脱硫脱碳装置卧式热虹吸式重沸器出口管线安装高度计算①

张祥光　苏海平　林 亮　黄 燕　李艳芳

1.西安长庆科技工程有限责任公司　2.中国石油长庆油田分公司第一采油厂

脱硫脱碳装置卧式热虹吸式重沸器出口管线安装高度计算①

张祥光1苏海平1林 亮1黄 燕2李艳芳1

1.西安长庆科技工程有限责任公司2.中国石油长庆油田分公司第一采油厂

摘要在重沸器安装设计过程中应进行壳侧压力平衡计算，以确定塔和重沸器之间的标高差和各项安装尺寸，保证重沸器操作的正常循环。通过对脱硫脱碳装置再生塔与卧式热虹吸式重沸器之间循环系统的分析，可简化为推动力和阻力两部分进行计算，利用虹吸压力平衡原理得出需要的安装高度。计算过程中，局部阻力可通过当量长度转换为直管阻力，计算参数可利用Unisim等模拟软件读取，进出口管径可参考SY/T 0011-2007《天然气净化厂设计规范》以及M.W.Kel-logg公司提供的经验公式来进行确定。通过设计实例计算和工程实例核算，验证了计算方法的合理性，具有实际应用的意义。

关键词脱硫脱碳卧式热虹吸重沸器安装高度

重沸器是工业上用于实现沸腾传热的设备，其主要形式分为釜式和热虹吸式两大类。其中，热虹吸式重沸器除了物料易结垢、黏度高以及间歇蒸馏或间歇出料等条件下不易使用外，在大多数工艺过程中得到广泛应用。热虹吸式重沸器按照安装方式可分为立式和卧式两类，按照进料系统可分为循环式和一次通过式两种[1]。

热虹吸式重沸器是指在重沸器中由于介质被加热汽化，使得上升管内的气液混合物密度明显低于入口管中的密度，在重沸器的入口和出口处产生静压差，塔底液体不断被虹吸进入重沸器，加热汽化后的气液混合物自动返回塔内，因而不使用泵即可不断循环的重沸器[2]。

在天然气脱硫脱碳装置设计过程中，再生塔重沸器往往选用卧式热虹吸式，循环方式采用一次通过式。具体安装示意图见图1。

系统中的安装高度可划分为4个部分：△h1为塔液体出口与气液混合物进塔口高差，△h2为重沸器设备高差(包括进出口法兰管高度)，△h3为重沸器鞍座与安装地面之间高差，△h4为重沸器出口至气液混合物进塔口安装高差。

热虹吸式重沸器的驱动力依靠进入重沸器的管线内液体静压头与气液相离开重沸器的管线静压头之差产生，进入重沸器的液体循环量取决于驱动该系统的压力差，所以在设计过程中，应进行壳侧压力平衡计算，以确定再生塔和重沸器之间的标高差和各项安装尺寸，保证重沸器内液体的正常循环。

其中，△h1受到塔内件和操作要求的限制，一般取0.3~0.5 m；△h2根据选择的设备型号取值；△h3可根据安装需求取值；系统中△h4需通过计算来确定，即重沸器出口管线的安装高度。

1重沸器出口管线安装高度计算

卧式热虹吸式重沸器系统的循环量取决于塔内液位产生的静压头与通过入口管线、重沸器以及出口管线的压降之间的压力平衡。通过入口管线的压降可由单相流通过直管段、管件、阀门时的摩擦压降公式求得，入口管线压降只占整个系统压降的小部分。经由换热器和出口管的两相流动压降包括3部分：静压降、摩擦压降和动压降。在大多数情况下(液体闪蒸量很大的情况除外)，由出口管中动量变化引起的两相压降可予以忽略[3]。

