導航：安全管理網>> 安全論文>> 機械安全論文>>正文

二段蒸發加熱器列管腐蝕分析

文檔作者：佟建萍黃亞平z 文檔來源： 1．中鹽株洲化工集團有限責任公司設計院 2．湖南智成化工有限公司工程部		點擊數：	更新時間： 2025年09月29日
下載地址：點擊這里	文件大小： 205.54 KB 共4頁	文檔格式： PDF	下載點數： 1 點（VIP免費）

全屏查看

內容預覽 [文件共4頁]

本文件共4頁，如需編輯使用，請下載。

注：預覽效果可能會出現部分文字亂碼（如口口口）、內容顯示不全等問題，下載是正常的。

	文件大小：205.54 KB 共4頁文件格式：PDF 下載點數：1 點（VIP會員免費）

上一篇：防爆集束式井口加熱器設計

文本預覽

僅提取頁面文字內容，供快速閱讀使用。

壤馕
54 Jl 石油和化T設釜}． 2008，08
二段蒸發加熱器列管
腐蝕分析
佟建萍， 黃亞平z
(1．中鹽株洲化工集團有限責任公司設計院湖南株洲41 2004)
(2．湖南智成化工有限公司工程部湖南株洲41 2004)
【摘要】在中小型氮肥企業的尿素裝置中，二段蒸發加熱器列管的腐蝕失效，是
尿素生產中的難題之一，通常3-6個月就要更換一臺。分析二段蒸發加熱器列管的
腐蝕失效原因，尋找解決途徑，延長使用受命是本文的重點。
【關鍵詞】沖刷磨損腐蝕失效解決途徑
1 尿素蒸發系統的工藝流程
及二段蒸發加熱器列管的腐蝕
情況
1．1尿素蒸發系統的工藝流程
由尿素合成塔一、二段循環
回收系統來的尿液，經閃蒸槽后
進入一、二段蒸發分離系統，使尿
液濃度由74％ 經一段蒸發分離后
提高到96％，再經二段蒸發分離后
提高到99．7％，從而達到送造粒塔
造粒的要求。二段蒸發加熱器是
蒸發系統的關鍵設備之一，一般
分為分體式(加熱器與分離器分
體單獨設置)和內插式(加熱器內
置于二蒸分離器下部300ram)兩種
形式，加熱器均為固定管板式。技
術參數見表1。
1．2列管腐蝕情況
二段蒸發加熱器列管的腐蝕
破壞均發生在上管板附近的內壁，
距上管板約300mm 的管子均發現
腐蝕痕跡，腐蝕從下至上逐漸加
劇，管子呈喇叭狀向上均勻擴展，
直至管端附近穿孔。300ram以下的
管子幾乎不產生腐蝕(見圖1)。腐
蝕面呈白亮無鈍化膜，有明顯的
沿尿液流動方向切入管壁表面的
溝痕，圓孔等缺陷，管端腐蝕穿孔
處的管壁斷面薄如刀口。
由于列管腐蝕穿孔，殼程加
熱蒸汽串入真空的管程，破壞了
二段蒸發的真空度，使成品尿素
水份增加，質量下降，從而被迫停
車更換。
由于二段蒸發加熱器的腐蝕
給尿素生產帶來了極大的不便，
因此各氮肥企業對其改造作了大
量的工作，如采用列管加長伸出
法、設備倒置法等來延長使用壽
命，但都不能有效的阻止腐蝕的
產牛。
2 列管的腐蝕機理分析
通常認為是由于沖刷所致。
其理由是：從二段蒸發加熱器底部
來的94—96％的尿液，沿列管自下
維普資訊 http://www.cqvip.com
而上，在加熱和真空條件下，尿液
中的水份逐漸汽化，在接近列管
出口端的流速均超過音速，超音
速的氣流使列管很快被沖刷減薄，
直至穿孔。上述分析只是問題的
一個方面，因為這時氣體雖然以
超音速流動，但尿液流速如何?
氣液兩相在垂管內的流動狀態如
何?列管的腐蝕機理究竟如何?
這些便是本節重點討論和分析的
問題。
2．1二段蒸發加熱器物料衡算
由于工藝原因， 使得進入
二段蒸發加熱器的尿液濃度一
般都達不到設計值96％，實際生
