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二段蒸发加热器列管腐蚀分析

文档作者：佟建萍黄亚平z 文档来源： 1．中盐株洲化工集团有限责任公司设计院 2．湖南智成化工有限公司工程部		点击数：	更新时间： 2025年09月29日
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壤馕
54 Jl 石油和化T设釜}． 2008，08
二段蒸发加热器列管
腐蚀分析
佟建萍， 黄亚平z
(1．中盐株洲化工集团有限责任公司设计院湖南株洲41 2004)
(2．湖南智成化工有限公司工程部湖南株洲41 2004)
【摘要】在中小型氮肥企业的尿素装置中，二段蒸发加热器列管的腐蚀失效，是
尿素生产中的难题之一，通常3-6个月就要更换一台。分析二段蒸发加热器列管的
腐蚀失效原因，寻找解决途径，延长使用受命是本文的重点。
【关键词】冲刷磨损腐蚀失效解决途径
1 尿素蒸发系统的工艺流程
及二段蒸发加热器列管的腐蚀
情况
1．1尿素蒸发系统的工艺流程
由尿素合成塔一、二段循环
回收系统来的尿液，经闪蒸槽后
进入一、二段蒸发分离系统，使尿
液浓度由74％ 经一段蒸发分离后
提高到96％，再经二段蒸发分离后
提高到99．7％，从而达到送造粒塔
造粒的要求。二段蒸发加热器是
蒸发系统的关键设备之一，一般
分为分体式(加热器与分离器分
体单独设置)和内插式(加热器内
置于二蒸分离器下部300ram)两种
形式，加热器均为固定管板式。技
术参数见表1。
1．2列管腐蚀情况
二段蒸发加热器列管的腐蚀
破坏均发生在上管板附近的内壁，
距上管板约300mm 的管子均发现
腐蚀痕迹，腐蚀从下至上逐渐加
剧，管子呈喇叭状向上均匀扩展，
直至管端附近穿孔。300ram以下的
管子几乎不产生腐蚀(见图1)。腐
蚀面呈白亮无钝化膜，有明显的
沿尿液流动方向切入管壁表面的
沟痕，圆孔等缺陷，管端腐蚀穿孔
处的管壁断面薄如刀口。
由于列管腐蚀穿孔，壳程加
热蒸汽串入真空的管程，破坏了
二段蒸发的真空度，使成品尿素
水份增加，质量下降，从而被迫停
车更换。
由于二段蒸发加热器的腐蚀
给尿素生产带来了极大的不便，
因此各氮肥企业对其改造作了大
量的工作，如采用列管加长伸出
法、设备倒置法等来延长使用寿
命，但都不能有效的阻止腐蚀的
产牛。
2 列管的腐蚀机理分析
通常认为是由于冲刷所致。
其理由是：从二段蒸发加热器底部
来的94—96％的尿液，沿列管自下
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而上，在加热和真空条件下，尿液
中的水份逐渐汽化，在接近列管
出口端的流速均超过音速，超音
速的气流使列管很快被冲刷减薄，
直至穿孔。上述分析只是问题的
一个方面，因为这时气体虽然以
超音速流动，但尿液流速如何?
气液两相在垂管内的流动状态如
何?列管的腐蚀机理究竟如何?
这些便是本节重点讨论和分析的
问题。
2．1二段蒸发加热器物料衡算
由于工艺原因， 使得进入
二段蒸发加热器的尿液浓度一
般都达不到设计值96％，实际生
产时一般为94％ ，因此造成二段
蒸发的负荷增大。为便于分析
比较，对设计值和实际值同时
进行计算， 当尿液浓度为94％
时，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
参照文献_l1，现将物料衡算值列于
表2。
名 称 壳程 管程
工作压力 1 15MPa 0 003MPa (绝)
工作温度 189℃ 13O～140oC
物料名称 饱和蒸汽 尿素溶液
传热面积 7 5m。(11 JS D~／年装置为13m )
主要材料 Q235 316L
规格 DN300X6X2000 中25X2 n=59
收入项目 公斤 公斤分子 支出项目 公斤 公斤分子
一段蒸发 1045．57 18 992 二段蒸发 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
缩二脲 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
二段蒸发 1OO1．53
后熔融物
其中：尿素 989 53
缩二脲 9
H20 3 O1
总计 1045 57 1045 6O
(1067 67) (1067 70)
