基于Aspen EDR立式热虹吸再沸器循环稳定性的分析

孙志岩，刘小隽，齐向阳

（辽宁石化职业技术学院， 辽宁 锦州 121001）

Aspen Exchanger Design ＆ Rating （以下简称Aspen EDR）是美国Aspen Tech公司推出的一款传热工程计算软件。Aspen EDR不仅能为用户提供优化的再沸器设计方案，而且能够模拟和校核热虹吸再沸器的循环稳定性，从而提供完善可靠的再沸器安装设计方案。

石油化工装置中，再沸器通常安装于精馏塔塔底，并且二者保持一定高度差。自然循环式再沸器依据流体运动推动力大于等于阻力的原理设计，这是实现塔釜物料“热虹吸”运动的重要前提。再沸器的加热介质是低压蒸汽，低压蒸汽流经再沸器壳程对管程物料进行加热，同时自身冷凝为水[1-3]。塔釜物料在重力作用下进入再沸器管程，被加热后形成汽液两相流，并以较高的流速返回塔内。塔釜正常操作时的液位到再沸器下管板的垂直距离称为安装高度，是再沸器循环的推动力，同时影响返塔汽液两相流的汽化率[4]。再沸器循环的阻力来自于流体进入再沸器前管道的阻力降、流体流经再沸器换热管的阻力降和汽液两相流自再沸器出口返塔的阻力降。当推动力大于等于阻力时，再沸器的汽化率愈大，则出口管道中物料的密度愈小，进出口管道的密度差越大，塔釜液体不断被“虹吸”进入再沸器，汽液混合物自动返回塔内，从而实现自然循环。

热虹吸式再沸器根据安装形式可分为两类：立式热虹吸再沸器和卧式热虹吸再沸器。再沸器的安装形式与装置的规模、介质的结垢性质和用户操作习惯密切相关。立式热虹吸再沸器具有节能、传热效率高、设备布局紧凑、不易结垢堵塞等优点，在石油化工行业应用广泛。

1 再沸器的安装高度

本文设计和优化的立式热虹吸再沸器与低压精馏塔相连。如图1所示，立式热虹吸再沸器的循环推动力来源于塔釜正常液位到再沸器下管板的垂直距离H。经再沸器加热后，塔釜物料的汽液混合物返回精馏塔分离，省去了再沸器的分离空间。本文中再沸器工艺选型见表1。在工艺介质组成及再沸器设备选型确定的前提下，立式热虹吸再沸器需要较大的循环推动力，因此需要对安装高度H进行精确核算[5]。本文在初步确定设备选型后，采用Aspen EDR软件首先根据再沸器的设备参数拟定了其安装高度，然后再校核塔釜、再沸器、以及相连管道循环系统的压力平衡，最后根据计算结果确定精馏塔裙座和再沸器的基础高度，以确保再沸器稳定循环。

图1 立式热虹吸再沸器的安装高度Fig.1 Installation height of the vertical thermosyphon reboiler

适宜的再沸器安装高度对精馏塔的正常操作十分关键[6]。本文通过调控安装高度H（固定再沸器出入口管道管径分别为DN 150和DN 200），校核了再沸器的设计参数，结果见表2。随着H增大，再沸器循环量增大，管程物料汽化率逐渐降低，有效传热温差逐渐下降，管侧的传热系数增加，管程压力降逐渐增大。安装高度H过小， 推动力不足，塔釜和再沸器无法实现自然循环。安装高度H过大，塔釜和再沸器的循环量大幅增加。一方面，塔釜物料过冷度增加，再沸器显热段增长，管侧传热系数迅速减小，致使汽化率显著降低； 另一方面，换热管束显热段增长，蒸发段缩短，汽液分离空间减少，易引起大量的汽液夹带，导致产品不合格[7]。安装高度H的最佳设计方案是使再沸器管束内物料在到达出口时实现完全的单程汽化，然后汽相离开再沸器进入精馏塔釜[8]。因此，H的取值是一个关键设计参数。鉴于工艺选型的再沸器换热管长度为2.5 m，并考虑实际生产中精馏塔塔釜液位的波动，本文调节再沸器的上管板与精馏塔塔釜液面基本持平，同时为实际生产留有一定的设计余量。最终，再沸器安装高度H确定为3 m。