產時一般為94％ ，因此造成二段
蒸發的負荷增大。為便于分析
比較，對設計值和實際值同時
進行計算， 當尿液濃度為94％
時，尿液中水份含量可由下式求
得：997．03／(997．03+H 0)=0．94所
以，H 0=63．64kg，其它物料衡算值
參照文獻_l1，現將物料衡算值列于
表2。
名 稱 殼程 管程
工作壓力 1 15MPa 0 003MPa (絕)
工作溫度 189℃ 13O～140oC
物料名稱 飽和蒸汽 尿素溶液
傳熱面積 7 5m。(11 JS D~／年裝置為13m )
主要材料 Q235 316L
規格 DN300X6X2000 中25X2 n=59
收入項目 公斤 公斤分子 支出項目 公斤 公斤分子
一段蒸發 1045．57 18 992 二段蒸發 44．O6 2 274
后尿液 (1067 67) (20 22) 蒸汽 (66 16) (3 503)
其中：尿素 997 O3 16 614 其中：CO 1 1 0．025
縮二脲 7 0 068 NH 1 18 0 069
H20 41 54 2．31 H。0 38．O8 2 118
(63 64) (3 54) (60．18) (3 347)
尿素 3 7 0 062
二段蒸發 1OO1．53
后熔融物
其中：尿素 989 53
縮二脲 9
H20 3 O1
總計 1045 57 1045 6O
(1067 67) (1067 70)
注：括號內為實際生產時的數據， 下同。
2．2管程出口端物料流動狀態
在生產負荷不飽和時，為滿
足尿素一級品要求，通常雙系統
三機量情況下只開一套蒸發，此
時的生產強度G=18t／h，以此負荷
量進行流動狀態判斷，較接近實
佟建萍女工程師，中鹽湖南株洲化工集團有限責任公司設計院設
備室主任。中國化工機械動力協會理事。
際工況。下面分別對尿液、蒸發蒸
汽以及汽、液混合狀態下的流動
狀態進行判斷。
(1)管程出口端尿液流動狀態
由表2可知，出二段蒸加熱器
的熔融物為1001．54K~t尿素，并已
知尿液重度p~=1220kg／m，，出加熱
器尿液體積量則為口 =0．821T@／．．尿
素。又知生產負荷為G=I8 t／h，列
管橫截面積A=0．0204mz因此管程出
口端尿液流速為V =v~G／A=723．5T-／
h=0．2T-／s
00。．。。。石油和化工設備f 55
維普資訊 http://www.cqvip.com
馕
求雷諾數：已知尿液粘度為：
= 2．33 X 10- kg／rnDs
尿液運動粘度： = ，／9，=2．33口
10-3／1．2213103=1．91[]10-6~ ／-
得 一口 ．．=2198>2100
由此可見尿液在管程出口端的流
動狀態為湍流。
(2)管程出口端蒸發蒸汽的流
動狀態
見表2每噸尿素蒸發蒸汽量的設
計值和實際值分別為44．06kg和 1∞ ，
已知蒸汽重度為p口=0．0196 kg／m
．
·
． 管程出口端蒸汽體積為：
設計值：[]n=2248qq3；實際值：
([11)=(3375)韌
這時蒸發蒸汽的流速為：
設計值：v n=Vg~G／A=I ．98[]106m／
h=550m／s
實際值：(v )=(Vg)口G／A=(2．98口
(106)m／h=(827)m／s
求雷諾數： 已知：蒸汽粘度
Its=1．36 X 10一 kg／m [Is
蒸汽重度p =O．0196 kg／m
．
·
． 蒸汽運動粘度Y = ／p =
6．94D10 千2／-
