CO2再生塔入口處導流筒失效因素的研究

耿 博，王尊策，李 森，閆兵洋，宋文明

（1. 東北石油大學 機械科學與工程學院，黑龍江 大慶 16331 8；2. 中國石油 大慶石化公司化肥廠，黑龍江 大慶 163714）

CO2再生塔入口處導流筒失效因素的研究

耿 博1，王尊策1，李 森1，閆兵洋1，宋文明2

（1. 東北石油大學 機械科學與工程學院，黑龍江 大慶 16331 8；2. 中國石油 大慶石化公司化肥廠，黑龍江 大慶 163714）

對CO2再生塔入口處導流筒頻繁損壞的原因進行了研究。采用SEM技術分析失效件的微觀形貌特征；用能譜儀檢測失效件表面的腐蝕產物；運用Ansys Workbench軟件對入口處流體的流動特性進行數值模擬，分析了不同流量條件下的流體壓力、流速、湍動能及耗散率。綜合數值模擬與實物檢測結果表明：腐蝕產物中未發現304L不銹鋼應力腐蝕的敏感元素且未發現腐蝕導致的壁面減薄現象；斷口微觀形貌特征表現為疲勞輝紋；流體在再生塔入口處出現較大的力及能量損失，流體流量的波動使流體沖擊到導流筒表面的作用力隨時間變化，從而導致導流筒疲勞損壞。

CO2再生塔；導流筒；流場；疲勞；失效

CO2再生塔在化肥廠合成氨裝置中起著非常重要的作用，是再生苯菲爾溶液、回收高濃度CO2的主要設備。隨著當今工藝裝置的大型化和高效化，CO2再生塔裝置在結構優化中出現了各種工程問題。某化肥廠在增大產量、優化進口結構后，近幾年檢修過程中CO2再生塔入口出現了如下問題：富液入口線與塔壁焊接角焊縫上方塔壁本體上有兩處裂紋，入口線管口內襯上部有裂紋，入口處導流筒筒板嚴重損壞，洗滌管有一根脫焊。總結以上損壞部位，主要集中在富液線入口處導流筒及附近位置。

針對再生塔的不同損壞情況，很多學者進行了相關研究。羅偉軍等［1］對再生塔出口管線受力狀態進行分析，設備與管線材質不同且為常規配管方式時會產生很大的破壞力。謝光偉［2］對再生塔泄露和振動進行了研究，發現流體流動不穩定性及流體彈性引發管束振動。吳爽［3］對再生塔進料部位腐蝕進行失效分析。分析結果表明，氧元素的存在，及進料口部位由于摩擦導致溫度的升高，加速了壁面腐蝕。李永軍等［4］對再生塔腐蝕機理進行了研究。由于溶液濁度偏高致使再生塔腐蝕，通過在再生塔內壁加防腐襯里可進行預防。

本工作對CO2再生塔進口導流筒的損壞原因進行分析，通過對導流筒開裂斷口微觀檢測、腐蝕產物檢測分析、模擬入口處流體流動特性，確定導流筒損壞原因，對CO2再生塔的正常運行具有重要意義。

1 導流筒開裂斷口的微觀檢測分析

調研再生塔工況，確定其入口流量在1 454～1 654 m3/h范圍內波動，流量變動使導流筒所受到的力隨時間變化。

1.1 檢測內容

在失效件開裂的焊縫和母材處截取5個試件，超聲清洗干凈，用日本日立公司S-3400NⅡ型掃描電子顯微鏡［5-6］觀察分析斷口的微觀形貌特征，用英國Oxford公司INCA-350型能譜儀［7-8］檢測表面的腐蝕產物成分，分析判斷是否屬于疲勞斷口［9-10］及是否有腐蝕因素。

1.2 檢測結果

焊縫斷口的SEM照片見圖1。由圖1可以看出，焊縫斷口的高倍微觀形貌中發現了疲勞輝紋［11］，這是疲勞斷口的最主要特征，說明焊縫斷裂失效性質為疲勞。焊縫斷口處母材熔深很小，這類開裂焊縫基本都是單面焊接的角焊縫或未開破口對接焊縫，對接或搭接處類似裂紋缺陷，存在很大的應力集中，在鋼板受沖擊變形時，焊縫處承受很大的交變彎曲載荷，容易導致疲勞開裂［12］。

母材斷口的SEM照片見圖2。由圖2可看出，母材斷口較平整，顏色暗灰一側為先開裂處，裂紋向另一側擴展。由圖2b和圖2c可看出，母材斷口高倍微觀形貌中也發現了疲勞輝紋［13］，說明母材斷裂失效性質也為疲勞。

圖1 焊縫斷口的SEM照片Fig.1 SEM images at weld fracture.