表1 再沸器的工艺选型与操作参数Table 1 Selection of the reboiler and process operation parameters

表2 不同安装高度时，再沸器的设计参数Table 2 Design parameters of the thermosyphon reboiler depending on different installation height

2 再沸器出入口管径的设计

本文中再沸器循环操作所需克服的全部阻力包括：自塔釜液面起流体流经再沸器入口管道的阻力、流体流经换热管束的阻力、以及汽液两相混合物自再沸器出口返回塔釜的阻力[9]。其中，再沸器管程的阻力来自于显热段液相流动的摩擦阻力、蒸发段汽液两相流动的摩擦阻力、以及流体自身的重力。出口管道的阻力包括：出口管道汽液两相流动的摩擦阻力和两相流流速增加引起的动能损失。流体流动过程中克服阻力所产生的能量损失统称为压力降。Aspen EDR软件提供了再沸器总压力降以及入口管道和出口管道压力降的数据报告。重要的是，在设备布置和管道设计中如何调控各部分压力降占总压力降的百分比。同时，通过调控各部分压力降的比例，调节精馏塔-再沸器体系的压力平衡，以确保再沸器实现自然循环和稳定运行。

一般情况下，适当增大入口管道的压力降有利于提高再沸器的运行稳定性，同时还有利于缩短再沸器下部的显热段。因此，通常以入口管道压力降占总压力降的20% ～ 30%为宜[10]。出口管道压力降通常占总压力降的10% ～ 20%，不能超过35%[8]。调节再沸器进出口管道的管径是优化各部分压力降比例的有效措施。

本文采用Aspen EDR软件通过试差法确定了再沸器出入口管道的适宜管径，结果见表3。当固定再沸器入口管径为DN 150时，出口管径从DN 200增加至DN 450，再沸器入口管道压力降逐渐增大，出口管道压力降逐渐减小。当入口管径为DN 150，出口管径为DN 350和DN 400时，再沸器入口管道和出口管道的压力降分布，较接近理想百分比。

表3 再沸器出入口管径设计方案Table 3 The inlet and outlet pipe diameters of the reboiler designed on scheme

进一步，固定再沸器出口管道管径为DN 400，当入口管道管径分别为DN 150、DN 200、DN 250和DN 300时，入口管道压力降百分比逐渐减小，出口管道压力降百分比逐渐增加。当入口管径为DN 200，出口管径为DN 400时，再沸器入口管道和出口管道的压力降分布，很接近理想百分比。接下来，固定再沸器入口管道管径为DN 200，调整出口管径分别为DN 300、DN 350、DN 400和DN 450时，入口管道压力降百分比逐渐增大，出口管道压力降百分比逐渐减小。当再沸器入口管道为DN 200，出口管道为DN 450时，压力降分布也较接近理想百分比。但考虑到再沸器设备直径为DN 700，在其上设置DN 450管口，设备加工难度大，不建议将再沸器出口管道设计为DN 450。综上，通过设计再沸器出入口管径，调整出入口管道的压力降分布，筛选出三组可行的再沸器出入口管径设计方案，即：（1） 入口管径DN 150、出口管径DN 350；（2） 入口管径DN 150、出口管径DN 400；（3） 入口管径DN 200、出口管径DN 400。

