臥式熱虹吸再沸器在異構化裝置中的設計優化

趙明，王毅，尚劍

（華陸工程科技有限責任公司，西安 710065）

1 引言

在煉油項目異構化裝置再沸器設計選型時，多采用臥式熱虹吸再沸器。臥式熱虹吸再沸器的管束為水平方向布置，可以得到較大的傳熱面積和較高的傳熱速率。大部分再沸器采用蒸汽做熱源，而通常蒸汽管網操作參數是固定的。若再沸器蒸汽熱源選擇不合適，會造成工藝物料氣化率低，同時由于兩相流的存在，可能會造成設備或管線振動等情況出現。本文根據蒸汽和工藝物料合適的平均溫差，結合現場不同蒸汽規格，選出合適的蒸汽熱源，對異構化裝置熱虹吸再沸器進行設計優化。

2 概述

再沸器主要分為強制循環式和熱虹吸式再沸器等，熱虹吸式再沸器包括立式熱虹吸再沸器和臥式熱虹吸再沸器。熱虹吸式再沸器通常以自循環方式操作，依靠釜液和換熱器殼側氣液混合物的密度差為推動力形成熱虹吸效應。

在再沸器熱負荷確定的情況下，平均溫差、換熱面積、傳熱系數成為相互制約的因素，而平均溫差對傳熱系數和換熱面積均有影響，故尋求合適的平均溫差是再沸器設計的重要因素。

3 臥式熱虹吸再沸器

3.1 臥式熱虹吸再沸器結構

臥式熱虹吸再沸器是一種管殼式再沸器，它們常用于石油化工裝置[1]。臥式熱虹吸再沸器有許多種[2]，通?！癊”和“J”形較常見，而“X”“G”和“H”形用途更多，這取決于對傳熱速率、結垢情況、殼程壓降和物料組成等要求。

3.2 臥式熱虹吸再沸器優勢

1）與釜式再沸器相比，臥式熱虹吸再沸器的循環量比較大，通過它的寬沸程混合物所需溫升比釜式再沸器低，臥式熱虹吸再沸器中出現較高的局部沸騰溫差和傳熱速率。

2）與立式熱虹吸再沸器相比，臥式熱虹吸再沸器與塔出口管線垂直高度的水力學設計的彈性很大，所需靜壓頭要低于立式熱虹吸再沸器。對于石油類等寬沸程混合物，多采用臥式熱虹吸再沸器。

4 平均溫差

4.1 平均溫差概述

當液體被加熱時，把在液體內部產生氣泡的現象叫作沸騰。如果在傳熱面上產生沸騰，傳熱系數由于氣泡的產生、成長、脫離而迅速增大。

把表示液體和加熱面之間的平均溫差和熱流密度（單位傳熱面積的熱通量）Q/A 之間的關系曲線叫沸騰曲線。圖1 為甲醇的沸騰曲線[3]。在圖中A～B 范圍內，液體自然對流加熱，這個范圍叫非沸騰區。B 是沸騰起始點，在B～D 范圍內，氣泡從加熱面表面連續產生，把這個范圍叫作泡核沸騰區。D 點是產生泡核沸騰的最大熱流密度點，此時的溫差叫作臨界最大溫差。D～H 的范圍被稱為過渡沸騰區，隨著溫差的上升，熱流密度反而迅速下降，是加熱面表面溫度的不穩定區。H 點有最小的熱流密度，在H～I 的范圍內，加熱面被蒸汽膜覆蓋，熱量通過這個蒸汽膜的導熱和輻射形式傳遞，這個區域叫膜狀沸騰區。

圖1 甲醇沸騰曲線

因為在泡核沸騰下，傳熱系數高，所以，一般工業裝置中再沸器設計采用的平均溫差都是這個范圍。表1 列出了一些介質的臨界最大溫差的參考值。

表1 部分介質臨界最大溫差

由表1 可以得出，大多數工藝介質的臨界最大溫差通常介于20～40 ℃。

4.2 平均溫差的控制

對于蒸汽管網壓力級別固定的裝置，再沸器依據平均溫差和有污垢熱阻的前提下進行設計。若再沸器的平均溫差較低，參考圖1 可知，泡核沸騰區的熱流密度很不穩定，部分因素如污垢熱阻會對其產生較大影響，可以采用低翅片管來擴大和改變管子表面，增加泡核的生成。

若再沸器在較大的平均溫差下操作，可能會出現膜狀沸騰，甚至干涸沸騰。在有些工況下，由于不得不采用高溫熱源，在較大的平均溫差下將再沸器設計成膜狀沸騰狀態，此時要特別注意增大再沸器的換熱面積裕量，以防由于傳熱系數的降低而影響再沸器的換熱效果。

