脫硫脫碳裝置臥式熱虹吸式重沸器出口管線安裝高度計(jì)算①

張祥光　蘇海平　林 亮　黃 燕　李艷芳

1.西安長(zhǎng)慶科技工程有限責(zé)任公司　2.中國(guó)石油長(zhǎng)慶油田分公司第一采油廠

脫硫脫碳裝置臥式熱虹吸式重沸器出口管線安裝高度計(jì)算①

張祥光1蘇海平1林 亮1黃 燕2李艷芳1

1.西安長(zhǎng)慶科技工程有限責(zé)任公司2.中國(guó)石油長(zhǎng)慶油田分公司第一采油廠

摘要在重沸器安裝設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)進(jìn)行殼側(cè)壓力平衡計(jì)算，以確定塔和重沸器之間的標(biāo)高差和各項(xiàng)安裝尺寸，保證重沸器操作的正常循環(huán)。通過(guò)對(duì)脫硫脫碳裝置再生塔與臥式熱虹吸式重沸器之間循環(huán)系統(tǒng)的分析，可簡(jiǎn)化為推動(dòng)力和阻力兩部分進(jìn)行計(jì)算，利用虹吸壓力平衡原理得出需要的安裝高度。計(jì)算過(guò)程中，局部阻力可通過(guò)當(dāng)量長(zhǎng)度轉(zhuǎn)換為直管阻力，計(jì)算參數(shù)可利用Unisim等模擬軟件讀取，進(jìn)出口管徑可參考SY/T 0011-2007《天然氣凈化廠設(shè)計(jì)規(guī)范》以及M.W.Kel-logg公司提供的經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)進(jìn)行確定。通過(guò)設(shè)計(jì)實(shí)例計(jì)算和工程實(shí)例核算，驗(yàn)證了計(jì)算方法的合理性，具有實(shí)際應(yīng)用的意義。

關(guān)鍵詞脫硫脫碳臥式熱虹吸重沸器安裝高度

重沸器是工業(yè)上用于實(shí)現(xiàn)沸騰傳熱的設(shè)備，其主要形式分為釜式和熱虹吸式兩大類。其中，熱虹吸式重沸器除了物料易結(jié)垢、黏度高以及間歇蒸餾或間歇出料等條件下不易使用外，在大多數(shù)工藝過(guò)程中得到廣泛應(yīng)用。熱虹吸式重沸器按照安裝方式可分為立式和臥式兩類，按照進(jìn)料系統(tǒng)可分為循環(huán)式和一次通過(guò)式兩種[1]。

熱虹吸式重沸器是指在重沸器中由于介質(zhì)被加熱汽化，使得上升管內(nèi)的氣液混合物密度明顯低于入口管中的密度，在重沸器的入口和出口處產(chǎn)生靜壓差，塔底液體不斷被虹吸進(jìn)入重沸器，加熱汽化后的氣液混合物自動(dòng)返回塔內(nèi)，因而不使用泵即可不斷循環(huán)的重沸器[2]。

在天然氣脫硫脫碳裝置設(shè)計(jì)過(guò)程中，再生塔重沸器往往選用臥式熱虹吸式，循環(huán)方式采用一次通過(guò)式。具體安裝示意圖見圖1。

系統(tǒng)中的安裝高度可劃分為4個(gè)部分：△h1為塔液體出口與氣液混合物進(jìn)塔口高差，△h2為重沸器設(shè)備高差(包括進(jìn)出口法蘭管高度)，△h3為重沸器鞍座與安裝地面之間高差，△h4為重沸器出口至氣液混合物進(jìn)塔口安裝高差。

熱虹吸式重沸器的驅(qū)動(dòng)力依靠進(jìn)入重沸器的管線內(nèi)液體靜壓頭與氣液相離開重沸器的管線靜壓頭之差產(chǎn)生，進(jìn)入重沸器的液體循環(huán)量取決于驅(qū)動(dòng)該系統(tǒng)的壓力差，所以在設(shè)計(jì)過(guò)程中，應(yīng)進(jìn)行殼側(cè)壓力平衡計(jì)算，以確定再生塔和重沸器之間的標(biāo)高差和各項(xiàng)安裝尺寸，保證重沸器內(nèi)液體的正常循環(huán)。

