氯甲烷汽提塔再沸器泄漏分析与改进

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某公司引进国外技术，采用高压热氯化工艺生产甲烷氯化物并副产稀盐酸。热氯化工序的氯甲烷汽提塔(以下简称汽提塔)塔顶分离出轻组分氯甲烷和少量二氯甲烷，塔釜重组分输送到粗氯化液槽作为精馏工序的中间产品。

· 71·氯甲烷汽提塔再沸器泄漏分析与改进 Vo130.N04 2013氯甲烷汽提塔再沸器(以下简称再沸器)与塔底相连，壳程蒸汽在换热管壁冷凝使管内混合液体汽化沸腾形成汽提塔上升蒸汽。该再沸器由国外进口，使用约-年后带加强环的 U形波纹管频繁破裂，不得不重新制作。

按照GB 151-1999《管壳式换热器》设计制作的再沸器投用后不足3天，就发现壳程蒸汽压力不能稳定、塔釜物料酸化明显，发现管板和换热管连接部位已拉裂泄漏(见图 1)。重制-台设备投用后的第2天，就发生管板和换热管连接处泄漏。

图 1 氯甲烷汽提塔再沸器泄漏部位1 再沸器的工作原理及操作情况汽提塔主要作用是除去氯甲烷和微量的氯化氢，生产中为避免塔釜液受氯甲烷污染，建立了塔顶回流，实际上就是-台多组分精馏塔。

再沸器是-典型的立式热虹吸再沸器，单管程的固定管板结构，进出口管直接与塔体相连，其连接情况见图2，技术参数见表 1。

图 2 氯甲烷汽提塔再沸器布置表 1 再沸器设计技术参数参数 壳程 管程设计压力/MPa 4.0/-0.1 2.I操作压力/MPa 3.0 1.65设计温度/℃ 250 20o工作温度/℃ 236 161物料名称 水蒸气 甲烷氯化物混合液腐蚀裕度/ram 3焊缝系数 0.85 O.85换热管与管板连接型式 强度胀密封焊再沸器蒸汽调节阀设置在蒸汽人口管线上，靠改变调节阀的开度来改变冷凝压力和温度-车初期，塔的工作负荷较低，再沸器污垢热阻小，总传热系数可以达到很高的水平，调节阀只能处于歇度工作状态。调节阀的压降与阀入口绝对压力比超过饱和蒸汽临界压力比时，蒸汽处于阻塞流流动状态 J。改变阀的开度调节流量时，阻塞流状态较非阻塞流状态有大得多的流量改变，调节性能要差很多 J。汽提塔开车初期实际上是使蒸汽调节阀固定在某-开度，靠控制塔顶回流量来平衡热量，稳定塔的操作。

靠塔的回流进行控制存在严重的滞后，必须反复调节才能达到稳定。对于塔板数量超过 30块的汽提塔而言，塔釜液位明显滞后于回流量的变化，开车初期数十次地出现塔釜满液位和见不到液位的现象。

2 开车初期再沸器的热力分析研究表明，气液两相流在足够长的垂直上升受热管中流型与管壁热流密度有如下关系：当温度低于饱和温度的液体以固定流量进入各受热管时，随着热流密度的增大，沸腾点逐渐移向管子进口，流型由单相液体、细泡状流型、气弹状流型、块状流型、环状流型、雾状流型、直至发展成干饱和蒸汽和过热蒸汽 J。不同流型传热系数相差很l r ] 大 。

换热管壁温撒于管子内外侧流体温度、两侧表面给热系数 、污垢热阻及金属壁热阻 ，因此，换热管两侧流体流动状态和结垢状况直接影响其管壁温度。

立式热虹吸式再沸器中自然循环的循环液量、传热负荷及压力降是相互耦合的，循环液量由第 30卷第4期 压 力 容 器 总第 245期系统的压力损失与有效静压头的平衡来确定，这又撒于两相流气化分率大小而与传热速率有关，传热速率又受到循环量和汽化率的影响 。

设计再沸器时-般根据工程经验选择-个污垢热阻值，由于再沸器的沸腾传热系数高，所以指定的热阻值通常在总传热系数中占相当大的比例 J。

开车初期，由于暂时不存在污垢，当塔釜满液位时，循环静压头高，在-定的热输人条件下，换热管内两相流速度大，热流密度远高于正常生产的水平，导致蒸汽在换热表面迅速冷凝，蒸汽空间的压力下降。蒸汽空间的压力等于或小于疏水阀的总背压，导致疏水阀无法正常排除冷凝水，再沸器管间冷凝液液位上升，换热管沸腾传热面上移。

