加氫裂化裝置高壓纏繞管式換熱器管道設計探討

王京紅　龐偉

（中石化洛陽工程有限公司)

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加氫裂化裝置高壓纏繞管式換熱器管道設計探討

王京紅*龐偉

（中石化洛陽工程有限公司)

結合某加氫裂化裝置高壓纏繞管式換熱器的管道設計，從設備平面布置、管道布置、管道材料和管道應力等方面進行了系統論述，并對纏繞管式換熱器提出了一種新的換熱介質流向方案。從管道長度、管道二次應力、設備管口受力以及設備法蘭泄漏幾個方面，將新的換熱介質流向方案與傳統的換熱介質流向方案進行了對比，新方案對于減少管道投資有不錯的效果。

纏繞管式換熱器管道設計加氫裂化換熱介質流向法蘭

0　前言

纏繞管式換熱器廣泛應用于化工裝置，近年來也開始陸續(xù)應用于煉油裝置。目前在加氫精制、加氫裂化裝置上，高壓換熱器應用得比較多的是螺紋鎖緊環(huán)換熱器。纏繞管式換熱器與螺紋鎖緊環(huán)換熱器相比，兩者結構差異較大，前者具有以下幾個優(yōu)點。

（1）節(jié)省材料。高效單旋式換熱器傳熱系數高、結構緊湊，單臺高效單旋式換熱器即可達到多臺普通列管式換熱器的換熱要求。

（2）降低能耗。高壓換熱器采用高效單旋式換熱器后，隨換熱器效率的提高，原料氣反應前加熱爐的負荷相應下降，燃料消耗明顯降低，經濟效益和社會效益顯著[1]。

（3）節(jié)省投資。高效單旋式換熱器作為高效緊湊型換熱設備，與常規(guī)換熱器相比，在相同條件下可減少設備數量、減少占地面積，在節(jié)省設備投資的同時也可減少管線投資。占地面積優(yōu)勢對于裝置的改擴建起著重要作用；對于新建裝置,在當前土地資源緊缺的情況下也起著巨大的作用。

高壓換熱器在加氫裝置上屬于核心設備。不論換熱器采用何種形式，與其相連的管線設計得合理與否，都將直接影響加氫裝置能否安全穩(wěn)定運行。高壓換熱器管道是加氫裂化裝置中極具代表性的重要管系。其主要特征為：操作溫度高，操作壓力高，管道直徑較大，管壁較厚，多數情況為采用合金鋼或者不銹鋼制作。

雖然高壓換熱器的工藝流程相對較簡單,但配管的設計還是有難度的。主要的難點在于管道的熱膨脹會對高壓換熱器產生較大的作用力。其原因有以下幾方面:（1）介質操作溫度高，可達400℃以上，因而管道膨脹量大。（2）介質操作壓力高，可達18 MPa以上，因而管道壁較厚 (Sch140以上)，管道自身柔性較差。（3）高壓換熱器之間空間比較狹小，調整管道走向沒有很大的余地，通常需要通過增加管線長度的方法來吸收熱膨脹。

傳統的螺紋鎖緊環(huán)換熱器與高壓管道通常采用對焊形式連接，但纏繞管式換熱器與之不同。纏繞管換熱器由于無法通過抽出管束或者退殼等方法對管束及殼體內部進行檢修，高壓管道與換熱器間須采用法蘭形式連接，以便在需要時能通過法蘭口對其內部元件及管束進行檢修維護。由于高壓管道自身剛度較大，與反應器管道布置相似，連接高壓纏繞管換熱器管殼程的每段管線上均需要設置可拆卸短節(jié)。在對管系進行應力分析時，一般通過合理的管道布置使管系得到自然補償，并在合適的位置設置彈簧支吊架以解決管道對高壓換熱器作用力過大的問題。因為采用法蘭連接會增加管系泄漏點，所以對法蘭泄漏的校核也是該管系應力分析的重要任務之一。此外該部分管線由于氫氣、硫化氫和銨鹽等物質的存在，設備及管道的腐蝕情況非常復雜。

1　工藝流程

加氫裂化裝置高壓換熱器部分工藝流程相對簡單，一般為反應器進料、氫氣、汽提塔底液等冷物料與反應餾出物、熱高分氣等熱物料通過熱量交換實現熱量的合理有效利用。通常，被加熱的流體宜下進上出，被冷卻的流體宜上進下出。這個原則主要是從流體密度改變來考慮的。熱流在流動傳熱過程中，流體密度會沿流動方向即溫度下降方向越來越大，從而會形成阻滯區(qū)，阻礙流體流動。當熱物流進入換熱器的方向為上進下出時，重力下降作用有助于消除阻滯區(qū)的影響；相反，熱物流下進上出時會增加阻滯區(qū)的影響。在同種介質內部宜避免由于溫差 （密度差）引起的空間逆向對流。介質的溫差越大，流體的自然對流越強，形成的滯留帶的影響就越明顯。因此介質進出口位置一般宜按熱流體上進下出、冷流體下進上出的原則來設計，以減小滯留帶的影響，提高傳熱效率[2]。