其中，△h1受到塔內(nèi)件和操作要求的限制，一般取0.3~0.5 m；△h2根據(jù)選擇的設(shè)備型號(hào)取值；△h3可根據(jù)安裝需求取值；系統(tǒng)中△h4需通過(guò)計(jì)算來(lái)確定，即重沸器出口管線的安裝高度。

1重沸器出口管線安裝高度計(jì)算

臥式熱虹吸式重沸器系統(tǒng)的循環(huán)量取決于塔內(nèi)液位產(chǎn)生的靜壓頭與通過(guò)入口管線、重沸器以及出口管線的壓降之間的壓力平衡。通過(guò)入口管線的壓降可由單相流通過(guò)直管段、管件、閥門時(shí)的摩擦壓降公式求得，入口管線壓降只占整個(gè)系統(tǒng)壓降的小部分。經(jīng)由換熱器和出口管的兩相流動(dòng)壓降包括3部分：靜壓降、摩擦壓降和動(dòng)壓降。在大多數(shù)情況下(液體閃蒸量很大的情況除外)，由出口管中動(dòng)量變化引起的兩相壓降可予以忽略[3]。

1.1系統(tǒng)阻力計(jì)算

系統(tǒng)的阻力主要為流體在管線和設(shè)備內(nèi)的摩擦損失，具體表現(xiàn)為重沸器入口管線的摩擦損失△p1、重沸器出口管線的摩擦損失△p2、重沸器殼程摩擦壓力損失△p3。

重沸器入口管線和出口管線的阻力損失主要是單位質(zhì)量流體的機(jī)械能損失，產(chǎn)生機(jī)械能損失的根本原因是流體內(nèi)部的黏性損耗。流體在直管中的流動(dòng)因摩擦和流體中的渦旋導(dǎo)致的機(jī)械能損失稱為直管阻力。流體通過(guò)各種管件因流道方向和截面的變化產(chǎn)生大量漩渦而導(dǎo)致的機(jī)械能損失稱為局部阻力。流體在管道中的阻力是直管阻力和局部阻力之和[4]。其中，局部阻力可通過(guò)管線當(dāng)量長(zhǎng)度轉(zhuǎn)換為直管阻力進(jìn)行計(jì)算。

1.1.1重沸器入口管線的摩擦損失

重沸器入口管線摩擦損失△p1見式(1)。

(1)

式中，△p1為重沸器入口管線的摩擦損失，m液柱；u1為重沸器入口管線內(nèi)流體流速，m/s；d1為重沸器入口管線內(nèi)徑，m；l1為自塔至重沸器入口處管線的當(dāng)量長(zhǎng)度，包括入口管線直管長(zhǎng)度、液體出塔收縮、入重沸器膨脹以及經(jīng)過(guò)閥門、彎頭、三通等管件的當(dāng)量長(zhǎng)度之和(管線的當(dāng)量長(zhǎng)度可通過(guò)《化工工藝設(shè)計(jì)手冊(cè)》查表計(jì)算)，m；f1為重沸器入口管線摩擦系數(shù)，根據(jù)Re(其計(jì)算見式(2))取值范圍確定：當(dāng)Re≤1 000時(shí)，f1=67.63Re-0.987 3；當(dāng)1 0004 000時(shí)，f1=0.344Re-0.225 8。

(2)

1.1.2重沸器出口管線的摩擦損失

重沸器出口管線摩擦損失△p2見式(3)。

(3)

(4)

式中，y為重沸器的汽化率；ρv為重沸器出口管線內(nèi)氣相密度，kg/m3；ρl為重沸器出口管線內(nèi)液相密度，kg/m3；μlv為重沸器出口管線氣液混合物平均黏度，Pa·s，其計(jì)算如式(5)所示。

(5)

式中，μv為重沸器出口管線內(nèi)氣相黏度，Pa·s；μl為重沸器出口管線內(nèi)液相黏度，Pa·s。

1.1.3重沸器殼程摩擦損失

重沸器殼程摩擦損失△p3見式(6)。

(6)

式中，△p3為重沸器殼程摩擦損失，m液柱；△p為重沸器殼程壓降(可以在重沸器選型過(guò)程中計(jì)算取值或在廠家提供的計(jì)算書中讀取)，Pa。

1.2系統(tǒng)推動(dòng)力計(jì)算

系統(tǒng)的推動(dòng)力主要包括流體循環(huán)過(guò)程中流體靜壓頭產(chǎn)生的壓差，主要表現(xiàn)為重沸器入口管線靜壓頭△p4與重沸器殼程流體靜壓頭△p5和重沸器出口管線靜壓頭△p6之差。