当塔釜液位很低时，由于循环静压头低，只有两相流流动压降减少才能保证 自然循环的形成，即管内流型发生改变。当换热管出口为湿蒸汽时，传热系数很低，沸腾传热面将逐渐转移至换热管下段(见图3)。

正是由于塔釜液位大幅度波动影响了自然循环的循环压头，使换热管内产生两相流不稳定现象，从而导致沸腾恶化。

J.C.Chen提出采用两种机理叠加方法是 目前计算两相流动沸腾比较理想和实用的公式 J，根据开车初期的生产条件进行计算：当塔釜满液位时，换热管出口流型为环状流，管子平均壁温 t85.4℃；当塔釜低液位时，换热管出口流型为雾状流，管子平均壁温t164.6 oC。按设定正常的操作工况计算管子平均壁温：t211.5℃，开车初期的管壳程最大温差远大于正常的操作条件。

实践证明，当运行条件尚未达到建立稳定循环时，立式热虹吸再沸器会发生各种不稳定的喷射现象 。特别是开车初期塔釜满液位时，蒸发段长度较短，由于再沸器管心距小 、旁路面积大，加之蒸汽入 口防冲挡板的阻隔，根据廷克尔(Tinker)提出的壳侧流动模型l ，蒸汽在管间的分布更不均匀，部分换热管受热强，部分受热弱，引起管内两相流循环障碍，管壁温度分布不均。

3 再沸器的泄漏原因分析3.1 换热管与管板连接拉脱应力的校核在换热器设计压力不高的情况下，管壳程过大的温差产生的热应力远大于设计 压力的影响，往往是导致管壳式换热器失效的主要原因 。

(b)图3 氯甲烷汽提塔再沸器沸腾段的变化按照 GB 151对再沸器进行的强度计算 ，塔釜满液位时，当仅有管程压力P 作用下考虑管壳程温差时，再沸器处于最危险组合工况，此时换热管与管板连接拉脱应力 q3.21 MPa，远大于设定条件下计算的换热管与管板连接拉脱应力 q 1.78 MPa。塔釜低液位时，换热管与管板连接拉脱应力 q1.81 MPa，换热管与管板连接拉脱应力随塔釜液位变化有明显的波动。

换热管对管板的支承作用简化为连续均匀支承管板的弹性基础，管子的平均壁温假设是均匀. 73。

氯甲烷汽提塔再沸器泄漏分析与改进的。而再沸器实际操作条件下，由于管内两相流流型变化很大，管问蒸汽分布不均，导致管壁温有明显波动∏体壁温高于换热管，壁温高的换热管对管壳程之间热应力的承载作用显著削弱，导致壁温低的换热管承担的拉脱应力显著增大。特别是塔釜满液位时，蒸发段的换热管壁温分布不均匀，更增大了壁温低的换热管的轴向应力，其最大拉脱应力完全可能超过许用拉脱应力[q]4MPa。

管子与管板的连接结构应力集中系数较大，塔釜液位交替变化时，连接部位产生幅值很大的热应力冲击，同时可能诱发管子的振动 ，若循环脉动的频率和拉脱应力的幅值不能得到控制，该部位连接失效的可能性更大。

3.2 管板与换热管的连接在设计、制造上的欠缺目前 ，工程实践中换热管与管板之间的连接方式大致可以分为强度胀、强度焊、强度焊加贴胀、强度胀加密封焊、强度胀加强度焊等形式。

按 GB 151-1999对再沸器进行设计制造，换热管与管板采用强度胀加密封焊的连接。强度胀加密封焊不适用于有剧烈振动和过大温度变化的诚 ，对于再沸器开车初期工况条件并不适宜。

强度胀采用孔壁开槽形式使管子产生塑性变形嵌入槽中以增强连接强度和紧密性，需要胀管设备有足够胀紧力，胀接时要保持足够长时间，使换热管达到设计要求的塑性变形。GB 15l-1999规定的强度胀开槽型式试验解剖表明：机械胀的方式对于换热管厚径比大者，很难保证管壁紧密嵌入小槽 ，更何况还存在制造实践与试验条件的差异以及生产工人操作执行工艺的严格程度。