注：括号内为实际生产时的数据， 下同。
2．2管程出口端物料流动状态
在生产负荷不饱和时，为满
足尿素一级品要求，通常双系统
三机量情况下只开一套蒸发，此
时的生产强度G=18t／h，以此负荷
量进行流动状态判断，较接近实
佟建萍女工程师，中盐湖南株洲化工集团有限责任公司设计院设
备室主任。中国化工机械动力协会理事。
际工况。下面分别对尿液、蒸发蒸
汽以及汽、液混合状态下的流动
状态进行判断。
(1)管程出口端尿液流动状态
由表2可知，出二段蒸加热器
的熔融物为1001．54K~t尿素，并已
知尿液重度p~=1220kg／m，，出加热
器尿液体积量则为口 =0．821T@／．．尿
素。又知生产负荷为G=I8 t／h，列
管横截面积A=0．0204mz因此管程出
口端尿液流速为V =v~G／A=723．5T-／
h=0．2T-／s
00。．。。。石油和化工设备f 55
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馕
求雷诺数：已知尿液粘度为：
= 2．33 X 10- kg／rnDs
尿液运动粘度： = ，／9，=2．33口
10-3／1．2213103=1．91[]10-6~ ／-
得 一口 ．．=2198>2100
由此可见尿液在管程出口端的流
动状态为湍流。
(2)管程出口端蒸发蒸汽的流
动状态
见表2每吨尿素蒸发蒸汽量的设
计值和实际值分别为44．06kg和 1∞ ，
已知蒸汽重度为p口=0．0196 kg／m
．
·
． 管程出口端蒸汽体积为：
设计值：[]n=2248qq3；实际值：
([11)=(3375)韧
这时蒸发蒸汽的流速为：
设计值：v n=Vg~G／A=I ．98[]106m／
h=550m／s
实际值：(v )=(Vg)口G／A=(2．98口
(106)m／h=(827)m／s
求雷诺数： 已知：蒸汽粘度
Its=1．36 X 10一 kg／m [Is
蒸汽重度p =O．0196 kg／m
．
·
． 蒸汽运动粘度Y = ／p =
6．94D10 千2／-
．
·
． 雷诺数设计值：．·．．=v 口／
= 1．67[]10 ；实际值：(．’ )=(V =
(2．5口105)
可见无论是设计状态下还是
实际工况中蒸发蒸汽流速均在超
声音状态下，其管程出口端的流
动状态均为湍流。
(3)管程汽液两相流动状态判
断
通过上面的计算得知汽液都
为湍流，且二段蒸发加热器均为
立式安装， 因此可用垂直管内两
相流动状态推定图对混合相流动
状态进行判断。即分别求出
Martinetti(马迪利)参数x和质量
速度GL，再利用推定图进行流动
状态判断。通过计算(过程略)得
56 J石油和化工设苗． 0。。
出质量速度G ：1．18 X 10 kg／m2口h，
马迪利参数的倒数1／X¨：=8．64查对
管内流状推定图，得出两相流动
状态处于喷雾流。1 1万吨装置的二
段蒸发加热器按设计值求得的G
和1／Xtt得出的两相流动状态处于
环状流和喷雾流的过渡区。但在
一段蒸发后的尿液浓度达不到设
计值96％时，则此时的两相流动状
态也同样处于喷雾流。
2．3列管腐蚀机理
因管程汽液两相流动状态处
于喷雾流。而文献[11要求此时的流
动状态处于环状流， 以使其达到
升膜作用。在环状流中，液体在垂
直管壁面上形成环状流动的液膜，
气体则在管芯经纵向流动以带动
环形液膜的上升。这种状态应该
说是二段蒸发加热器的最佳工作
状态。此时环形液膜对管壁材料
起着保护作用，使高速气流与管
壁隔离，但实际上这种理想流动
状态被一段蒸发尿液浓度没有达
到工艺指标96％，流动状态由环状
流迁移到喷雾流，液流全部被气
流吹散，成为液滴，形成雾状。尿
液在加热蒸发时其流动状态变化
为喷雾流区域即为前面所述300ram
腐蚀段，也为高压蒸汽进口位置。
由于流体状态发生了变化，使得
尿液流速急剧上升，到达出口端
时，几乎接近蒸汽流速，腐蚀便从
高速流动的尿液喷雾流开始产生。
这种由高速流动的腐蚀介质，使
腐蚀过程加速的状态，在腐蚀工
程上称之为磨损腐蚀或磨耗腐蚀，
也即冲刷腐蚀。磨损腐蚀一般发
生在流速高于某一临界值时产生
的一种腐蚀破坏形式。这一临界
值用马迪利参数对流体进行流动
状态判断，通常认为流体状态处
于喷雾流时开始产生磨损腐蚀，其
磨损腐蚀速率随流体速度的增加
而增加。另一方面，在尿素生产