圖2 母材斷口的SEM照片Fig.2 SEM images of the parent material.

對比圖1與圖2可以看出，焊縫斷口的疲勞輝紋間距大于母材斷口的疲勞輝紋間距，說明焊縫的疲勞壽命低于母材的疲勞壽命，即再生塔導流筒部件的焊縫先開裂，隨后母材開裂。

焊縫與母材斷口的表面腐蝕產物成分見表1。由表1可見，斷口表面均只有少量氧化物，未發現304L不銹鋼［14-15］應力腐蝕敏感的Cl和S元素，說明再生塔導流筒部件開裂不是應力腐蝕［16］。

表1 焊縫與母材斷口表面腐蝕產物成分Table 1 Components of the corrosion products on the fracture surfaces of the weld and parent mater

通過對導流筒開裂斷口微觀檢測分析得出導流筒失效形式為疲勞失效。流體流量隨時間波動為導流筒失效原因之一。以下通過模擬導流筒工作過程中流體的流動情況，得到在此結構中流場的變化對導流筒損壞的影響。

2 導流筒數值模擬研究

2.1 模型建立

通過對導流筒工作現場進行勘察，建立如圖3所示的結構模型。導流筒內徑為3 231 mm，厚度10 mm，高1 270 mm；塔壁內直徑為4 087 mm，壁厚60 mm，垂直高度2 400 mm；富液進口內直徑497 mm。應用Ansys Workbench中mesh功能對流體域進行網格劃分，網格劃分形式為四面體網格，網格數量為213 469。

圖3 幾何模型及網格Fig.3 The geometric model figure.1 Liquid inlet；2 Guide tube；3 Tower wall；4 Outlet at the bottom

流體域由入口管以及導流筒與塔壁之間的環隙組成，流體從入口進入后沿導流筒與塔壁之間的環隙進行流動 ，然后從底部出口流出，上端為封閉面。流體進入環形空間后，一部分流體沖擊導流筒，另一部分沖擊到塔壁，改變流動方向，起到導流的作用。導流筒結構的設計實現了進液導流和分離的效果。

2.2 控制方程

導流筒內流體采用瞬態不可壓縮模型。對模型進行假設：流體的密度和黏度不隨時間變化，忽略重力、浮力的影響。得到導流筒計算模型的基本控制方程［17］。

質量守恒方程(連續方程)見式（1）。

動量守恒定律是任何流體流動系統應滿足的基本定律。依據這一定律可得到動量守恒方程，見式（2）。

湍流模型Realizblek-ε［18-19］適用于流動過程中存在繞流的現象，能夠對各種不同尺寸的渦團（含能渦團、耗散渦團［20］）及各種渦團的輸運及相互間的作用進行良好地表示。因此，選用此模型作為導流筒數值模擬的湍流模型。湍動能k輸運方程見式（3），耗散率ε方程見式（4）。

其中，k-ε方程中各參數取值見式（5）～（8）。

2.3 邊界條件及模擬工況

通過現場調查，確定流體流量的波動范圍在1 454～1 654 m3/h之間，確定模擬工況分別為1 454，1 554，1 654 m3/h。模擬流體為不可壓縮流體，流體密度為1 251.4 kg/m3，黏度為0.000 538 kg/（m·s）；入口設置為速度進口，速度為2.083，2.226，2.369 m/s；水力直徑為497 mm；出口設置為壓力出口，壓力為0.02 MPa (塔內壓力)，湍流強度為5%。

2.4 計算結果分析

2.4.1 不同流量條件下的壓力分布

壓力能夠反映流體在流動過程中對導流筒作用力的大小。不同流量下的導流筒壓力分布見圖4，壓力曲線見圖5。

圖4 不同流量下的導流筒壓力分布Fig.4 Pressure distributions in the guide tube under different flowrates.

圖5 壓力曲線Fig.5 Pressure curves.● Maximum pressure in the guide tube；■ Maximum p ressure on the tower wall

流體進入導流筒與塔壁環隙空間后，沖擊導流筒位置處出現局部高壓（圖4中1位置），導流筒的壓力隨流量的增加逐漸增大；塔壁與導流筒最大受力位置斜對位置也具有較大壓力（圖4 中2位置），隨流量的增大，壓力也逐漸增大，但影響區域逐漸減小。由圖5可見，流量為1 454～1 654 m3/h范圍內，流體對導流筒及壁面的作用力隨流量的增大逐漸增大，且在1 454～1 554 m3/h范圍內增長率最大。說明此流量范圍內流量變化對壓力的影響最為明顯。

2.4.2 不同流量條件下的速度分布

不同流量下的進口截面速度云圖見圖6。

圖6 不同流量下的進口橫截面速度云Fig.6 Figures of the guide tube and the maximum wall pressure under different flowrates.

