加氢空冷器注水管道孔板流场及压降特性分析

金 浩 哲，高 帅 棋，顾 镛，刘 骁 飞，王 超

( 浙江理工大学 流动腐蚀研究所，浙江 杭州 310018 )

0 引 言

加氢反应流出物空冷器(REAC)作为石油化工的重要设备之一，长期运行于高温、高压、临氢工况，存在着极高的运行风险[1]．经过加氢反应后，原料油中N、Cl、S等易转化为腐蚀性组分NH3、HCl、H2S，在冷换设备的流动、传热、相变过程中，形成NH4Cl或NH4HS等铵盐颗粒，沉积并迅速堵塞管束[2-3]．近年来，随着我国原油进入开采末期，原油劣质化的趋势逐渐加剧，在炼油过程中换热器、空冷器的管束因铵盐结晶堵塞造成的流动腐蚀失效事故屡见不鲜，引发多起非计划停工事故[4-5]．研究发现增设脱氯或脱硫工艺能降低NH4Cl和NH4HS结晶温度，减少结晶量，缓解管束堵塞[6]．美国石油学会(API)建议在加氢空冷器前设置工艺注水点来溶解洗涤铵盐，从而避免铵盐结晶堵塞问题[7]．美国腐蚀工程师协会(NACE)建议在空冷器前注入足够的水，确保入口有至少25%的液态水[8]．目前加氢空冷器的注水方式多采用多点注水，但因注水后各支管的阻力降很难完全平衡，造成各支管的流量产生一定误差，引发空冷器并联状态下的油气水多相流分布不均衡．

近年来，孔板常被用于代替流量计，用于平衡各注水支管的流量．与传统单孔孔板相比，多孔孔板的应用能有效减小压力损失，避免孔板后涡流的形成，减轻湍流引发的摩擦和振动，提升抗干扰能力[9-10]．Shan等[11]通过平面粒子图像测速系统得到不同开孔直径比β0(β0为孔径与管径之比，β0=d/D)下孔板附近的大面积速度场，并对孔板后流域进行分区定义，研究发现压损系数随β0的增大而减小．Zhao等[12]以薄孔板(厚度2 mm)为实验研究对象，发现在相同开孔直径比β0和孔板厚度下，压损系数随孔板相对厚度的增加而单调减小．Shaaban[13]研究了孔口倒角对压损的影响，指出当孔板上端面孔口倒角为50°、下端面孔口倒角为7°时，孔板压损最小．耿艳峰等[14]根据仿真结果开发了一种槽式孔板，并通过实验数据得到槽式孔板压降倍率的相关式，推荐使用小孔径比的槽式孔板．Zhao等[12，15-16]也通过研究得到孔的分布对压损系数有影响．目前针对孔板压损系数的研究主要集中在孔板结构本身，没有与孔板的应用背景相联系，缺乏对实际具体应用的指导性．

因此，本文在分析加氢REAC工艺过程的基础上，结合空冷器管束内NH4Cl结晶及冲洗机理，建立相应的注水评价标准．在此基础上，结合流体仿真技术，研究空冷器注水管道中不同孔板结构对压损系数的影响规律，并确定适用于加氢REAC注水管道的孔板结构．研究成果有望为加氢REAC的注水系统设计、注水效果优化等提供有效理论指导．

1 空冷器工艺关联分析及铵盐结晶冲洗机理

1.1 工艺关联分析

本文以某石化企业的加氢REAC为研究对象，其工艺流程图如图1所示．自E-7101B来的加氢反应流出物分别经换热器E-7102A、E-7102B与混氢原料油、低分油换热后，进入加氢反应流出物空冷器A-7101冷却后再进入高压分离器D-7103进行油、气、水三相分离．高压分离器D-7103分离出的气体进入循环氢脱硫系统，脱硫后的循环氢升压后与压缩后的新氢混合再返回反应系统；高压分离器D-7103分离出的油相进入到低压分离器D-7104再次分离；低压分离器D-7104顶部分离出低分气，低压分离器D-7104和高压分离器D-7103底部分离出的含硫污水经混合后，送至装置外进行含硫污水处理．由于原料油中Cl、S、N等介质在加氢反应过程中会生成HCl、H2S、NH3等易结晶组分，在空冷器管束冷却降温过程中形成NH4Cl和NH4HS等铵盐颗粒结晶析出，因此腐蚀风险极高，故企业通常在加氢反应流出物空冷器A-7101前设置注水点注入除盐水以洗涤铵盐，防止空冷器内铵盐颗粒沉积堵塞．

图1 加氢REAC工艺流程图

1.2 铵盐结晶机理

在加氢反应过程中，原料油中含的N、Cl有机化合物与H2反应，生成NH3、HCl．反应流出物进入空冷器后，随着温度的降低，气相中的NH3与HCl发生可逆反应，如式(1)所示．当NH4Cl结晶达到平衡时，温度与NH3、HCl的分压关系如式(2)所示．其中K=pHCl×pNH3，为结晶达到平衡时的平衡常数[3]．

