减压炉辐射炉管扩径探讨及设计中FRNC_5PC软件的应用.docx

减压炉辐射炉管扩径探讨及设计中frnc-5pc软件的应用吴振松，刘福生，王金昌，张述旺，段晓磊（海工英派尔工程有限公司， 山东 青岛 266061）摘 要 简述了减压炉辐射炉管扩径的原则。用实例演示了frnc-5pc软件计算辐射炉管扩径过程。关键词 减压炉；辐射炉管；扩径；frnc-5pc；应用化，只有继续加热到c点时才开始汽化。由此可知，扩大炉管直径，可以使油品在较低的温度和 压力下开始汽化，避免高温裂解与结焦；同时， 在相同的温度下，由于压力降低，可促使油品更 多的汽化，从而从辐射室吸收更多的汽化潜热， 降低出口温度，避免油品裂解。故对减压炉，辐 射炉管设计时常采用扩径形式。1 炉管扩径原则当油品压力和温度达到油品的泡点条件而开 始汽化后，在随后的流动过程中，吸收的热量一 部分使油品汽化，一部分使油品温度继续升高。 炉管逐级扩径的目的，就是要减小压降，使油品 的泡点温度降低到油品裂解温度以下，并使其汽 化段内吸收的热量基本上等于汽化率增加所需要 的潜热，温度不致升高，基本实现等温汽化2。油品在扩径后的炉管内继续流动时，由于吸 热和压力降低，汽化率和流速增加。因管内压降 几乎与流速的平方成正比，如果流速过高，则会 使压降变得很大，造成不必要的能量损失，甚至 不能满足工艺要求。为减小压降和避免过高的流 速，当流速增加到一定值时，管径应再次扩大。扩径点的选择对辐射炉管的压降及汽化率的 影响很大，不合适的扩径非但不利于油品汽化炉 的提高，甚至可能使油品局部过热而结焦。不合 适的扩径情况及危害有：（1）扩径过大、过早。危害：流速过低，流 型变坏；局部过热，易结焦。在减压炉辐射炉管的设计中，为了避免油品裂解而影响产品质量，要求油料温度不超过显著 裂解的温度；而为了提高侧线产品的收率，又要 求油品出炉时具有足够高的热焓1。因此，对辐射 炉管的设计显得尤为重要。辐射炉管若全部采用大直径炉管，会导致流 速减慢、压降小，在未汽化前，可能出现裂解与 结焦；若全部采用小直径炉管，则会使汽化点后 的阻力增加，导致出口前炉管内油品温度比出口 还高，造成裂解与结焦。设计中一般采用汽化段 扩径和注汽的方法来满足上述要求。减压炉炉管 内压力、温度关系可用图1简要表示。图1 减压炉炉管内压力温度关系简图从图1可看出，在减压炉中，油品的温度随着行程的增加而升高，压力随行程的增加而降低。 辐射管有扩径时炉进出口压降小，故先到达油品 的汽化点（p e，te ），即曲线2上的a点。而辐射 管未扩径时炉进出口压降大，在汽化温度te 下压 力pe （曲线1上的b点）大于汽化压力p e而不能汽（2 ）扩径过小、过迟。危害：介质流速可 作者简介：吴振松（1982），男，山东邹平人，2009.7毕业于中国石油大学（华东）化工过程机械专业，硕士研究生，助理工程师，现在海工英派尔工程有限公司从事加热炉设计工作。石油和化工设备2012年第15卷论文广场- 26 -能超过临界流速；汽化少，温降很小，造成介质逐级升温，汽化管段阻力过大导致汽化点后移， 导致减压塔不能取得足够热量，影响减压塔拔出 率；压降过大，达到同样的汽化率，则油温升 高，易引起裂解结焦。为避免上述两种情况导致的油品裂解，必须 对扩径炉管的流型及流速进行限制。而在逐级扩 径的汽化段炉管始端，油品流速最低，最有可能 出现不良流型；在逐级扩径的汽化段炉管末端， 介质流速最高，最有可能超过临界流速。因此， 流型判别计算只需对各种管径的始端进行，流速 限制只需对各种管径的末端进行。为了进行流型判断及流速限制，需对炉管进 行相平衡、热平衡和压力平衡等多方面的计算， 过程复杂。另外，由于管内介质的物性参数随行程而变，且这种变化又是非线性的。为了减 少由此而引起的误差，应将辐射炉管分成若 干个较短的小管段，从炉出口开始向入口侧 逐段进行压力平衡、热平衡和相平衡的计 算，直到油品的泡点，即汽化开始点为止。 显然，这样的计算较为复杂，用手算很难完 成，只能通过软件来实现。2 使用frnc-5pcfrnc-5 pc是由pfr公司开发的加热炉 专业模拟软件，采用分段（stepwise）的传 热与压降计算方法进行换热工艺流程模拟， 广泛用于加热炉的设计。