1.1系统阻力计算

系统的阻力主要为流体在管线和设备内的摩擦损失，具体表现为重沸器入口管线的摩擦损失△p1、重沸器出口管线的摩擦损失△p2、重沸器壳程摩擦压力损失△p3。

重沸器入口管线和出口管线的阻力损失主要是单位质量流体的机械能损失，产生机械能损失的根本原因是流体内部的黏性损耗。流体在直管中的流动因摩擦和流体中的涡旋导致的机械能损失称为直管阻力。流体通过各种管件因流道方向和截面的变化产生大量漩涡而导致的机械能损失称为局部阻力。流体在管道中的阻力是直管阻力和局部阻力之和[4]。其中，局部阻力可通过管线当量长度转换为直管阻力进行计算。

1.1.1重沸器入口管线的摩擦损失

重沸器入口管线摩擦损失△p1见式(1)。

(1)

式中，△p1为重沸器入口管线的摩擦损失，m液柱；u1为重沸器入口管线内流体流速，m/s；d1为重沸器入口管线内径，m；l1为自塔至重沸器入口处管线的当量长度，包括入口管线直管长度、液体出塔收缩、入重沸器膨胀以及经过阀门、弯头、三通等管件的当量长度之和(管线的当量长度可通过《化工工艺设计手册》查表计算)，m；f1为重沸器入口管线摩擦系数，根据Re(其计算见式(2))取值范围确定：当Re≤1 000时，f1=67.63Re-0.987 3；当1 0004 000时，f1=0.344Re-0.225 8。

(2)

1.1.2重沸器出口管线的摩擦损失

重沸器出口管线摩擦损失△p2见式(3)。

(3)

(4)

式中，y为重沸器的汽化率；ρv为重沸器出口管线内气相密度，kg/m3；ρl为重沸器出口管线内液相密度，kg/m3；μlv为重沸器出口管线气液混合物平均黏度，Pa·s，其计算如式(5)所示。

(5)

式中，μv为重沸器出口管线内气相黏度，Pa·s；μl为重沸器出口管线内液相黏度，Pa·s。

1.1.3重沸器壳程摩擦损失

重沸器壳程摩擦损失△p3见式(6)。

(6)

式中，△p3为重沸器壳程摩擦损失，m液柱；△p为重沸器壳程压降(可以在重沸器选型过程中计算取值或在厂家提供的计算书中读取)，Pa。

1.2系统推动力计算

系统的推动力主要包括流体循环过程中流体静压头产生的压差，主要表现为重沸器入口管线静压头△p4与重沸器壳程流体静压头△p5和重沸器出口管线静压头△p6之差。

1.2.1重沸器入口管线液体的静压头

重沸器入口管线液体的静压头△p4见式(7)。

△p4=△h1+△h2+△h4

(7)

式中，△p4为重沸器入口管线液体的静压头，m液柱。

1.2.2重沸器壳程流体的静压头

重沸器壳程流体的静压头△p5见式(8)。

(8)

(9)

1.2.3重沸器出口管线流体的静压头

重沸器出口管线流体的静压头△p6见式(10)。

(10)

式中，△p6为重沸器出口管线流体的静压头，m液柱；△h4为重沸器出口管线安装高差，m。

1.3重沸器出口管线安装高度的确定

按照压力平衡原理，参照图1可得到式(11)。

△p4-△p5-△p6≥△p1+△p2+△p3

(11)

由式(10)得出重沸器出口管线安装高度△h4，见式(12)。

(12)

2设计实例计算

某天然气净化厂脱硫脱碳装置胺液再生系统采用卧式热虹吸式重沸器，胺液循环量为42 m3/h，需确定重沸器出口管线的安装高度。

2.1重沸器进出口管线管径的确定

2.1.1重沸器进口管线管径

从投资费用和压力损失等方面综合考虑，同时参考SY/T 0011-2007《天然气净化厂设计规范》，再生塔至重沸器管线的液体流速一般取0.6~0.8 m/s[5]，由此确定管径为DN150，流速为0.66 m/s，满足要求。