(1)

0=-176+0.287 0T-0.008 314T×

ln(0.75×10-4×pHCl×pNH3)

(2)

当分压的乘积超过相应的结晶反应平衡常数K，反应物流会生成NH4Cl铵盐颗粒，沉积堵塞空冷器管束；管束堵塞后管内流体的温度会不断降低，使NH3与HCl分压的乘积进一步偏离结晶反应平衡常数K，导致NH4Cl进一步结晶沉积堵塞．而NH4Cl铵盐极易溶于水，因此在反应产物进入空冷器前注入除盐水，可有效避免铵盐的沉积堵塞，注水洗盐机理如图2所示．

1.3 注水效果评价

空冷器前注入的除盐水在流经弯管、三通或者孔板等位置时，由于涡流区的形成以及流体流速方向、大小的急剧变化，会产生局部能量损失，引起管道系统产生压降．同时，对于空冷器注水管道，支管压力分布不均、涡流量等都会造成管道流体发生偏流，导致注水量失衡，影响洗盐效果．为保证多管道系统并联环境下的流体平衡分布及压损控制，本文采用压损系数ξ与偏流指数S来综合评估注水效果．

图2 注水洗盐机理图

压损系数为

(3)

式中：Δp为孔板上下游管壁处静压差，Pa；ρ为水的密度，kg·m-3；u为管道来流速度，m·s-1．根据国家标准GB/T 2624.2—2006[17]，孔板上游压力大约在孔板上游1D(D代表注水管道出口管直径)处测得，而孔板下游压力大约在下游6D处测得．

偏流指数为

(4)

式中：qi为各支管出口质量流量，kg·s-1；q0为注水管进口质量流量，kg·s-1；N为支管数．

2 空冷器注水管道布管及孔板模型构建

2.1 空冷器注水管道布管

图3所示为某石化企业加氢REAC前注水管道、孔板现场及内部结构图．该套注水系统注水总量为17 t/h，由分流管汇和并联的a、b、c、d 4路支管组成，入口端管道规格为DN100 mm，出口端管道规格为DN50 mm．为保证管内流动充分发展，孔板上下游管段的长度设为10D．

2.2 孔板模型构建

图3 注水管线及孔板结构图

表1 孔板结构参数

3 数值解法

3.1 控制方程

根据加氢空冷器注水管道内水流经孔板的实际流动情况，做出如下假设：(1)流体为不可压缩流体；(2)流体与壁面之间无热交换；(3)流动状态为稳态，管内流体为液相水．因此，流体的连续性方程和动量方程可表示为

(5)

(6)

考虑到流体在管道内的流动为充分发展的高雷诺数湍流，故选择标准k-ε湍流模型与标准壁面函数法对动量方程进行封闭求解．湍动能和湍流耗散输运方程为

(7)

(8)

(9)

式中：u、p、ρ、μ、μt分别为流体的速度、压力、密度、动力黏度、湍流黏度；k、ε、Gk分别为湍流动能、湍流动能耗散率、由层流速度梯度而产生的湍流动能；C1ε=1.44，C2ε=1.92，Cμ=0.09，σk=1.0，σε=1.3[20]．

3.2 边界条件及网格划分

计算模型采用标准k-ε湍流模型，湍动能、动量和湍流耗散率采用一阶迎风格式进行离散，压力项采用Standard格式，压力-速度耦合方程求解采用SIMPLE方法．管壁与孔板为无滑移壁面，管内流体为常温水，入口流速u=5.35 m·s-1，水的密度ρ=998.2 kg·m-3．出口为压力出口，出口表压为0．

网格划分时，孔板前1D、孔板后3D管段内采用间隔1.5 mm的四面体混合网格，孔板处采用间隔1 mm的四面体混合网格，其余管段包括支管剩余部分、分流管汇部分均采用间隔4.5 mm 的四面体混合网格．管道整体有基础高度0.2 mm，增长率1.2的5层边界层，孔板前1D、孔板后3D管段与其余管道采用interface连接．为验证网格无关性，本文计算了n=1时孔板管道压降．网格数低于203×104时压差Δp随网格数的增加而急剧减小，网格数超过291×104后，Δp稳定在130 kPa左右，因此本文采用291×104网格数量画法，如图4所示．

图4 局部网格图

3.3 模型方法的实验验证

为验证本文计算方法的准确性，本文计算了文献[21]实验中不同孔数、孔径下流体压力损失，如图5所示．管道规格为DN50 mm，孔板上、下游分别距孔板5D、10D．管内流体为液相水，壁面为无滑移壁面，出口压力为0．从图中可以看出，等效直径比β=0.6，流速u=1.375 m·s-1的本文的数值计算结果与实验结果基本吻合，证明本文采用模型方法的准确性．