2　加氫裂化裝置反應部分的平面布置

在進行加氫裂化裝置平面布置時，首先要結合已有的地形情況，在滿足工藝流程的前提下，按物流順序進行設備布置。通常情況下，裝置的平面布置決定了管道走向，但反過來，一些有特殊工藝要求的管道有時也制約著平面布置，所以在滿足工藝要求的情況下合理布置相關設備就顯得尤為重要。

根據《石油化工企業(yè)設計防火規(guī)范》規(guī)定：加氫裂化、加氫精制裝置等的反應加熱爐與反應器，因其加熱爐的轉油線生產要求溫降和壓降應盡量小，且該管道材質是不銹鋼或合金鋼，價格昂貴，所以反應加熱爐與反應器的防火間距不限。反應器一般位于反應產物換熱器和反應加熱爐之間，反應產物換熱器一般緊靠反應器布置，所以反應產物換熱器與反應加熱爐之間防火間距也不限[3]。由于纏繞管換熱器本體支撐形式采用支座式，需安裝在構架上，所以按照工藝流程順序布置反應器、高壓換熱器以及熱高壓分離器，高壓換熱器和熱高壓分離器就布置在同一構架內。在滿足操作維修要求以及管系應力分析的前提下，反應器和高壓換熱器布置得越緊湊越好，這樣可縮短不銹鋼管道長度，減小壓降，減少介質在管道內結焦的可能性，為長周期安全生產創(chuàng)造條件，同時還可節(jié)約工程投資。某廠210萬t/a加氫裂化裝置反應部分的平面布置見圖1。

3　高壓換熱器管道布置

對于纏繞管式換熱器來說，通常換熱器本體長度較長。設計換熱器管殼程流體進出方向時，若按常規(guī)設計，不論冷物料走管程還是殼程，宜下進上出，而熱物料宜上進下出。冷、熱物料從一臺換熱器流出后，經過一段管道再進入下一臺換熱器。兩臺換熱器之間的連接管道布置，就豎直管道部分而言，需要增加一段對應整個換熱器長度的管道。對于高壓換熱器管道來說，其管徑大，管壁厚度大，管道的成本較高。為了節(jié)省管道投資，在某廠210 萬t/a加氫裂化裝置的設計過程中，經與工藝、設備等專業(yè)部門聯合評審，確定該裝置的幾臺高壓纏繞管換熱器采用熱流體下進上出、冷流體上進下出的進料方式，使串聯的高壓纏繞管換熱器之間的連接管道縮短，即熱流體從前一臺換熱器底部流出后，直接進入下一臺換熱器底部 (下文簡稱 “底出底進”)。該方案與傳統的方案 (下文簡稱 “底出頂進”)相比，減少了管線長度，但該方案在一定程度上會造成流體空間對流，降低換熱效率。經過工藝專業(yè)部門與換熱器供應商核算，確定選取換熱物料溫差相對較小的換熱器作為試驗對象進行試驗。試驗結果表明，調整前、后兩方案換熱器成本及換熱效率均變化較小，故新方案可行。換熱器管殼程進料方向調整前后管道布置如圖2、圖3所示。圖2中左邊管線管號P-10603，長度32 m；右邊管線管號P-10602，長度29.5 m。圖3中左邊管線管號P-10603，長度18 m；右邊管線管號P-10602，長度13.5 m?？梢钥闯?，試驗方案 “底出底進”在管線長度方面比傳統方案 “底出頂進”有大幅的減少。纏繞管式換熱器本體長度越長，兩種方案的管線長度相差就越大。

進行高壓換熱器管道設計時，要求高壓換熱器設備的管嘴其受力滿足允許的受力條件，管道的熱應力不超過管道的許用應力，同時管道布置應盡可能短，盡量少拐彎。在管道設計時，還要充分考慮管道自身的較大熱位移，避免操作時管道和框架梁及斜撐相碰。高壓換熱器管殼程進出口管道均應進行詳細的管道應力計算。垂直管道較長時，應考慮在立管處設置導向支架。為方便高壓換熱器進出口管道的安裝及檢修，管殼程進出口法蘭彎頭處應設置一對高壓拆卸法蘭。