1.2.1重沸器入口管線液體的靜壓頭

重沸器入口管線液體的靜壓頭△p4見式(7)。

△p4=△h1+△h2+△h4

(7)

式中，△p4為重沸器入口管線液體的靜壓頭，m液柱。

1.2.2重沸器殼程流體的靜壓頭

重沸器殼程流體的靜壓頭△p5見式(8)。

(8)

(9)

1.2.3重沸器出口管線流體的靜壓頭

重沸器出口管線流體的靜壓頭△p6見式(10)。

(10)

式中，△p6為重沸器出口管線流體的靜壓頭，m液柱；△h4為重沸器出口管線安裝高差，m。

1.3重沸器出口管線安裝高度的確定

按照壓力平衡原理，參照?qǐng)D1可得到式(11)。

△p4-△p5-△p6≥△p1+△p2+△p3

(11)

由式(10)得出重沸器出口管線安裝高度△h4，見式(12)。

(12)

2設(shè)計(jì)實(shí)例計(jì)算

某天然氣凈化廠脫硫脫碳裝置胺液再生系統(tǒng)采用臥式熱虹吸式重沸器，胺液循環(huán)量為42 m3/h，需確定重沸器出口管線的安裝高度。

2.1重沸器進(jìn)出口管線管徑的確定

2.1.1重沸器進(jìn)口管線管徑

從投資費(fèi)用和壓力損失等方面綜合考慮，同時(shí)參考SY/T 0011-2007《天然氣凈化廠設(shè)計(jì)規(guī)范》，再生塔至重沸器管線的液體流速一般取0.6~0.8 m/s[5]，由此確定管徑為DN150，流速為0.66 m/s，滿足要求。

2.1.2重沸器出口管線管徑

首先確定重沸器的汽化率y。臥式熱虹吸式重沸器的汽化率不應(yīng)過(guò)大[6]，否則會(huì)引起出口立式管的管壁干竭并產(chǎn)生霧狀流。對(duì)于水溶液，設(shè)計(jì)的汽化率一般不超過(guò)20%，對(duì)于烴類則不超過(guò)30%。

鑒于氣液兩相流動(dòng)的復(fù)雜性和不穩(wěn)定性，重沸器出口管線的設(shè)計(jì)成為重沸器工藝管道設(shè)計(jì)中最值得注意的部分。氣液兩相流在垂直管內(nèi)向上流動(dòng)時(shí)流動(dòng)形態(tài)可能為泡狀流、塊狀流、環(huán)狀流或霧狀流，其中塊狀流是一種氣液交替脈動(dòng)的不穩(wěn)定流態(tài)，對(duì)操作不利，應(yīng)盡量避免在該種流態(tài)下操作。根據(jù)實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，M.W.Kel-logg公司提供了避免產(chǎn)生塊狀流的最小流速計(jì)算公式[7]，見式(13)。

(13)

但出口管線內(nèi)流速也不應(yīng)設(shè)計(jì)過(guò)大，否則會(huì)造成管線壓降過(guò)大，使重沸器顯熱段傳熱面積及溫差損失增加，還會(huì)使再生塔產(chǎn)生液泛。溶液最大流速可由式(14)計(jì)算而得[8]。

(14)

由此確定重沸器出口管線規(guī)格為DN300。

2.2基礎(chǔ)參數(shù)的確定

首先根據(jù)初步設(shè)計(jì)情況確定部分基礎(chǔ)參數(shù)，詳見表1。

表1中，當(dāng)量長(zhǎng)度l1包括管線豎直長(zhǎng)度8.6 m(可在計(jì)算前初步設(shè)定)、水平長(zhǎng)度5 m,查《化工工藝設(shè)計(jì)手冊(cè)》中表25-12，管件當(dāng)量長(zhǎng)度包括液體出塔收縮短節(jié)8.23 m、入重沸器膨脹短節(jié)10.97 m、彎頭3.66 m×5個(gè)，合計(jì)51.1 m；當(dāng)量長(zhǎng)度l2包括管線豎直長(zhǎng)度3.5m、水平長(zhǎng)度5 m，查《化工工藝設(shè)計(jì)手冊(cè)》表25-12，出口管線流型為兩相流，當(dāng)量長(zhǎng)度l2應(yīng)乘以2.0。因此，管件當(dāng)量長(zhǎng)度包括流體出重沸器收縮短節(jié)36.58 m×2個(gè)、入塔膨脹短節(jié)47.54 m、彎頭15.24 m×5個(gè)、三通36.58 m×1個(gè)，合計(jì)241.98 m。