總之，再沸器需要在合適的平均溫差下進行設計。

5 臥式熱虹吸再沸器的設計及優化

在異構化裝置中，使用高壓過熱蒸汽為再沸器提供熱源，高壓蒸汽經減溫減壓后為異構化裝置4 臺再沸器提供熱源，其中用戶1～3 再沸器的平均溫差均在臨界平均溫差范圍內，不予討論，本文只討論用戶4。

考慮到其他用戶需求，高壓過熱蒸汽在減溫減壓后的蒸汽操作參數為1.33 MPa（G），223 ℃。由于1.33 MPa（G）蒸汽對應飽和溫度為196 ℃，故減溫減壓后的蒸汽仍為過熱蒸汽。在原設計中，用戶4 利用該蒸汽為熱源，其冷熱側的操作條件如表2 所示。

表2 舊工況冷熱側操作條件

由于再沸器主要是利用熱源的潛熱，過熱蒸汽在換熱后變成飽和蒸汽凝液。故該再沸器冷熱介質的平均溫差約為63 ℃。

用戶4 工藝側物料主要組分為戊烷，與表1 中的正戊烷參數接近。查表后，得到其臨界平均溫差為33 ℃，與殼側工藝物料溫度相加，得出合適的熱源蒸汽溫度約為170 ℃，該蒸汽的飽和壓力為0.7 MPa（G）。

由于本裝置存在中壓蒸汽管網，中壓蒸汽參數1.0 MPa（G），220 ℃。該蒸汽經壓力調節閥減壓到0.7 MPa（G），利用該蒸汽作為熱源，修改管程蒸汽熱源參數，冷熱側操作條件見表3。

使用HTRI 9.0 軟件對管程參數不同的再沸器計算結果進行對比，對比結果如表4 所示。

表4 再沸器計算結果對比

設計中只改變了再沸器管程蒸汽的入口壓力，其他參數未做任何調整。經過計算，新工況下計算結果沒有出現振動等警告信息，部分計算結果發生明顯變化，具體變化如下。

1）傳熱系數：新工況下，再沸器的傳熱系數比原再沸器高69.4%。當使用1.33 MPa（G）的過熱蒸汽時，平均溫差為65.2 ℃，傳熱系數559 W/（m2·K），傳熱效率低，長期運行可能會出現管側蒸汽凝液過冷現象。當使用0.7 MPa（G）的蒸汽時，對數平均溫差為38.5 ℃，此時總傳熱系數為947 W/（m2·K），對流傳熱系數高。

2）平均溫差：新工況下，再沸器的平均溫差接近臨界最大溫差，而原設計的平均溫差遠大于臨界最大溫差。當采用0.7 MPa（G）的蒸汽時，由于平均溫差僅為38.5 ℃，傳熱系數較高，冷熱流體的換熱效果好。

3）設計裕量：原再沸器使用高壓過熱蒸汽，由于平均溫差大于臨界最大溫差，再沸器處于膜狀沸騰區，傳熱系數低。新再沸器雖然設計裕量變小，但平均溫差接近臨界最大溫差，再沸器處于泡核沸騰區，傳熱系數高。

4）蒸汽用量：新再沸器蒸汽用量為16 139 kg/h，比原再沸器每小時減少近7%的蒸汽負荷，可降低裝置的操作運行費用。

6 結論

本文對臥式熱虹吸再沸器結構做了詳細的介紹，闡述了再沸器在外形結構、操作維護中的優勢及適用范圍。同時對再沸器平均溫差及其控制進行了詳細介紹和分析。結合異構化裝置中臥式熱虹吸再沸器實例，使用HTRI 軟件對臥式熱虹吸再沸器進行模擬和優化，通過對比傳熱系數、平均溫差、設計裕量和蒸汽用量等參數對原工況和新工況進行了詳細的對比，得出平均溫差是再沸器設計的關鍵因素之一，具體結論如下。

1）對于再沸器的設計，平均溫差的取值需在合適范圍內。若平均溫差過大，則會造成傳熱系數的下降，傳熱效率降低，且長期運行可能會出現管側蒸汽凝液的過冷現象。

2）平均溫差最好選擇在泡核沸騰區，此時傳熱系數較高，壁溫較低，冷熱流體換熱穩定，不會出現由于冷熱流體溫差過大造成蒸汽凝液無法順利回收的情況。

7 結語

對于大型化工項目，特別是有熱虹吸再沸器的石油化工類項目，由于其投資比較大，在規劃全廠蒸汽管網時，需考慮各裝置再沸器的平均溫差，從而選擇設置合適的蒸汽管網壓力，保證各個蒸汽用戶都能運行良好，避免出現過高的平均溫差而造成再沸器操作難以控制，凝液流通不暢的現象。