cfx在加氢精制装置加热炉入口管道布置的应用.pdf

《cfx在加氢精制装置加热炉入口管道布置的应用.pdf》由会员分享，可在线阅读，更多相关《cfx在加氢精制装置加热炉入口管道布置的应用.pdf（3页珍藏版）》请在得力文库 - 分享文档赚钱的网站上搜索。

1、船管 恭 石油 化 工 设 计 Pe t r o c he mi c a l De s i g n C F X在加氢精制装置加热炉入 口管道布置的应用 崔绍华 ( 中国石化工程建设有限公司，北京 1 0 0 1 0 1 ) 摘要：传统管道优化是通过工程经验摸 索前进， 存在调整风险大、 验证周期长的缺点， 随着计算机技 术和计算流体力学的发展， 通过 C F X模拟计算可以为管道优化提供理论支持。针对加氢精制装置中加热 炉入口管道布置的两种方案做了对比分析， 根据 B a k e r 流型图确认 了管道内介质流型， 为 C F X模拟计算 提供依据， 以 C F X计算结果， 从减少震动和均匀

2、分配流量两个方面论证了不同方案的优劣， 为工程设计提 供 了一种新 的分析方 式。 关键词：气液两相流管道水力学计算C F X模拟 加热炉是加氢精制装置中主要的热能供应设 备 ， 其能耗 占据整个装置 能耗 的 3 0 。气液两相 流的加热炉进 、 出口管道要求对称布置 ， 如果炉管 内介质分配不均 ， 极 易引起 管 内介质裂解、 结焦 ， 造成管壁温度急剧上升， 加剧炉管的腐蚀， 引起炉 管鼓包 、 破裂 ， 同时增加管 内压力降 ， 使 加热炉操 作性能恶化 ， 迫使装置不得不提前停运 ， 而加热炉 入 口管道的布置对炉管内介质分 配起到决定性作 用 ， 因此加热 炉人 口管道 的布置对

3、整个装置 的运 行效率有 着重 要 的意义 _ 1 J 。在管 道 的布置 过程 中， 通常是根据工程经验对管道进行改造调整 ， 但 调整风险大 ， 验证周期长。随着计算机技术和计算 流体力学的发展， 加热炉管道的设计可以从传统的 经验设计 向 C F D( C o m p u t a t i o n a l F l u i d D y n a m i c s ) 与 实际验证相结合 的设计方式过渡。计算流体力学 模拟具有周期短 、 成本低、 可视性 强， 能提供管道 内部流体的全流场流动细节且不受模型尺寸限制 等优点 ， 该方式 已经在石油化工行业 中得到 了广 泛的应用。采用计算流体力学后

4、处理软件 A N S Y S C F X软件 J ， 模 拟加热炉入 口管道布置 的两种设 计方案 ， 对管道 内流场 的速度分布和管道质量 流 量分布进行对 比分 析， 考察两种方案 中管道 内介 质对管道的激振力及管道内物料的分配效果 。 1 计算模型的建立 1 1 管道布置类型 1 ) 方案一 ： 根据石油化工压力管道设计 手册 中对加热炉 的管道布置要求 ： 加氢 精制装置 中 加热炉进 口管道为原料与氢气 的混合 物 ， 当两路 ( 或) 多路进料时 ， 为保证两路流量分配均匀、 减少 震动， 在分支 前应有 2 02 5倍公称 直径 的直管 段 ， 并有至少 2 m的高差 ， 如图

5、 1 所示。 图 1 方案一加热炉入口管道布置 2 ) 方案二 ： 在工程化过程 中根据不 同装 置实 际需求， 考虑到管道震动、 现场支架设置、 平台布置 等限制 ， 提出另外一种管道布置方式 ， 如图 2所示。 图2 方案二加热炉人口管道布置 1 2 管道水力学计算 对于加热炉进 口管道 ， 可 以假定其 为绝热两 收稿 日期 ： 2 0 1 3 0 41 0 。 作者简介： 崔绍华， 男， 2 0 0 7年毕业于天津大学化工过 程机械专业， 工学硕士， 工程师， 长期从事石化装置的 配 管设 计 工作。联 系电话 ： 0 1 08 4 8 7 5 0 5 2； Em a i l ： c

6、u i s h a o h u a s e i s i n o p e c e o m 2 0 1 3年第 3期( 第 3 0卷) 崔绍华 C F X在加氢精制装置加热炉入 口管道布置的应用 2 5 相流流动模型 J ， 在高温高压条件下 ， 管道 内介质 高速流动 ， 部分液相会蒸 发、 分解 为气相 ， 部分气 相也会溶解 、 吸附于液相之 中， 两种相态持续不断 的发生变化 ， 同时 ， 流型还与管道 尺寸、 管截 面形 状 、 管道角度、 管道加热状态 、 所处 的重力场、 介质 的表面张力 、 壁面及相界 面间的剪切应力等 因素 有密切关系。两相流流型 的不同会影 响模拟 的计 算结

