準狀態(tài)下）調(diào)整為10 000 m3/h，以降低三相流整體流速。VGO和碳粉顆粒的入口質(zhì)量流量不變，分別為12.66 kg/s、1.24 kg/s。按此計算，三相流整體流速可由8 m/s降至2.6 m/s。

4.1.2 增大彎管曲率半徑

根據(jù)F-0102結(jié)構(gòu)特征，對原雙爐膛臥管加熱爐的彎管連接形式進行改造。將原加熱爐內(nèi)規(guī)格為180°-193.7-387.4-I的爐管連接彎管全部切除，在原爐膛端部襯里加工出圓形伸出口，重新修復內(nèi)部破壞襯里。采用規(guī)格為180°-193.7-5050-I的大彎曲半徑彎管連接兩爐膛臥管，連接后的爐管形式呈圓式螺旋向下，改造后爐管布置見圖9。

圖9 改造后F-0102爐管連接布置示圖

4.2 改造效果

改造后急彎彎管三相流沖蝕速率云圖見圖10。從圖10可以看出，改造后彎管沖蝕速率最大為 1.18×10-7kg/（m2·s），與改造前的沖蝕速率相差大約35倍，改造后急彎彎管的沖蝕情況將大為改善。

圖10 改造后急彎彎管三相流沖蝕速率云圖

此改造方案僅更換了F-0102連接臥管的彎管，即將原曲率半徑由193.7 mm改為2 525 mm，三相流流速由8 m/s變?yōu)?.6 m/s。加熱爐改造僅增加了部分大彎管以及彎管支架，其他直管全部利舊，整體改造投資較低，在滿足工藝需求的基礎(chǔ)上解決了三相流沖蝕問題，增加了爐管使用壽命，減少了開、停工頻率。

5 結(jié)語

根據(jù)F-0102急彎彎管磨損情況及加熱爐操作條件，推測并證明了急彎彎管壁厚減薄的主要原因是三相流沖蝕。使用歐拉模型和DPM模型對急彎彎管內(nèi)三相流流動軌跡、沖蝕速率進行模擬計算的結(jié)果表明，沖蝕速率隨三相流流速增大呈指數(shù)性增大、增大彎管曲率半徑可以降低三相流沖蝕速率。三相流模型模擬計算結(jié)果與實測結(jié)果基本一致，驗證了模擬計算的可靠性。

文中提出的沖蝕分析方法除了用于三相流加熱爐爐管的三相流沖蝕分析外，對于三相流管道或者其他三相流設(shè)備的模擬計算也具有一定的參考意義。