2.1.2重沸器出口管线管径

首先确定重沸器的汽化率y。卧式热虹吸式重沸器的汽化率不应过大[6]，否则会引起出口立式管的管壁干竭并产生雾状流。对于水溶液，设计的汽化率一般不超过20%，对于烃类则不超过30%。

鉴于气液两相流动的复杂性和不稳定性，重沸器出口管线的设计成为重沸器工艺管道设计中最值得注意的部分。气液两相流在垂直管内向上流动时流动形态可能为泡状流、块状流、环状流或雾状流，其中块状流是一种气液交替脉动的不稳定流态，对操作不利，应尽量避免在该种流态下操作。根据实践经验，M.W.Kel-logg公司提供了避免产生块状流的最小流速计算公式[7]，见式(13)。

(13)

但出口管线内流速也不应设计过大，否则会造成管线压降过大，使重沸器显热段传热面积及温差损失增加，还会使再生塔产生液泛。溶液最大流速可由式(14)计算而得[8]。

(14)

由此确定重沸器出口管线规格为DN300。

2.2基础参数的确定

首先根据初步设计情况确定部分基础参数，详见表1。

表1中，当量长度l1包括管线竖直长度8.6 m(可在计算前初步设定)、水平长度5 m,查《化工工艺设计手册》中表25-12，管件当量长度包括液体出塔收缩短节8.23 m、入重沸器膨胀短节10.97 m、弯头3.66 m×5个，合计51.1 m；当量长度l2包括管线竖直长度3.5m、水平长度5 m，查《化工工艺设计手册》表25-12，出口管线流型为两相流，当量长度l2应乘以2.0。因此，管件当量长度包括流体出重沸器收缩短节36.58 m×2个、入塔膨胀短节47.54 m、弯头15.24 m×5个、三通36.58 m×1个，合计241.98 m。

表1 脱碳装置胺液再生系统基础参数Table1 Basicparametersofamineregenerationsystemofdecarburizationunit参数数值备注d1/m0.15q1/(m3·h-1)42换算为0.0117m3/su1/(m·s-1)0.66l1/m51.1d2/m0.3l2/m196.9y0.15△h1/m0.4△h2/m1.7其中,设备直径1.3m,进出口法兰管各长0.2m

然后利用Unisim软件(或PRO II软件)建立脱碳装置模型，在模型中读出密度、黏度等需要的基本数据；利用HTRI软件模拟重沸器运行压差△p。模拟参数详见表2。

表2 脱碳装置胺液再生系统模拟参数Table2 Simulatedparametersofamineregenerationsystemofdecarburizationunit参数数值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重沸器出口管线安装高度计算

根据以上数据计算出重沸器出口管线安装高度△h4=2.43 m，一般需要留有1.5倍的裕量[9]，因此，重沸器出口管线安装高度△h4为3.65 m。

3工程实例核算

以靖边气田第一净化厂2套装置为例，应用以上计算方法对卧式热虹吸式重沸器出口管线安装高度进行核算。靖边气田第一净化厂主要生产装置包括200×104m3/d脱硫脱碳装置5套和400×104m3/d脱硫脱碳装置2套，200×104m3/d脱硫脱碳装置和400×104m3/d脱硫脱碳装置分别于1997年、2003年建成投产。

3.1200×104m3/d脱硫脱碳装置核算

3.1.1运行参数

(1) 溶液循环量q1=17.8 m3/h。

(2) △h1~△h4分别为：1 700 mm、1 000 mm(重沸器直径为DN600)、1 400 mm、3 200 mm。

(3) 再生塔塔盘液出口高度h1=7 300 mm，气液混合流体进口高度h2=5 600 mm。

(4) 管线水平跨度4 500 mm。

(5) 重沸器进口管线规格为DN200，弯头3个；重沸器出口管线规格为DN250，弯头5个，三通1个。

3.1.2高度核算

按照前面总结的计算方法，得△h4=1.13 m，一般需要留有1.5倍的裕量，取1.7 m。再生塔气液混合流体进口高度为h＇1=△h2+△h3+△h4=4.1 m。计算与实际安装高度差值为△h=h＇1-h1=4.1-5.6=-1.5 m，核算结果与实际安装高度相差较大。