表1 脫碳裝置胺液再生系統(tǒng)基礎(chǔ)參數(shù)Table1 Basicparametersofamineregenerationsystemofdecarburizationunit參數(shù)數(shù)值備注d1/m0.15q1/(m3·h-1)42換算為0.0117m3/su1/(m·s-1)0.66l1/m51.1d2/m0.3l2/m196.9y0.15△h1/m0.4△h2/m1.7其中,設(shè)備直徑1.3m,進(jìn)出口法蘭管各長(zhǎng)0.2m

然后利用Unisim軟件(或PRO II軟件)建立脫碳裝置模型，在模型中讀出密度、黏度等需要的基本數(shù)據(jù)；利用HTRI軟件模擬重沸器運(yùn)行壓差△p。模擬參數(shù)詳見表2。

表2 脫碳裝置胺液再生系統(tǒng)模擬參數(shù)Table2 Simulatedparametersofamineregenerationsystemofdecarburizationunit參數(shù)數(shù)值ρl/(kg·m-3)976.5μl/(Pa·s)0.0005441ρv/(kg·m-3)1.095μv/(Pa·s)1.43496×10-5ρl/(kg·m-3)967.8μl/(Pa·s)0.0006769△p/Pa8000

2.3重沸器出口管線安裝高度計(jì)算

根據(jù)以上數(shù)據(jù)計(jì)算出重沸器出口管線安裝高度△h4=2.43 m，一般需要留有1.5倍的裕量[9]，因此，重沸器出口管線安裝高度△h4為3.65 m。

3工程實(shí)例核算

以靖邊氣田第一凈化廠2套裝置為例，應(yīng)用以上計(jì)算方法對(duì)臥式熱虹吸式重沸器出口管線安裝高度進(jìn)行核算。靖邊氣田第一凈化廠主要生產(chǎn)裝置包括200×104m3/d脫硫脫碳裝置5套和400×104m3/d脫硫脫碳裝置2套，200×104m3/d脫硫脫碳裝置和400×104m3/d脫硫脫碳裝置分別于1997年、2003年建成投產(chǎn)。

3.1200×104m3/d脫硫脫碳裝置核算

3.1.1運(yùn)行參數(shù)

(1) 溶液循環(huán)量q1=17.8 m3/h。

(2) △h1~△h4分別為：1 700 mm、1 000 mm(重沸器直徑為DN600)、1 400 mm、3 200 mm。

(3) 再生塔塔盤液出口高度h1=7 300 mm，氣液混合流體進(jìn)口高度h2=5 600 mm。

(4) 管線水平跨度4 500 mm。

(5) 重沸器進(jìn)口管線規(guī)格為DN200，彎頭3個(gè)；重沸器出口管線規(guī)格為DN250，彎頭5個(gè)，三通1個(gè)。

3.1.2高度核算

按照前面總結(jié)的計(jì)算方法，得△h4=1.13 m，一般需要留有1.5倍的裕量，取1.7 m。再生塔氣液混合流體進(jìn)口高度為h＇1=△h2+△h3+△h4=4.1 m。計(jì)算與實(shí)際安裝高度差值為△h=h＇1-h1=4.1-5.6=-1.5 m，核算結(jié)果與實(shí)際安裝高度相差較大。

3.2400×104m3/d脫硫脫碳裝置核算

3.2.1運(yùn)行參數(shù)