．
·
． 雷諾數設計值：．·．．=v 口／
= 1．67[]10 ；實際值：(．’ )=(V =
(2．5口105)
可見無論是設計狀態下還是
實際工況中蒸發蒸汽流速均在超
聲音狀態下，其管程出口端的流
動狀態均為湍流。
(3)管程汽液兩相流動狀態判
斷
通過上面的計算得知汽液都
為湍流，且二段蒸發加熱器均為
立式安裝， 因此可用垂直管內兩
相流動狀態推定圖對混合相流動
狀態進行判斷。即分別求出
Martinetti(馬迪利)參數x和質量
速度GL，再利用推定圖進行流動
狀態判斷。通過計算(過程略)得
56 J石油和化工設苗． 0。。
出質量速度G ：1．18 X 10 kg／m2口h，
馬迪利參數的倒數1／X¨：=8．64查對
管內流狀推定圖，得出兩相流動
狀態處于噴霧流。1 1萬噸裝置的二
段蒸發加熱器按設計值求得的G
和1／Xtt得出的兩相流動狀態處于
環狀流和噴霧流的過渡區。但在
一段蒸發后的尿液濃度達不到設
計值96％時，則此時的兩相流動狀
態也同樣處于噴霧流。
2．3列管腐蝕機理
因管程汽液兩相流動狀態處
于噴霧流。而文獻[11要求此時的流
動狀態處于環狀流， 以使其達到
升膜作用。在環狀流中，液體在垂
直管壁面上形成環狀流動的液膜，
氣體則在管芯經縱向流動以帶動
環形液膜的上升。這種狀態應該
說是二段蒸發加熱器的最佳工作
狀態。此時環形液膜對管壁材料
起著保護作用，使高速氣流與管
壁隔離，但實際上這種理想流動
狀態被一段蒸發尿液濃度沒有達
到工藝指標96％，流動狀態由環狀
流遷移到噴霧流，液流全部被氣
流吹散，成為液滴，形成霧狀。尿
液在加熱蒸發時其流動狀態變化
為噴霧流區域即為前面所述300ram
腐蝕段，也為高壓蒸汽進口位置。
由于流體狀態發生了變化，使得
尿液流速急劇上升，到達出口端
時，幾乎接近蒸汽流速，腐蝕便從
高速流動的尿液噴霧流開始產生。
這種由高速流動的腐蝕介質，使
腐蝕過程加速的狀態，在腐蝕工
程上稱之為磨損腐蝕或磨耗腐蝕，
也即沖刷腐蝕。磨損腐蝕一般發
生在流速高于某一臨界值時產生
的一種腐蝕破壞形式。這一臨界
值用馬迪利參數對流體進行流動
狀態判斷，通常認為流體狀態處
于噴霧流時開始產生磨損腐蝕，其
磨損腐蝕速率隨流體速度的增加
而增加。另一方面，在尿素生產
中，不銹鋼的抗腐蝕性能主要是
靠連續加氧使金屬表面生成完整、
致密的鈍化膜作為陽極緩蝕劑緣
故。金屬的抗磨損腐蝕性能與鈍
化膜的質量有關， 即與膜的生成
難易、成膜速度、膜的自修復能力
等因素有關。但由于加入尿素裝
置中0．5％ 的氧，經過一、二段循環
回收和一段蒸發等工序的分解分
離，使得進入二蒸加熱器尿液的
氧濃度極低，不足以使不銹鋼鈍
化。因此對于靠鈍化膜防腐的不
銹鋼來說，當膜的自修復能力不
足，并受到腐蝕介質的高速磨損
后，其腐蝕速度急劇上升。
受到磨損腐蝕的金屬表面呈
現出有方向性的槽溝、波紋、圓孔
和小谷，一般沿流體的流動方向
切人金屬表面層，這一現象與實
際看到的腐蝕現象是相吻合的。
綜上所述：二段蒸發加熱器列管的
腐蝕主要是由于流體狀態處在噴
霧流，使尿液流速增加，在低氧情
況下，列管材料不能形成有效的
鈍化膜，導致磨損腐蝕的產生。
3 合理選材的理論依據
從前一節分析可知，二段蒸
發加熱器的磨損腐蝕與流體的流
動狀態和材料的自鈍化能力有關。
因此要從根本上解決磨損腐蝕必
須從上述兩方面著手。但要改變
流動狀態，在蒸發工序中不可行。
于是解決問題的著眼點只能放在