检查两台国产再沸器的强度胀质量，管壁嵌入小槽的情况并不明显。

综上所述，国产再沸器的失效原因是：设计时没有考虑到开车初期工作条件，管子拉脱应力计算值不能反映最苛刻的工作状态；换热管壁温的显著变化和不均匀使开车初期换热管与管板连接部位承受明显的热应力冲击；管板与换热管连接质量没有达到强度胀的设计要求。在上述原因的共同作用下，导致再沸器在开车后很短的时间内就发生管板和换热管连接部位拉脱泄漏事故。

4 改进措施与效果增加管板厚度、降低壳体轴向刚度是管壳式· 74 ·换热器降低管板应力和换热管拉脱应力满足强度条件的可行方法。管板增厚，温度变化时管板内部形成不均匀的热应力，对再沸器改进的有效措施为增加膨胀节的波数。膨胀节刚度与波数成反比，改进时采用了三波膨胀节(见图4、表 2)〖虑到奥氏体不锈钢腐蚀裕量孝单波补偿量大，塑性好 有 利 于 冷 成 型，将 膨 胀 节 材 料 改 为0Crl8Ni9图4 三波膨胀节结构表 2 三波膨胀节几何尺寸参数 数值直边段与波纹内径 D /mm 750.00直边段长度 L4/ram 25.00波高h/mm 125.00成型前-层名义厚度 S/mm 16.00波纹管直边段平均直径 D mSram 766.00波长 IV/mm 172.00波纹管层数 m 1波数 n膨胀节长度 L/ram 566采用三波膨胀节后，壳体轴向刚度下降明显，以开车初期的最苛刻工况进行计算，换热管拉脱应力明显降低，最大拉脱应力由 3.21 MPa下降至q2.09 MPa，即使考虑循环脉动造成的热应力，拉脱应力也应小于许用拉脱应力 q4MPa。

强度胀加密封焊结构，焊缝截面尺寸很小，承载能力弱。若换热管胀接不可靠，应力作用在焊接接头上造成焊缝拉裂的可能性极大。为增加管板连接可靠性，对新制作的再沸器，采取了增大管板与换热管接头坡 口尺寸的措施(这实质上是将管板与换热管 的连接形式改为强度胀加强度焊)。该接头采用先自熔再填丝盖面的氩桓焊接工艺，保证焊接接头有效熔透并且有足够的承载截面积。

第 30卷第4期 压 力 容 器 总第 245期新制作的再沸器采用高精度换热管，对强度胀管孔增加了开槽宽度和槽间距 ，以利胀紧。加强胀接工艺纪律管理，对每根换热管胀接质量进行检查，确保胀接到位。改进前、后的管板与换热管结构形式见图5。

(a) 改进前(b) 改进后图5 改进前 、后的管板与换热管结构形式新制作的再沸器已投用 2年半，操作工艺条件没有发生改变，膨胀节、管板与管子连接处未发现异常，设备始终保持完好，保证了生产连续、稳定运行 ，提高了装置运行效益，起到了较好的技术改进效果。

5 结论与建议(1)开车初期，再沸器换热管壁面污垢热阻小，沸腾传热具有很高的热流密度。塔釜满液位时，再沸器管间冷凝水液位高，换热管平均壁温低；塔釜低液位时，换热管出口段处于雾状流状态，管子平均壁温高。传热面高的热流密度、塔釜液位大幅波动、管问蒸汽不均匀促进了换热管内汽液两相流的不稳定和循环脉动，导致换热管壁温大幅度变化和分布不均。

(2)对开车初期再沸器强度校核表明，塔釜满液位时管板与换热管拉脱应力值高，同时塔釜液位的反复波动引起管板与换热管连接处应力交替变化∠高的应力水平和热应力冲击是再沸器泄漏的根本原因。管板与换热管连接结构设计不妥和制作质量的欠缺，导致结构强度不能保证，促进了泄漏的发生。

(3)三波膨胀节降低了壳体刚度，使换热管承受的拉脱应力显著降低；改进设计、制造，使管子与管板的连接更可靠♂果表明：设备开车后未发生换热管拉脱，稳定运行周期超过2年半。

(4)对于污垢热阻取值较高的立式热虹吸式再沸器，为保证设备的安全，建议设计时充分考虑开车初期与设定工况条件下的区别，重点考虑热应力、汽液两相流不稳定和沸腾恶化的不利影响。