(1) 溶液循環(huán)量q1=190 m3/h。

(2) △h1~△h4分別為：350 mm、2 000 mm(重沸器直徑為DN1600)、2 000 mm、6 250 mm。

(3) 再生塔塔盤液出口高度h1=10 600 mm，氣液混合流體進(jìn)口高度h2=10 250 mm。

(4) 管線水平跨度為5 000 mm。

(5) 重沸器進(jìn)口管線規(guī)格為DN450，彎頭3個(gè)；重沸器出口管線規(guī)格為DN600，彎頭7個(gè)，三通1個(gè)。

3.2.2高度核算

3.3裝置操作運(yùn)行對(duì)比

裝置的現(xiàn)場(chǎng)操作結(jié)果表明，200×104m3/d脫硫脫碳裝置和400×104m3/d脫硫脫碳裝置的再生溶液均能正常循環(huán)，但200×104m3/d脫硫脫碳裝置的實(shí)際安裝高度富裕量較大。從節(jié)省投資和降低能耗的角度而言，新裝置設(shè)計(jì)時(shí)可以借鑒優(yōu)化。

4結(jié) 論

通過(guò)對(duì)靖邊氣田第一凈化廠2套不同規(guī)模脫硫脫碳裝置臥式熱虹吸式重沸器出口管線安裝高度的計(jì)算及裝置現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行結(jié)果對(duì)比，驗(yàn)證了本計(jì)算方法的合理性，并得出如下結(jié)論：

(1) 經(jīng)過(guò)對(duì)脫碳裝置再生塔與臥式熱虹吸式重沸器之間循環(huán)系統(tǒng)的分析，可簡(jiǎn)化為推動(dòng)力和阻力兩部分進(jìn)行計(jì)算，利用虹吸壓力平衡原理得出需要的安裝高度。

(2) 重沸器入口管線和出口管線的阻力損失主要表現(xiàn)為直管阻力和局部阻力，其中局部阻力可通過(guò)管線的當(dāng)量長(zhǎng)度轉(zhuǎn)換為直管阻力進(jìn)行計(jì)算，當(dāng)量長(zhǎng)度可參考《化工工藝設(shè)計(jì)手冊(cè)》進(jìn)行取值。

(3) 進(jìn)出口管線管徑取值方法可參考SY/T 0011-2007《天然氣凈化廠設(shè)計(jì)規(guī)范》以及M.W.Kel-logg公司提供的經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)進(jìn)行確定，比較切合設(shè)計(jì)和操作實(shí)際情況。

(4) 關(guān)鍵參數(shù)的取值可利用Unisim、HTRI等模擬軟件讀取。

參 考 文 獻(xiàn)

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Installation height calculation for outlet pipeline of horizontal thermosiphon reboiler of desulfurization and decarbonization device

Zhang Xiangguang1, Su Haiping1, Lin Liang1, Huang Yan2, Li Yanfang1

(1.Xi’anChangqingTechnologyEngineeringCo.,Ltd,Xi’an710018,China)

(2.OilProductionPlantNo.1ofPetroChinaChangqingOilfieldCompany，Yanan716000,China)

Abstract:The shell side pressure balance calculation should be conducted in the installed designing process of the reboiler to determine the elevation difference and the installation dimensions between the tower and reboiler, and ensure the normal operation circulation of the reboiler. By analyzing the circulation system between the desulfurization and decarburization device regenerator and horizontal thermosyphon reboiler, it can be simplified as two parts of impetus and resistance calculation. Required installation height can be calculated using the principle of siphon pressure balance. In the process of calculation, the local resistance can be converted by the equivalent length of straight pipe resistance, and the calculate parameters can be read from simulation software such as Unisim. The pipe diameter of import and export may refer to SY/T 0011-2007 Code for Design of Natural Gas Conditioning Plant and are determined from the experience formulas provided by M.W.Kel-logg Company. Through the design calculation example and engineering example accounting, the reasonableness of the calculation method is verified, which has practical significance.

Key words:desulfurization, decarbonization, horizontal thermosiphon, reboiler, installation height

收稿日期：2014-09-19；編輯：溫冬云

中圖分類號(hào)：TE644

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

DOI:10.3969/j.issn.1007-3426.2015.04.006

作者簡(jiǎn)介：①?gòu)埾楣?1981-)，男，大學(xué)本科，工程師，2005年畢業(yè)于中國(guó)石油大學(xué)(華東)石油工程學(xué)院石油工程專業(yè)，現(xiàn)任職于西安長(zhǎng)慶科技工程有限責(zé)任公司天然氣工程設(shè)計(jì)部，從事油氣田工程規(guī)劃設(shè)計(jì)工作。E-mail：zhangxg1_cq@petrochina.com.cn