材料的自鈍化能力上。
3．1選材的理論依據
經前面分析得知，進入蒸發
維普資訊 http://www.cqvip.com
系統尿液中的氧濃度極低， 以
致無法使不銹鋼鈍化。那么這
時的氧濃度究竟為多少? 還能
否使所選材料鈍化? 鈍化后，
在該介質中抗磨損腐蝕能力又
如何?這便是問題的關鍵所在。
為此我們通過對二分塔出口尿
液和一表冷冷凝液中游離氧的
測定，證實了進入蒸發系統的
尿液中仍有微量游離氧的存在。
其中二分塔游離氧含量大于
0．339mg／L，一表冷冷凝液中游
離氧含量大于0．06mg／L，而使不
銹鋼鈍化的氧含量不小于
1 0PPm。顯然該工藝條件下的
氧，已不足以使不銹鋼鈍化，在
低氧條件下3 1 6L不銹鋼處在不
耐腐蝕區間， 其腐蝕率大于
20mm／Y。為此，我們用不同有色
金屬及其合金在不同工藝條件
下進行掛片試驗， 并從中找到
了在不改變流動狀態的前提下，
滿足不同工藝條件的抗磨損腐
蝕破壞的不同材料。而使這些
材料鈍化的氧含量僅為零點幾
個ppm即可。實驗表明，這些材
料對尿素一一甲銨溶液在缺氧
情況下引起腐蝕的敏感性較低，
而處于完全耐腐蝕區間，腐蝕
率僅為0．1 m m／Y。另據文獻指
出，在大多數氧化物、中性及微
還原性介質中， 由于這些材料
具有迅速修復其鈍化膜的能力，
因而在這種介質中耐沖刷腐蝕
能力很強。而純尿素熔融物正
是一種中性或微還原性介質，
這些材料完全能解決磨損腐蝕
的破壞。用這些新材料制作的
二段蒸發加熱器，在不同工藝
條件下均具有良好的抗磨損腐
蝕性能。
3．2結構改造，降低加工成本
大多數有色金屬的價格都比
較昂貴， 加工制造費用也比較
高。有色金屬與黑色金屬的可焊
性又很差。為此，我們從結構上
進行了改造并重新設計，即在不
同的工藝條件下采用不同的材
料，不同的結構，使制造成本降
低。目前，無論在分體式或內插
式兩種類型的二段蒸發加熱器上
均采用了該技術，并達到了抗腐
蝕的目的。也大大降低了加工制
造成本。
4 改造后二段蒸發加熱器的
使用效果
改造后的二段蒸發加熱器具
有良好的在高速流動腐蝕介質中
抗磨損腐蝕性能，在1988年按新技
術設計改造制作的第一臺二段蒸
發加熱器，通過近20年的運行，沒
有發現任何磨損腐蝕現象。近年來
我們為多家中小氮肥企業設計和
制造了不同型式的二段蒸發加熱
器，使用效果均很好。幽
【1】中國環球化學工程公司，中國武漢化工工程公司《氮肥工藝設計手冊 M】北
京：化學工業出版社，1988，P159，
[2】《=化學工程手冊》編輯委員會《化學工程手冊》第七篇[M】北京：化學工業出
版社， 1986，P62．
【3】黃永昌《金屬腐蝕與防護原理》【M】上海：上海交大出版社，1989，P113．
【4】蘭州石油機械研究所《換熱器(中)》【M】北京：烴加工出版社，1988，P102，
【5】【美】A·約翰·塞德賴克斯《不銹鋼的腐蝕》【M】北京：機械工業出版社，1986，
P23．
【6】【英】V·R普路德克《腐蝕控制與設計=》【M】北京：石油工業出版社，1983，P23，
廣? ? ?
I
I中華搪玻璃網
I
L —— —— —— —— —— —— —— —— 一
? ? ? 一1
I
WWW ． 5b 1 tb1． conr I
I
— — — — — — ? ? — — J
200。，o8 石油和化工設置J 57
維普資訊 http://www.cqvip.com

網友評論 more

機械安全論文最新內容

09-29