图5 实验与模拟对比图

4 数值计算结果分析

4.1 相对厚度对压损系数的影响

图6所示为不同孔数下各支管相对厚度对压损系数影响曲线．压损系数随相对厚度的增加而减小，下降幅度逐渐减小直至趋于稳定，此外相对厚度对压损系数的影响受孔数的制约．在相同的孔数下，当R<0.822时，压损系数随相对厚度的增加而快速减小，且孔数越少压损系数减小越快．然而当R≥0.822时，相对厚度的增加对压损系数几乎没有影响，且这种现象随着孔数的减少而愈发明显．同时4个支管压损系数的变化趋势相同．

图7所示为不同相对厚度下支管d速度分布云图．流体在流经孔板时，截面积突然减小，流体速度加大并在通过孔板时收缩到射流．紧接着射流收缩至缩脉[22]，流速增至最大，静压降至最小．最终在孔道内或孔板下游，射流逐渐扩张回管径．当R<0.822时，缩脉位于孔板下游(a-a)，且随着孔板相对厚度的减小逐渐远离孔板．与此同时由于孔板后回流区域增大，引起回流涡流的黏性损耗增大，导致压力损失增加．与之不同的是当R≥0.822 时，缩脉位于孔道内(b-b)，且其位置不随孔板相对厚度的改变而改变．与此同时孔板后回流区域保持稳定，故回流涡流的黏性损耗也保持稳定，因此压力损失趋于稳定．值得注意的是，相对厚度对压损系数的影响受孔数的制约，即孔数越少，相对厚度对压损系数的影响越大．孔数的减少使得孔间的回流减弱，管壁的回流增强，最终导致总体回流面积增加．与此同时，总体回流面积的增加使得黏性损耗随之增加．因此相对厚度对压损系数的影响随孔数的减少而愈发明显．

4.2 孔数对压损系数的影响

图8所示为不同孔板相对厚度下不同孔数对压损系数的影响曲线．在R≤0.189时，随着孔数的增加，压损系数先减小后增大．在R>0.189时，随着孔数的增加，压损系数先快速增加后缓慢增加．且R越大，这种压损系数随孔数增加的影响效应越小．孔数对压损系数的影响也受到孔板相对厚度的制约．当n<19时，孔数对压损系数的影响较大．然而当n≥19时，孔数对压损系数的影响较小且随相对厚度的增加进一步减小．同时4个支管压损系数的变化趋势相同．

图9(a)为装有R=0.189孔板的支管d速度分布云图．由此可知孔板相对厚度较小时缩脉位于孔板后．当孔数较少时(n<19)，孔数的增加使回流密集区域由管壁向孔间转移．与此同时管壁及孔间的回流均逐渐减弱，因此压力损失随着孔数的增加而减小．值得注意的是由单孔至多孔的压损突变现象尤其明显．当孔数较多时(n≥19)，由于β相同，孔数的增加导致孔径及孔间距减小．

因此回流密集区域由孔间转移到管壁．同时由于管壁附近孔的射流尾迹向管束中心靠拢，引起管壁回流区增大，最终导致压力损失随着孔数的增加而增大．图9(b)为装有R=1.148孔板的支管d速度分布云图．由此可知孔板相对厚度较大时缩脉位于孔道内．当孔数较少时(n<19)，孔板厚度随着孔数的增加而减小，使得高流速区域在孔内占比增大．其次流速越高，流体对于壁面的剪切应力越大．因此压力损失随着孔数的增加而增大．当孔数较多时(n≥19)，高流速区域在孔内占比不再随孔数的增加而明显变化．因此孔数的增加反而使压力损失趋于稳定．

4.3 压损系数对注水管道偏流的影响

相对厚度在0.82～1.47的单孔和7孔孔板有较小的压力损失，故对以上孔板结构进行管道流体分配和流动情况分析，图10为各支管质量流量与压损系数变化．各支管出口流量不等，qa>qb，qd>qc，且qb最小．与之不同的是ξa<ξb，ξd<ξc，且ξb最大．这表明流量与压损系数呈负相关．由于注水管道对称设计，重力垂直管道向下，管道结构对偏流的影响降到最低．由此可知各支管孔板前的压力基本相等．综上所述，压损系数越大(也即孔板前后压力差越大)，支管后压力越低，因此该支管流量越小．对于此空冷器系统的注水管道，相对厚度为1.474的单孔孔板压力损失小，且偏流指数小(S=0.014 773 25)，平衡流量的综合效果最好．

5 结 论

(1)在相同的等效直径比和孔数下，压损系数随孔板相对厚度的增加而迅速减小，继而趋于稳定；0.822是压损系数达到稳定的临界相对厚度；孔数越少，相对厚度对压损系数的影响越大．

(2)在相同的等效直径比和相对厚度下，较薄孔板的压损系数随孔数增多先减小后增大，而较厚孔板的压损系数随孔数增多而增大，相对厚度在0.189～0.499时有一个中间值区分薄孔板和厚孔板；当孔数小于19时，孔数对压损系数的影响较大，而当孔数大于等于19时，孔数对压损系数的影响较小且随相对厚度的增加进一步减小．

(3)流量与压损系数呈负相关，相对厚度为1.474的单孔孔板平衡流量的效果最好．推荐此空冷器注水管道中应用该结构孔板．