由圖6可見，流體在導流筒內的流動速度整體隨流量的增大而增大。流體進入塔內由于沖擊到導流筒，且流動渠道變窄，在剛進入塔內時速度增加比較明顯，隨流道阻力的消耗，速度逐漸變小。流體速度反映了流體對導流筒沖擊作用的強弱，速度越大對導流筒的沖擊作用則越強，且由于入口結構問題使局部形成低壓區，產生漩渦的概率變大，使周邊流體的流動狀態變得更加復雜化，產生渦激振動的可能性增加。

2.4.3 不同流量條件下的湍動能分布

湍動能是表示流體在流動過程中湍流狀態的物理量，值越大則表明湍動能越大，流動越紊亂，出現湍流渦的幾率增大。不同流量下的湍動能分布見圖7。

圖7 不同流量下的湍動能分布Fig.7 Turbulent kinetic energy distributions under different flowrates.

由圖7可見，在進口管處，湍動能在顏色配比上較其他地方深，表明此處流體流動所具有的湍動能高，流體的流動較為活躍。從整體趨勢可看出，隨流量增加，流體不穩定性逐漸增加，流動形勢變得越劇烈。流量為1 454～1 554 m3/h時，湍動能變化較明顯；流量為1 554～1 654 m3/h時，湍動能分布基本保持一致。

2.4.4 不同流量條件下的耗散率分布

耗散率表示湍動能損失的大小，值越大則在此處流體動能轉化為其他形式的能量越大。不同流量下的耗散率見圖8。

圖8 不同流量下的耗散率Fig.8 Turbulent kinetic energy dissipation rate under different flowrates.

由圖8可見，在進口管對應位置1處流體的湍動能損失最大，此部位流體的湍流強度最大，流體與導流筒的接觸形式復雜；隨流量的增加導流筒出現兩個耗散率較大的位置（圖8中位置2和3）。

以上分析結果表明：隨流量的增大，導流筒及壁面壓力、流速、湍動能及耗散率都逐漸增大，趨勢較平緩。在入口部位局部流動激烈，能量損失大。

3 結論

1）現場取樣檢測實驗結果表明：導流筒失效與應力腐蝕無關，未發現應力腐蝕造成壁厚減薄現象；在焊縫及母材斷口均發現疲勞輝紋，判斷為疲勞失效。

2）通過3種不同流量下數值模擬總結流體進入塔內流場情況：流體在導流筒易損壞部位產生局部高壓，流體速度最高，湍流強度最大，湍動能損失最大；隨著流量增大各參數均逐漸增大。流量在1 454～1 554 m3/h范圍內流場參數變化較大，此區間流量變化對流場影響明顯。

3）CO2再生塔入口處導流筒損壞的原因為：流體流動在導流筒入口處出現較大的力及能量損失，流體流量的波動性使沖擊到導流筒表面的力隨時間變化，從而出現疲勞失效。

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（編輯 王 馨）

Study on the failure of guide tube at the inlet of CO2regeneration tower

Geng Bo1，Wang Zunce1，Li Sen1，Yan Bingyang1，Song Wenming2
（1. College of Mechanical Science and Engineering，Northeast Petroleum University，Daqing Heilongjiang 163318，China；2. Fertilizer Plant of Daqing Petrochemical Co. of China Petroleum，Daqing Heilongjiang 163714，China）

The causes of the frequent failure of the guide tube at the inlet of a carbon dioxide regeneration tower was studied. The microstructure characteristics of the failure parts were analyzed by means of SEM and the surface corrosion products of the failure parts were detected by means of energy dispersive spectrometry. The fluid flow characteristics，namely fluid pressure，flowrate，turbulent kinetic energy and dissipation rate，at the inlet were simulated by means of the Ansys Workbench software. The results of the simulation and sample detection showed that，there were relatively strong force and energy loss at the inle t of the regeneration tower in the process of fluid flow，and the acting force on the guide tube surface due to the fluctuation of the fluid flowrate varied with time，which leaded to the fatigue damage of the guide tube.

CO2regeneration tower；guide tube；flow field；fatigue；failure

1000-8144（2016）12-1533-06

TQ 051.8

A

10.3969/j.issn.1000-8144.2016.12.019

2016-06-03；［修改稿日期］2016-09-23。

耿博（1990—），男，河北省保定市人，碩士生，電話 15776574283，電郵 geng8989569@126.com。聯系人：王尊策，電郵wangzc@nepu.edu.cn。

中國石油天然氣股份有限公司資助項目（DQSH-2015-JS-95）；中國石油和化學工業聯合會科技項目（2016-01-02）。