7、果 ， 故首先根据物料物性判定其流型。 贝克模型主要用于计算水平或微小倾角的气 液两相管路 ， 根据 B a k e r 理论 j ， 如 图3所示 ， 通过 计算其 x轴 x 为8 6 9 4 3 6 ， Y轴 BY 为2 7 9 7 7 3 3 。 将对应结果标示在 B a k e r图中 ( 位 于 图 3中 “ ” 所示位置 ) ， 介质流型位 于环形流 区域 ， 表 明 在 6 5 r n长 的水平管道 中介质气相 流速足够大 ， 气相位于管 中心 ， 液膜沿管 内壁分布 ， 液滴由于重 力作用向下沉降， 被气相带动 向前运动 ， 管上壁液 膜略薄于管下壁液膜 ， 气液混合均匀。 1

8、 0 0 1 O 弥 散 流 l 状 分 流 层、 环 状 流 泡 状 流 入 。 - - _ ， 弹 状 流 、 、 光 滑 流 层 塞 状 流 1 3 建 立 物理模 型 分别用 I n v e n t o r 对 方案一和方案二 的规划建 立物理模型。 管道起始 点经过 4次改变 方 向到 达大 于 2 0 倍管径的直管段 ， 其 目的是为增加管道柔性 ， 以满 足管道应力需求 ， 同时也便于支架的设置。 经过对管道进 行 网格化处理 ， 方案一节 点数 为2 0 9 4 2 4 个， 单元数为6 9 7 9 4 6 个， 方案二节点数 为1 9 0 5 7 8 个 ， 单元数为6 0

9、7 3 6 1 个 。 2 数值计算结果与分析 2 1 加热炉入 口管道布置要求 加热炉人 口管道内物料为气、 液混合两相流， 且气液两相均保持较高 的流速， 当管道 内介质流 动方向发生改变时 ， 介 质对管道的脉动冲击力会 诱发管道产生振动 ， 故 该管道在设计时除 了要考 虑管道 自身的热补偿、 管道本身应力、 管道材质 外 ， 还应满足管道 内介质流量分配均匀 、 极值流速 尽量低的要求 。 利用 C F X软件计算了两种方案在相同条件下 管道内介质分配情况和极值流速值 ， 其 中主管直 径 D N 3 0 0 mm， 分支管直径 D N 2 0 0 m m， 三通前水 平管道长度为

10、6 5 IT I ， 大于 2 0倍公称管径 ， 立管长 度为 2 5 m， 大于石油化工压力管道设计手册 中对 立管的大于 2 m的要求 ， 两种方案管道布置形式 、 管道长度 、 方向均相同。 2 2 管道内流场速度分布 对于气液两相流动而言， 其流型具有结构性 和随机性 J 。结构性 体现为 ： 流动条件 和参数 的 变化引起流型的改变 意味着结构性的变化 ， 当这 些条件和参 数在一定 范围 内变化时 ， 流动结构是 基本稳定的 ； 随机性则体现为 ： 不同流型下 ， 每个 时刻流动 状态 的参 数都呈现 为较 强的不 可预测 性 ， 这时候的流动规律在更多意义上是可统计 的。 本文模

11、拟时考虑条件 和参数一定 ， 即两相流流型 不变。对于管道水平截面绝对速度则从随机性考 虑 ， 如图 4所示 ， 方案一 中介质 以 1 3 8 9 m s的初 始速度流人 ， 经过 C F X模拟计算 ， 管道 内极值流速 为 2 6 6 3 8 m s ， 位置位 于三通处 。由管道水力学 计算可知， 在水平管道 内介质为环形流型 ， 经过弯 头介质流向发生 9 0 。 改 变， 由于介质 速度较 大， 在 离心力的作用下， 气液两相发生部分分离， 液相更 多的位于弯头外侧 ， 气相位 于弯头内侧 ， 管道 内介 质混合状态发生变化 ， 弯头处 的流速 明显大于 内 侧介质， 管底液相 流

12、速大于管上壁气相流速。在 速度及重力 的共 同作用 下， 经过一定 的直管段距 离， 气液两相又逐渐重新混合， 形成较为均匀的环 形流状 态 ； 如 图 5所 示 ， 方 案 二 中介 质 同样 以 1 3 8 9 m s 的初始速度流入 ， 管道 内介质条件与方 案一中介质条件完全相 同， 其三通之前 的管道流 型、 速度分布与图 4相 同， 管道 内介质在三通处进 行了重新分配， 由于减少了 2 5 m 的立管长度 ， 管 道内介质流速没有产生由于重力加速度引起 的速 襦 型 流 m 克 贝 图 2 6 石 油 化 工 设 计 2 0 1 3 年第 3 期( 第 3 0卷) 度增加 ， 同

