CO2再生塔入口处导流筒失效因素的研究

耿 博，王尊策，李 森，闫兵洋，宋文明

（1. 东北石油大学 机械科学与工程学院，黑龙江 大庆 16331 8；2. 中国石油 大庆石化公司化肥厂，黑龙江 大庆 163714）

CO2再生塔入口处导流筒失效因素的研究

耿 博1，王尊策1，李 森1，闫兵洋1，宋文明2

（1. 东北石油大学 机械科学与工程学院，黑龙江 大庆 16331 8；2. 中国石油 大庆石化公司化肥厂，黑龙江 大庆 163714）

对CO2再生塔入口处导流筒频繁损坏的原因进行了研究。采用SEM技术分析失效件的微观形貌特征；用能谱仪检测失效件表面的腐蚀产物；运用Ansys Workbench软件对入口处流体的流动特性进行数值模拟，分析了不同流量条件下的流体压力、流速、湍动能及耗散率。综合数值模拟与实物检测结果表明：腐蚀产物中未发现304L不锈钢应力腐蚀的敏感元素且未发现腐蚀导致的壁面减薄现象；断口微观形貌特征表现为疲劳辉纹；流体在再生塔入口处出现较大的力及能量损失，流体流量的波动使流体冲击到导流筒表面的作用力随时间变化，从而导致导流筒疲劳损坏。

CO2再生塔；导流筒；流场；疲劳；失效

CO2再生塔在化肥厂合成氨装置中起着非常重要的作用，是再生苯菲尔溶液、回收高浓度CO2的主要设备。随着当今工艺装置的大型化和高效化，CO2再生塔装置在结构优化中出现了各种工程问题。某化肥厂在增大产量、优化进口结构后，近几年检修过程中CO2再生塔入口出现了如下问题：富液入口线与塔壁焊接角焊缝上方塔壁本体上有两处裂纹，入口线管口内衬上部有裂纹，入口处导流筒筒板严重损坏，洗涤管有一根脱焊。总结以上损坏部位，主要集中在富液线入口处导流筒及附近位置。

针对再生塔的不同损坏情况，很多学者进行了相关研究。罗伟军等［1］对再生塔出口管线受力状态进行分析，设备与管线材质不同且为常规配管方式时会产生很大的破坏力。谢光伟［2］对再生塔泄露和振动进行了研究，发现流体流动不稳定性及流体弹性引发管束振动。吴爽［3］对再生塔进料部位腐蚀进行失效分析。分析结果表明，氧元素的存在，及进料口部位由于摩擦导致温度的升高，加速了壁面腐蚀。李永军等［4］对再生塔腐蚀机理进行了研究。由于溶液浊度偏高致使再生塔腐蚀，通过在再生塔内壁加防腐衬里可进行预防。

本工作对CO2再生塔进口导流筒的损坏原因进行分析，通过对导流筒开裂断口微观检测、腐蚀产物检测分析、模拟入口处流体流动特性，确定导流筒损坏原因，对CO2再生塔的正常运行具有重要意义。

1 导流筒开裂断口的微观检测分析

调研再生塔工况，确定其入口流量在1 454～1 654 m3/h范围内波动，流量变动使导流筒所受到的力随时间变化。

1.1 检测内容

在失效件开裂的焊缝和母材处截取5个试件，超声清洗干净，用日本日立公司S-3400NⅡ型扫描电子显微镜［5-6］观察分析断口的微观形貌特征，用英国Oxford公司INCA-350型能谱仪［7-8］检测表面的腐蚀产物成分，分析判断是否属于疲劳断口［9-10］及是否有腐蚀因素。

1.2 检测结果

焊缝断口的SEM照片见图1。由图1可以看出，焊缝断口的高倍微观形貌中发现了疲劳辉纹［11］，这是疲劳断口的最主要特征，说明焊缝断裂失效性质为疲劳。焊缝断口处母材熔深很小，这类开裂焊缝基本都是单面焊接的角焊缝或未开破口对接焊缝，对接或搭接处类似裂纹缺陷，存在很大的应力集中，在钢板受冲击变形时，焊缝处承受很大的交变弯曲载荷，容易导致疲劳开裂［12］。

母材断口的SEM照片见图2。由图2可看出，母材断口较平整，颜色暗灰一侧为先开裂处，裂纹向另一侧扩展。由图2b和图2c可看出，母材断口高倍微观形貌中也发现了疲劳辉纹［13］，说明母材断裂失效性质也为疲劳。

图1 焊缝断口的SEM照片Fig.1 SEM images at weld fracture.