3 再沸器管道流速及动压头核算

再沸器的良好循环状态一定程度上取决于循环液体是否具有一个合适的流速[11-14]。根据工程设计经验，再沸器入口管道的物料流速一般维持在0.6 ～ 2 m/ s，换热管管束中物料的流速一般为0.5 ～ 1.5 m/s[8]。再沸器出口管道汽液两相流的流型对设备安全运行至关重要。当流体流型为环状流时，再沸器的传热效果及运行稳定性最佳。当流体流型为活塞流时，易引起管道振动，需设置管路支撑。当流体流型为雾状流时，加热蒸汽的热量无法被迅速转移，导致换热管束局部高温，易引发设备损坏[15-16]。因此，Aspen EDR软件规定再沸器返塔管道汽液两相流的流速一般不小于4.5 m/s。速度压头ρν2不小于100 kg/m·s2。否则，汽相速率太低，难以维持再沸器循环，且易引发再沸器出口管道振动，不利于精馏塔-再沸器体系的安全运行。

针对上文筛选的三组再沸器出入口管道管径设计方案，本文对再沸器入口管道、出口管道和再沸器管程的流体流速进行了分析。表4的结果显示，再沸器入口管道管径为DN 200，出口管道管径为DN 400时，再沸器入口管道、出口管道和再沸器管程的流体流速分别为1.48 m/s、9.62 m/s和0.48/11.3 m/s，出口管道的动压头ρν2为2 547 kg/m·s2。循环流体在再沸器各处均具有合适的流速和动压头，满足Aspen EDR软件的设计规定，有利于再沸器的稳定循环。

4 换热管管束的振动分析

再沸器换热管束的振动分析在工程设计中经常被忽略。而实际生产中，由于石油化工装置操作介质通常为各种油品和轻烃，具有易燃易爆的性质，因此换热管的共振分析对再沸器的设备维护和安全生产十分重要。Aspen EDR软件自带再沸器换热管管束的振动分析功能，可以有效避免换热管破裂引发的设备损坏问题。本文对所设计的再沸器进行了管束内流体的弹性失稳分析（图2）和换热管的共振分析（图3）。图2和图3的模拟结果显示：再沸器在使用过程中不会出现换热管共振现象。这为设备的维护和安全生产提供了保障。

表4 再沸器出入口管道和管程的流速及动压头Table 4 The flow velocity and dynamic pressure head of the inlet, the outlet, and bundle for the reboiler

图2 再沸器管束内流体的弹性失稳分析Fig.2 Fluid elastic instability analysis of the reboiler tube bundle

图3 再沸器换热管的共振分析Fig.3 Resonance analysis of the reboiler tubes

5 热虹吸运动稳定性分析

Aspen EDR软件主要基于以下标准对再沸器的热虹吸稳定性（Thermosiphon stability）进行判断：轴向管嘴的Kutateladze准数准则（Kutateladze Number in axial nozzle），立式管程热虹吸循环回路出口/入口ΔP比例（Circuit DeltaP ration （Outlet/Inlet） vertical tube side thermosiphons），再沸器出口管道液体倒流指数（Flow reversal criterion - top of the tubes）、液泛指数（Flooding criterion - top of the tubes）、沸腾开始前换热管长度百分比（Fraction of tube length before boiling starts）。图4的结果证实：本文设计的立式热虹吸再沸器可以稳定循环。

图4 再沸器的循环稳定性分析Fig.4 The cyclic stability analysis results of the designed reboiler

6 结论

本文采用Aspen EDR软件分析了立式热虹吸再沸器的安装高度、出入口管道管径、循环液体在管道的流速及再沸器出口返塔管道的动压头、加热管管束共振振动、热虹吸循环稳定性等因素对在再沸器循环稳定性的影响。再沸器的性能模拟报告见图5。Aspen EDR软件提供了强大的设计功能，不仅为用户提供了优化的再沸器设计方案，还可以模拟和校核热虹吸再沸器的循环稳定性，从而提供了完善可靠的再沸器设计方案，确保了再沸器的安全稳定运行。

图5 再沸器的性能参数表Fig.5 The performance of the designed reboiler