高壓纏繞管換熱器進出口法蘭和可拆卸短管法蘭處均應設置消防蒸汽環(huán)管，消防蒸汽環(huán)管固定于法蘭處。每個消防蒸汽環(huán)均應設置一個切斷閥。切斷閥應集中布置在明顯、安全和開啟方便的地方，通常布置在距消防環(huán)管半徑7.5 m之外的地面處。

圖1　某廠加氫裂化裝置反應部分的平面布置

圖2　底出頂進方案管道布置

圖3　底出底進方案管道布置

4　高壓換熱器管道腐蝕機理及材料選用

4.1腐蝕類型

加氫裂化原料一般主要成分為大分子烴類,同時含有Cl、N、S等雜質，這些雜質在反應過程中會形成具有腐蝕性的介質環(huán)境。高壓換熱器管道的突出特點是操作壓力高，操作溫度跨度范圍較寬(95～420℃)。在高溫范圍 （240℃以上），管道可能存在高溫氫+硫化氫腐蝕以及高溫硫腐蝕；在低溫范圍，管道可能存在濕硫化氫腐蝕以及銨鹽腐蝕等。同時，管系還可能處于氫氣、硫化氫、環(huán)烷酸(根據介質情況)及連多硫酸等多重介質存在的苛刻工況。因此選材正確和產品質量穩(wěn)定、可靠是保證裝置長周期運行的關鍵因素。

高壓換熱器管道主要存在以下幾種腐蝕類型：

（1）氫腐蝕;（2）高溫氫+硫化氫腐蝕;（3）高溫硫腐蝕;（4）NH4Cl及NH4HS腐蝕;（5）濕H2S腐蝕;（6）連多硫酸腐蝕。

4.2材料選用

合理的選材是保證裝置長周期、安全平穩(wěn)運行的前提條件。管道材料的選用應根據介質條件、腐蝕環(huán)境等綜合情況來確定。

（1）對于操作溫度等于或高于200℃，介質中含有氫氣的工況，在選用碳鋼或合金鋼管道材料時，可依據Nelson曲線選擇合適的抗氫鋼材。一般情況下,200℃以下可以選用碳鋼。

（2）用于高溫H2+H2S環(huán)境中的管道，首先根據 Nelson曲線進行預選材，然后根據 Couper-Gorman曲線估算預選材質的腐蝕速率，所選材質的腐蝕速率不宜超過0.25 mm/a。反應部分的高溫氫氣管道、高溫混氫進料管道以及反應餾出物管道等常選用TP321或TP347不銹鋼。

(3）反應部分高溫原料油管道存在高溫硫腐蝕。高溫硫腐蝕是一種均勻腐蝕,可先按McConomy曲線核算年腐蝕速率，然后以可以接受的腐蝕速率來確定所要使用的材料。

（4）對于銨鹽腐蝕，國內通常采用碳鋼加大腐蝕余量的方法來解決銨鹽腐蝕問題。換熱器到高壓空冷之間的管道可選用6 mm腐蝕余量。

（5）在濕H2S氣相條件下，一般可選用碳鋼作為主管材，并應滿足抗硫化物應力腐蝕開裂(SSCC)要求。在濕H2S液相或氣液混相條件下，應根據H2S含量及液相酸堿度等選擇適宜的材料。

（6）在連多硫酸應力腐蝕環(huán)境下，可能產生連多硫酸應力腐蝕開裂，故奧氏體不銹鋼應選用超低碳或穩(wěn)定化型不銹鋼[4]。

綜合考慮以上各種腐蝕因素，對反應器到熱高壓分離器之間的高壓換熱器管道可選擇TP347或 TP321材料，具體選用哪種材料還需通過壁厚計算并結合鋼材的具體性能來確定，以實現選材的安全經濟合理。熱高分氣通過換熱后溫度可降至200℃以下，用于此物料的換熱器管道宜選用碳鋼A106。

4.3壁厚計算

管號為P-10603的管道其介質自高壓換熱器(E102)管程出口流至高壓換熱器(E103)殼程入口。該管道工藝參數如下：公稱直徑DN450、設計溫度337℃、設計壓力17.17 MPa，工藝介質為氫氣、油氣和硫化氫。根據上述選材原則，腐蝕余量按1.6 mm考慮，材料厚度偏差按±12.5%考慮。根據SH/T 3059—2012標準規(guī)定，當直管計算壁厚小于管子外徑Do的1/6時，可按式（1）計算得出TP321 和 TP347材料的計算壁厚分別為 35.65 mm和28.36 mm。從計算結果可知，在管道布置完全一致的前提下，選用TP347得出的計算壁厚比TP321減少20.45%。選用TP347時壁厚較小，管道柔性相對較好，有利于管道布置。由式 （2）可以計算出選用TP347時名義厚度為35 mm，根據ASME B36.10按照標準壁厚選取Sch140的壁厚即可。