图2 母材断口的SEM照片Fig.2 SEM images of the parent material.

对比图1与图2可以看出，焊缝断口的疲劳辉纹间距大于母材断口的疲劳辉纹间距，说明焊缝的疲劳寿命低于母材的疲劳寿命，即再生塔导流筒部件的焊缝先开裂，随后母材开裂。

焊缝与母材断口的表面腐蚀产物成分见表1。由表1可见，断口表面均只有少量氧化物，未发现304L不锈钢［14-15］应力腐蚀敏感的Cl和S元素，说明再生塔导流筒部件开裂不是应力腐蚀［16］。

表1 焊缝与母材断口表面腐蚀产物成分Table 1 Components of the corrosion products on the fracture surfaces of the weld and parent mater

通过对导流筒开裂断口微观检测分析得出导流筒失效形式为疲劳失效。流体流量随时间波动为导流筒失效原因之一。以下通过模拟导流筒工作过程中流体的流动情况，得到在此结构中流场的变化对导流筒损坏的影响。

2 导流筒数值模拟研究

2.1 模型建立

通过对导流筒工作现场进行勘察，建立如图3所示的结构模型。导流筒内径为3 231 mm，厚度10 mm，高1 270 mm；塔壁内直径为4 087 mm，壁厚60 mm，垂直高度2 400 mm；富液进口内直径497 mm。应用Ansys Workbench中mesh功能对流体域进行网格划分，网格划分形式为四面体网格，网格数量为213 469。

图3 几何模型及网格Fig.3 The geometric model figure.1 Liquid inlet；2 Guide tube；3 Tower wall；4 Outlet at the bottom

流体域由入口管以及导流筒与塔壁之间的环隙组成，流体从入口进入后沿导流筒与塔壁之间的环隙进行流动 ，然后从底部出口流出，上端为封闭面。流体进入环形空间后，一部分流体冲击导流筒，另一部分冲击到塔壁，改变流动方向，起到导流的作用。导流筒结构的设计实现了进液导流和分离的效果。

2.2 控制方程

导流筒内流体采用瞬态不可压缩模型。对模型进行假设：流体的密度和黏度不随时间变化，忽略重力、浮力的影响。得到导流筒计算模型的基本控制方程［17］。

质量守恒方程(连续方程)见式（1）。

动量守恒定律是任何流体流动系统应满足的基本定律。依据这一定律可得到动量守恒方程，见式（2）。

湍流模型Realizblek-ε［18-19］适用于流动过程中存在绕流的现象，能够对各种不同尺寸的涡团（含能涡团、耗散涡团［20］）及各种涡团的输运及相互间的作用进行良好地表示。因此，选用此模型作为导流筒数值模拟的湍流模型。湍动能k输运方程见式（3），耗散率ε方程见式（4）。

其中，k-ε方程中各参数取值见式（5）～（8）。

2.3 边界条件及模拟工况

通过现场调查，确定流体流量的波动范围在1 454～1 654 m3/h之间，确定模拟工况分别为1 454，1 554，1 654 m3/h。模拟流体为不可压缩流体，流体密度为1 251.4 kg/m3，黏度为0.000 538 kg/（m·s）；入口设置为速度进口，速度为2.083，2.226，2.369 m/s；水力直径为497 mm；出口设置为压力出口，压力为0.02 MPa (塔内压力)，湍流强度为5%。

2.4 计算结果分析

2.4.1 不同流量条件下的压力分布

压力能够反映流体在流动过程中对导流筒作用力的大小。不同流量下的导流筒压力分布见图4，压力曲线见图5。

图4 不同流量下的导流筒压力分布Fig.4 Pressure distributions in the guide tube under different flowrates.