13、时由于减少了一个弯头， 气液两相在均 匀混合 的状态下进行 了再分 配， 在三通处介质产 生了极值流速 ， 其速度为 2 5 4 6 3 m s ， 比第一种方 案降低了4 4 。该极值流速是由介质高速脉动 冲击管道方向改变引起的， 三通处流体的动量脉 动变化会引起 管道 介质对三通产生激振作用 ， 故 极值流速越高， 其对管道的脉动冲击力越大， 更容 易引起管道震动 ， 第二种方案极值 流速较第一种 方案小 ， 其引起的管道震动也相对较小 ， 故从减少 震动方面考虑 ， 第二种方案为优。 _ _- 一 人 ， 图 4 方案一管道水平截面绝对速度矢量 图5 方案二管道水平截面绝对速度矢量 2

14、3 管道质量流量分布 根据 C F X对方案一和方案二两种不 同管道布 置形式的模拟计算 ， 方案一 中， 左下侧分支管质量 流速为 3 2 2 5 6 9 k g s ， 右上侧分支管质量流速为 3 0 0 5 2 3 k g s ， 即每秒钟两分支管存在 6 8 3 流 量偏差 。方 案 二 中左 下侧 分 支 管 质 量 流 速 为 3 1 1 2 7 4 k g s ，右 上 侧 分 支 管 质 量 流 速 为 3 1 1 7 4 k g s ， 每秒钟两分支管存在 0 1 5 质量偏 差。由水利学计算结 果可知 ， 方案一 中管道 内介 质在经过长度 为 6 5 m 的直管段运行后

15、， 气液 两 相混合得较为均匀， 处于较为理想的环形区， 管内 介质经过弯头流向改变 ， 在速度的作用下 ， 液体甩 向弯头外侧 ， 气体集 中于弯头 内侧 ， 气液产生部分 分离 ， 经过弯头后 ， 在 2 5， m长 的竖直管道 中， 液 体在离心力 和重力 的共 同作用加速 向下 ， 气 液未 能形成完全混合 ， 流场 的不对称性 和不稳定 性增 强 ， 导致了管内介质脉动的强度加 大， 引起在三通 处介质分配不均匀 ， 从而在管道 的分 支管 处流量 产生 6 8 3 偏 差 ， 在方 案二 中管道 内介 质经 过 6 5 m长 的直管段运行 后 ， 气 液两相 混合较 为均 匀 ，

16、在三通重新分配时 ， 介质分配结果较第一种方 案更为均匀 ， 从而形成在管道 的分支 管处质量流 量偏差仅为 0 1 5 ， 对 比可知 ， 方案二在管道内介 质分配方面要优于方案一。 3结语 气液两相 流动具 有明显的流动界面 ， 管道 内 介质流型不 同分析结果亦不一致 ， 本文先通过水 力学计算 ， 用 贝克 流型图确定 水平管道 内介质流 型为环型流 ， 即在 6 5 m水平管道 中介质气相 流 速足够大 ， 气相位于管 中心流动形成气核， 液膜沿 管 内壁分布 ， 液滴 由于重力作用 向下沉降 ， 被气 相 带动向前运动 ， 管上壁液膜略薄于管下壁液膜 ， 气 液混合均匀的流型， 在

17、此基础上通过 C F X对管道 内介质进行 了模拟计算 ， 对两种方案下 的管道 内 流场速度分布 、 管道出 口质量流量分布进行 了对 比分析 ， 得 出方案 二要 优于方案一 的结论。因此 本文的计算分析结果从定性 和定量的角度为设 计 人员提供了实用的参考依据。 参考文献 ： 1 钱家麟， 于遵宏， 尹朝曦， 等 管式加热炉 M 北京： 中国石 化 出版社 ， 2 0 0 3： 7 6 2 刘志远， 郑源， 张文佳， 等 A N S Y S C F X单相流固耦合分析 的方法 J 水利水电工程设计 2 0 0 9 ， 2 8 ( 2 ) ： 2 9 3 1 3 张德姜， 于浦义， 唐永进

18、 石油化工压力管道设计手册 M 北京 ： 中国石化 出版社 ， 2 0 0 5 ： 4 6 4 4 L i x i n C h e n g G h e r h a r d t J o h n R T h o m e T w o P h a s e F l o w P a t t e ms a n d Fl o w P a t t e r n Ma p s：F u n d a me n t a l s a n d Ap p l i c a t i o n s Tr a n s a c t i o n s o f t h e AS ME 2 0 08 5 B a k e r ， O S i m u l t a n e o u s F l o w o f O i l 蚰d G a s J ， O i l G a s J 1 9 5 4 6 劳力云 ， 郑文初 ， 吴应湘 ， 等 关于气液 两相流流 型及其判别 的若干问题 J 力学进展 ， 2 0 0 2 ， 3 2 ( 2 ) ： 2 3 5 2 4 8 檄 辫 黧 潍 避 I l l睁 醢 l忡