frnc-5属于校核 型软件，需要用户先给出炉子布置方案，然 后对此方案进行校核，判断该方案是否合 适，不合适则需根据校核结果修改方案，再 次计算直至合格为止。显然，对于初步确定 辐射炉管的扩径方案，设计人员的经验就显 得尤为重要。典型的扩径方案有：89 152 219 219 ； 141 168 219 273 ； 152 219 273 ；168 219 273 325 ； 以下为一个计算示例。设计条件：加热介质为常压重油，流量179500kg/h；油品流过对流室吸热后，进入辐射室时温度为368，汽 化率为0；减压炉出口温度395，压力20kpa（绝压）；四管程。其它数据从略。现用frnc-5pc软件设计计算辐射炉管扩径。根据经验，辐射炉管采用 141 168 219 273三级扩径。在frnc-5pc中，常将 具有相同炉管尺寸等参数的管束定义为一组盘 管。为此，分别定义外径141、168、219和 273的炉管为盘管10、11、12和13。为寻找合适 的扩径点，设计了两个方案，方案1 中盘管由10 （含8根炉管）11（含2根炉管）12（含2根炉 管）13（含2根炉管），如图2所示。方案2中 盘管由10（含9根炉管）11（含1根炉管）12（含2根炉管）13（含2根炉管），如图3所示。 使用frnc-5pc软件分别对方案1和方案2进行计 算，流型见表1 和表2 ，盘管末端流速见表3 和表4。图2 方案1辐射炉管逐级扩径扩径图图3 方案2辐射炉管逐级扩径扩径图第2期吴振松等减压炉辐射炉管扩径探讨及设计中frnc-5pc软件的应用- 27 -表1方案1辐射炉管流型计算结果表2方案2辐射炉管流型计算结果*peak temps.*coilbulkbulkwt.bulkinsideinneraver.outeravg.peaksecttubetemp.presfrac.vel.h.t.filmwallskinfluxfluxflowid.no.deg.ckpaavaporm/seccoeff.deg.cdeg.cdeg.cw/m2w/m2regime-101371.186.2.0001.41335.4399.419.425.19341.33753.turbulnt102374.101.1.0001.41431.8400.420.426.19279.33645.turbulnt103376.182.3.0001.41352.7404.424.430.19152.33427.turbulnt104379.97.6.0001.41476.1405.425.430.19099.33335.turbulnt105382.178.4.0001.41370.2409.429.434.18966.33107.turbulnt106384.95.1.0113.92033.4402.423.428.19071.33287.annular107388.162.9.0001.41385.4414.434.439.18781.32787.turbulnt108388.89.1.03810.42865.0401.421.426.19049.33250.annular109389.80.5.06217.53433.2400.420.425.19059.33266.annular111389.65.4.10322.73058.0401.423.429.18071.33174.annular121393.65.1.11614.31903.1411.432.438.18719.32679.annular122393.44.3.18731.82520.6407.428.434.18808.32834.annular131397.41.7.21124.31803.8416.438.446.17871.32348.annular132397.26.6.29150.52319.3412.434.442.17942.32474.annular*peak temps.