图5 压力曲线Fig.5 Pressure curves.● Maximum pressure in the guide tube；■ Maximum p ressure on the tower wall

流体进入导流筒与塔壁环隙空间后，冲击导流筒位置处出现局部高压（图4中1位置），导流筒的压力随流量的增加逐渐增大；塔壁与导流筒最大受力位置斜对位置也具有较大压力（图4 中2位置），随流量的增大，压力也逐渐增大，但影响区域逐渐减小。由图5可见，流量为1 454～1 654 m3/h范围内，流体对导流筒及壁面的作用力随流量的增大逐渐增大，且在1 454～1 554 m3/h范围内增长率最大。说明此流量范围内流量变化对压力的影响最为明显。

2.4.2 不同流量条件下的速度分布

不同流量下的进口截面速度云图见图6。

图6 不同流量下的进口横截面速度云Fig.6 Figures of the guide tube and the maximum wall pressure under different flowrates.

由图6可见，流体在导流筒内的流动速度整体随流量的增大而增大。流体进入塔内由于冲击到导流筒，且流动渠道变窄，在刚进入塔内时速度增加比较明显，随流道阻力的消耗，速度逐渐变小。流体速度反映了流体对导流筒冲击作用的强弱，速度越大对导流筒的冲击作用则越强，且由于入口结构问题使局部形成低压区，产生漩涡的概率变大，使周边流体的流动状态变得更加复杂化，产生涡激振动的可能性增加。

2.4.3 不同流量条件下的湍动能分布

湍动能是表示流体在流动过程中湍流状态的物理量，值越大则表明湍动能越大，流动越紊乱，出现湍流涡的几率增大。不同流量下的湍动能分布见图7。

图7 不同流量下的湍动能分布Fig.7 Turbulent kinetic energy distributions under different flowrates.

由图7可见，在进口管处，湍动能在颜色配比上较其他地方深，表明此处流体流动所具有的湍动能高，流体的流动较为活跃。从整体趋势可看出，随流量增加，流体不稳定性逐渐增加，流动形势变得越剧烈。流量为1 454～1 554 m3/h时，湍动能变化较明显；流量为1 554～1 654 m3/h时，湍动能分布基本保持一致。

2.4.4 不同流量条件下的耗散率分布

耗散率表示湍动能损失的大小，值越大则在此处流体动能转化为其他形式的能量越大。不同流量下的耗散率见图8。

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

由图8可见，在进口管对应位置1处流体的湍动能损失最大，此部位流体的湍流强度最大，流体与导流筒的接触形式复杂；随流量的增加导流筒出现两个耗散率较大的位置（图8中位置2和3）。

以上分析结果表明：随流量的增大，导流筒及壁面压力、流速、湍动能及耗散率都逐渐增大，趋势较平缓。在入口部位局部流动激烈，能量损失大。

3 结论

1）现场取样检测实验结果表明：导流筒失效与应力腐蚀无关，未发现应力腐蚀造成壁厚减薄现象；在焊缝及母材断口均发现疲劳辉纹，判断为疲劳失效。

2）通过3种不同流量下数值模拟总结流体进入塔内流场情况：流体在导流筒易损坏部位产生局部高压，流体速度最高，湍流强度最大，湍动能损失最大；随着流量增大各参数均逐渐增大。流量在1 454～1 554 m3/h范围内流场参数变化较大，此区间流量变化对流场影响明显。

3）CO2再生塔入口处导流筒损坏的原因为：流体流动在导流筒入口处出现较大的力及能量损失，流体流量的波动性使冲击到导流筒表面的力随时间变化，从而出现疲劳失效。

符 号 说 明

［1］ 罗伟军，杨红梅. 溶剂再生塔底重沸器出口管线的应力分析［J］.武汉工程大学学报，2012，34（11）：68-72.