3.2400×104m3/d脱硫脱碳装置核算

3.2.1运行参数

(1) 溶液循环量q1=190 m3/h。

(2) △h1~△h4分别为：350 mm、2 000 mm(重沸器直径为DN1600)、2 000 mm、6 250 mm。

(3) 再生塔塔盘液出口高度h1=10 600 mm，气液混合流体进口高度h2=10 250 mm。

(4) 管线水平跨度为5 000 mm。

(5) 重沸器进口管线规格为DN450，弯头3个；重沸器出口管线规格为DN600，弯头7个，三通1个。

3.2.2高度核算

3.3装置操作运行对比

装置的现场操作结果表明，200×104m3/d脱硫脱碳装置和400×104m3/d脱硫脱碳装置的再生溶液均能正常循环，但200×104m3/d脱硫脱碳装置的实际安装高度富裕量较大。从节省投资和降低能耗的角度而言，新装置设计时可以借鉴优化。

4结 论

通过对靖边气田第一净化厂2套不同规模脱硫脱碳装置卧式热虹吸式重沸器出口管线安装高度的计算及装置现场运行结果对比，验证了本计算方法的合理性，并得出如下结论：

(1) 经过对脱碳装置再生塔与卧式热虹吸式重沸器之间循环系统的分析，可简化为推动力和阻力两部分进行计算，利用虹吸压力平衡原理得出需要的安装高度。

(2) 重沸器入口管线和出口管线的阻力损失主要表现为直管阻力和局部阻力，其中局部阻力可通过管线的当量长度转换为直管阻力进行计算，当量长度可参考《化工工艺设计手册》进行取值。

(3) 进出口管线管径取值方法可参考SY/T 0011-2007《天然气净化厂设计规范》以及M.W.Kel-logg公司提供的经验公式来进行确定，比较切合设计和操作实际情况。

(4) 关键参数的取值可利用Unisim、HTRI等模拟软件读取。

参 考 文 献

[1] 刘成军. 热虹吸式重沸器循环回路的设计探讨[J]. 化工设计, 2008, 18(6): 24-26.

[2] 冯永超. 热虹吸式重沸器的管道设计与计算[J]. 河南化工, 2009, 26(8): 50-52.

[3] YILM S B. 卧式壳程热虹吸重沸器[J]. 石油炼制译丛, 1989(3): 32-37.

[4] 中国石化集团上海工程有限公司. 化工工艺设计手册(下册)[M]. 北京: 化学工业出版社, 2009.

[5] 中国石油集团工程设计有限责任公司西南分公司. SY/T 0011-2007 天然气净化厂设计规范[S]. 北京:石油工业出版社, 2008.

[6] 石油工业部石油化工规划设计院. 冷换设备工艺计算[M]. 北京: 石油化学工业出版社, 1976.

[7] 刘成军. 热虹吸式重沸器的选用和配管[J]. 炼油设计, 1999, 29(4): 19-22.

[8] KISTER H Z. Distillation Operation [M]. New York: McGraw-Hill, 1989.

[9] 刘巍. 冷换设备工艺计算手册[M]. 北京: 中国石化出版社, 2003.

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；编辑：温冬云

中图分类号：TE644

文献标志码：B

DOI:10.3969/j.issn.1007-3426.2015.04.006

作者简介：①张祥光(1981-)，男，大学本科，工程师，2005年毕业于中国石油大学(华东)石油工程学院石油工程专业，现任职于西安长庆科技工程有限责任公司天然气工程设计部，从事油气田工程规划设计工作。E-mail：zhangxg1_cq@petrochina.com.cn