*coilbulkbulkwt.bulkinsideinneraver.outeravg.peaksecttubetemp.presfrac.vel.h.t.filmwallskinfluxfluxflowid.no.deg.ckpaavaporm/seccoeff.deg.cdeg.cdeg.cw/m2w/m2regime-101371.185.3.0001.41335.0399.419.424.19234.33563.turbulnt102374.100.2.0001.41440.2400.420.425.19175.33461.turbulnt103376.181.5.0001.41352.2404.424.429.19046.33240.turbulnt104379.96.7.0001.41475.1404.424.430.18999.33159.turbulnt105382.177.2.0001.41369.5409.429.434.18861.32921.turbulnt106384.94.1.0124.32091.0402.422.427.18980.33126.annular107387.158.4.0001.41383.3414.434.439.18676.32603.turbulnt108387.86.9.04111.52958.4400.420.425.18968.33104.annular111392.101.5.0254.61756.8412.433.440.17726.32546.slug112390.67.5.09921.22983.6402.423.430.17955.32957annular121393.65.1.11714.31904.5411.432.438.18607.32483.annular122393.44.3.18731.92521.3407.427.434.18697.32637.annular131397.41.7.21124.31804.1416.438.446.17766.32155.annular132397.26.6.29150.52319.3412.434.442.17837.32282.annular石油和化工设备2012年第15卷论文广场- 28 -表3方案1辐射炉管末端流速计算结果表4方案2辐射炉管末端流速计算结果从流型方面对两方案进行比较。从表1 和表2可以看出，方案1中外径为 168的第一根炉管 出现了不良流型slug流（液节流）。一般来 讲，炉管内不允许出现slug流，因为这种流型 会产生水击，发生很大的噪声，严重时会损坏炉 管；且油品在该流型下极易局部过热发生裂解。 出现slug流的原因是炉管由 141扩径至 168 后，流速骤然降低，仅为4.6m/s。且该扩径是在 下行管进行，而下行管内汽液相容易分流，气相 速度减慢，只靠近管壁流动，液相在中间，壁温 升高，更易造成结焦（该段炉管内膜温度达到了412，而方案2中相同位置的炉管内膜温度仅为400）。显然，方案2更有利于避免介质因局部 过热而发生裂解。从压力降方面对两方案进行比较。从表1和表2可以看出，从盘管10的第一根炉管到盘管13的组 后一根炉管，方案1压力降为165.3kpa，方案2压 力降为166.2 kpa，方案1压力降略低，但两方案相 差不大。从流速方面对两方案进行比较。从表3和表4可以看出，方案1和方案2中盘管10、11和12均满足末端流速限制方面的要求，即介质汽液混合流速不超出临界速度的80%90%。但盘管13出口流 速均没有满足该要求，原因是炉出口处汽化率较 高，导致汽液混合流速也较高。这就要求在减压 炉出口之后，采用大管径的转油线以降低流速， 减小压降。从以上比较可以看出，方案2优于方案1，是 较理想的方案。3 结论（1）辐射炉管扩径时，流型和气速参数是判 断扩径是否合适的重要依据；（2）扩径应尽量选择在上行管进行。参考文献1 钱家麟等. 管式加热炉m.北京：中国石化出版社，2009，176-188.2 李文辉等. 减压炉汽化段炉管扩径的计算j.石油炼制，1983(8):17-23. 收稿日期：2011-11-11；修回日期：2011-12-21 coilpointpress-temper-enthalpyweightvelocitycriticalmasshomogen.flowsectinfo.ureaturefract.velocityvelocityreynoldsid.at(kpaa)(c)(j/g )vapor(m/s )(m/s )(kg/sec/m2)numberregime-10exit59.2385.7928