［2］ 谢光伟. 溶剂再生塔重沸器泄漏及振动原因分析［J］.压力容器，2010，27（9）：58-61.

［3］ 吴爽. 烷基苯HF再生塔进料加热器腐蚀失效分析［J］.机电产品开发与创新，2010，23（4）：78-79.

［4］ 李永军，蒋宏贵，张剑波，等. 天然气净化厂再生塔腐蚀机理研究及防治［J］.石油化工应用，2012，31（1）：81-83.

［5］ 黄昌军，刘春辉，陈江华，等. Al-Mg-Si-Cu合金时效状态对疲劳过程及断裂特征的影响［J］.中国有色金属学报，2013，23（1）：35-43.

［6］ Feng Chongyou，Wang Xingguo，Zhang Jinmei，et al. Analyses on low cycle fatigue behavior and microstructure under uniaxial loadings［C］//Services and Management Engineering. Beijing：Scientific Research Publishing，2011：241-244.

［7］ Wang Yubo，Qiu Xingqi，Miao Haibin，et al. Research on behavior of corrugated packing in vacuum distillation tower［J］. Chin Pet Process Petrochem Technol，2012，14（2）：39-43.

［8］ 黄佳平，张勇，王国清，等. 扭曲片管对常压加热炉管内压降的影响［J］.石油化工，2013，42（10）：1111-1116.

［9］ Ryosuke M，Eiichi Y. Fatigue and fracture behavior of nickelbased superalloy Inconel 718 up to the very high cycle regime［J］.Appl Phys Eng，2010，21（10）：727-737.

［10］ Wang Zhangzhong，He Xiancong. Influence of chemical liquids on the fatigue crack growth of the AZ31 magnesium alloy［J］. Int J Miner Metall Mater，2012，19（3）：225-230.

［11］ 王德宪，纪冬梅，陈建钧，等. P92钢蠕变-疲劳试验的断裂特性分析［J］.压力容器，2014，31（10）：22-28.

［12］ 柳猛，邱振生，孙广，等. 核电站主管道取样管焊缝裂纹缺陷分析［J］.压力容器，2015，32（9）：52-58.

［13］ 路宝玺. 换热器试运行期间管束焊缝发生疲劳断裂分析［J］.压力容器，2010，27（4）：51-54，46.

［14］ 闫永超，陈学东，杨铁成，等. 应变强化022Cr17Ni12Mo2奥氏体不锈钢室温低周疲劳性能研究［J］.压力容器，2011，28（12）：5-10.

［15］ Hong S G，Lee S B. The tensile and low-cycle fatigue behavior of cold worked 316L stainless steel：Influence of dynamic strain aging［J］.Int J Fatigue，2004，26（8） ：899-910．

［16］ 刘长海，邓文彬，高军，等. 2.25Cr-1Mo-0.25V钢的硫化氢应力腐蚀试验研究［J］.压力容器，2014，31（2）：9-13.

［17］ 袁霞光. 3种强化传热炉管的流动和传热特性的数值模拟研究［J］.石油化工，2011，40（7）：743-748.

［18］ 张仂，谷芳. 基于计算流体力学热流固耦合仿真的换热器折流板结构优化［J］.石油化工，2012，41（6）：682-687.

［19］ 栗秀萍，王新成，李俊妮，等. 超重机内多孔板填料上气液流场的计算流体动力学模拟［J］.石油化工，2013，42（12）：1361-1366.

［20］ 王福军. 计算流体动力学分析——CFD软件原理与应用［M］.北京：清华大学出版社，2004：1-10，138-143.

（编辑 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，硕士生，电话 15776574283，电邮 geng8989569@126.com。联系人：王尊策，电邮wangzc@nepu.edu.cn。

中国石油天然气股份有限公司资助项目（DQSH-2015-JS-95）；中国石油和化学工业联合会科技项目（2016-01-02）。