中，不锈钢的抗腐蚀性能主要是
靠连续加氧使金属表面生成完整、
致密的钝化膜作为阳极缓蚀剂缘
故。金属的抗磨损腐蚀性能与钝
化膜的质量有关， 即与膜的生成
难易、成膜速度、膜的自修复能力
等因素有关。但由于加入尿素装
置中0．5％ 的氧，经过一、二段循环
回收和一段蒸发等工序的分解分
离，使得进入二蒸加热器尿液的
氧浓度极低，不足以使不锈钢钝
化。因此对于靠钝化膜防腐的不
锈钢来说，当膜的自修复能力不
足，并受到腐蚀介质的高速磨损
后，其腐蚀速度急剧上升。
受到磨损腐蚀的金属表面呈
现出有方向性的槽沟、波纹、圆孔
和小谷，一般沿流体的流动方向
切人金属表面层，这一现象与实
际看到的腐蚀现象是相吻合的。
综上所述：二段蒸发加热器列管的
腐蚀主要是由于流体状态处在喷
雾流，使尿液流速增加，在低氧情
况下，列管材料不能形成有效的
钝化膜，导致磨损腐蚀的产生。
3 合理选材的理论依据
从前一节分析可知，二段蒸
发加热器的磨损腐蚀与流体的流
动状态和材料的自钝化能力有关。
因此要从根本上解决磨损腐蚀必
须从上述两方面着手。但要改变
流动状态，在蒸发工序中不可行。
于是解决问题的着眼点只能放在
材料的自钝化能力上。
3．1选材的理论依据
经前面分析得知，进入蒸发
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系统尿液中的氧浓度极低， 以
致无法使不锈钢钝化。那么这
时的氧浓度究竟为多少? 还能
否使所选材料钝化? 钝化后，
在该介质中抗磨损腐蚀能力又
如何?这便是问题的关键所在。
为此我们通过对二分塔出口尿
液和一表冷冷凝液中游离氧的
测定，证实了进入蒸发系统的
尿液中仍有微量游离氧的存在。
其中二分塔游离氧含量大于
0．339mg／L，一表冷冷凝液中游
离氧含量大于0．06mg／L，而使不
锈钢钝化的氧含量不小于
1 0PPm。显然该工艺条件下的
氧，已不足以使不锈钢钝化，在
低氧条件下3 1 6L不锈钢处在不
耐腐蚀区间， 其腐蚀率大于
20mm／Y。为此，我们用不同有色
金属及其合金在不同工艺条件
下进行挂片试验， 并从中找到
了在不改变流动状态的前提下，
满足不同工艺条件的抗磨损腐
蚀破坏的不同材料。而使这些
材料钝化的氧含量仅为零点几
个ppm即可。实验表明，这些材
料对尿素一一甲铵溶液在缺氧
情况下引起腐蚀的敏感性较低，
而处于完全耐腐蚀区间，腐蚀
率仅为0．1 m m／Y。另据文献指
出，在大多数氧化物、中性及微
还原性介质中， 由于这些材料
具有迅速修复其钝化膜的能力，
因而在这种介质中耐冲刷腐蚀
能力很强。而纯尿素熔融物正
是一种中性或微还原性介质，
这些材料完全能解决磨损腐蚀
的破坏。用这些新材料制作的
二段蒸发加热器，在不同工艺
条件下均具有良好的抗磨损腐
蚀性能。
3．2结构改造，降低加工成本
大多数有色金属的价格都比
较昂贵， 加工制造费用也比较
高。有色金属与黑色金属的可焊
性又很差。为此，我们从结构上
进行了改造并重新设计，即在不
同的工艺条件下采用不同的材
料，不同的结构，使制造成本降
低。目前，无论在分体式或内插
式两种类型的二段蒸发加热器上
均采用了该技术，并达到了抗腐
蚀的目的。也大大降低了加工制
造成本。
4 改造后二段蒸发加热器的
使用效果
改造后的二段蒸发加热器具
有良好的在高速流动腐蚀介质中
抗磨损腐蚀性能，在1988年按新技
术设计改造制作的第一台二段蒸
发加热器，通过近20年的运行，没
有发现任何磨损腐蚀现象。近年来
我们为多家中小氮肥企业设计和
制造了不同型式的二段蒸发加热
器，使用效果均很好。幽
【1】中国环球化学工程公司，中国武汉化工工程公司《氮肥工艺设计手册 M】北
京：化学工业出版社，1988，P159，
[2】《=化学工程手册》编辑委员会《化学工程手册》第七篇[M】北京：化学工业出
版社， 1986，P62．
【3】黄永昌《金属腐蚀与防护原理》【M】上海：上海交大出版社，1989，P113．
【4】兰州石油机械研究所《换热器(中)》【M】北京：烃加工出版社，1988，P102，
【5】【美】A·约翰·塞德赖克斯《不锈钢的腐蚀》【M】北京：机械工业出版社，1986，
P23．
【6】【英】V·R普路德克《腐蚀控制与设计=》【M】北京：石油工业出版社，1983，P23，
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