式中t——直管的計算壁厚，mm;

p——設計壓力，MPa;

Do——鋼管外徑，mm;

[σ]t——設計溫度下管子材料許用應力，MPa;

φ——焊縫系數，無縫鋼管取1;

W——焊縫接頭強度降低系數;

Y——溫度對計算直管壁厚公式的修正系數;

T——名義厚度，mm;

C1——材料厚度負偏差，mm;

C2——腐蝕、沖蝕裕量，mm;

C3——機械加工深度，mm;

C4——厚度圓整值，mm。

5　應力分析與支吊架設置

對管道進行應力分析的目的是保證管道在設計條件下具有足夠的柔性，防止管道由于熱脹冷縮、端點附加位移、管道支撐設置不當等原因造成下列問題：（1）管道應力過大引起金屬疲勞;（2）管道連接處或法蘭產生泄漏;（3）管道推力或力矩過大，使與其相連接的設備產生過大的應力或變形，影響設備正常運行。

5.1方案比較

為了方便比較兩方案，選取圖2、圖3中左邊管線作為分析對象。該管線管號為P-10603，圖中與其相連的兩臺換熱器位號分別為E-103(左)和E-102(右)，E-102管程出口定義為點10，E-103殼程入口定義為點80，管道材質為A312 TP347不銹鋼，公稱直徑DN450，計算壁厚28.36 mm，設計溫度337℃，設計壓力17.17 MPa，工藝介質為油氣、氫氣和硫化氫。通過采用應力分析專業(yè)軟件CAESARⅡ對該管線進行應力分析。

5.1.1管道應力

通過應力分析可看出，兩種方案中各節(jié)點二次應力值相差不大，二次應力與許用應力之比均介于0.25～0.31之間。各節(jié)點中出現的最大二次應力值與管道許用應力具體數值如表1所示。與傳統 “底出頂進”方案的31%相比，試驗方案 （“底出底進”）各節(jié)點處二次應力最大值與許用應力值的百分比為29%，兩種方案在二次應力方面差別不大。

表1　兩種方案的二次應力比較

5.1.2設備管嘴的受力比較

兩種方案中設備管嘴受力如表2所示，試驗方案與傳統方案相比，管嘴在x方向受力明顯增大，y和z方向的力矩也明顯增大。這是由于豎直管段的減少，兩臺換熱器間管線在x方向的熱脹無法通過豎直管段進行較好的補償。

5.1.3法蘭泄漏校核

管道的法蘭連接處均須進行密封面受力校核。作用于法蘭的力和力矩應同時滿足下列要求：

表2　兩種方案中管道對設備管嘴的作用力

式中pp——管道的設計壓力，MPa;

pf——法蘭按溫壓曲線對應的壓力，MPa;

peq——力矩和力產生的當量壓力，MPa;

M——法蘭連接處承受的彎矩，N·mm;

F——法蘭連接處承受的軸向拉力，N;

DG——墊片壓緊力作用中心圓直徑，mm。

管道的設計壓力pp為17.17 MPa，法蘭的壓力等級為CL2500。根據溫-壓曲線查得，在設計溫度337℃下，法蘭最高使用壓力為28.21 MPa，兩種方案下對設備管口法蘭進行泄漏校核，計算結果列于表3。當量壓力peq與管道壓力pp之和小于 pf，法蘭不會泄漏。

通過分析結果可以看出，兩種方案在二次應力上差異不大，但從設備管嘴受力上來看，試驗方案比傳統方案管嘴在x方向受力以及y、z方向力矩都有明顯增大，但兩方案經計算設備法蘭處均不會出現泄漏。

5.2管道支吊架

高壓管道和不銹鋼管道應盡量采用管卡式管托和管道吊架，盡量避免或減少使用焊接型的管托和管道吊架。由于連接高壓換熱器的管道溫度高、位移大，為保證支架不脫空，需在合適的位置設置彈簧支吊架。在選用彈簧支吊架時，盡量選用彈簧吊架，吊架吊桿的長度不宜過短，須保證熱態(tài)工況下吊桿的偏移角度不超過4°。

表3　兩種方案下設備管嘴法蘭的泄漏校核

6　結束語

本文針對加氫裂化裝置核心設備高壓纏繞管式換熱器的管道設計，從設備平面布置、管道布置、管道材料選用和管道應力計算等方面進行了系統論述，并對纏繞管換熱器管道布置提出了一種新的換熱介質流向試驗方案。從管道二次應力、設備管口受力以及設備法蘭泄漏幾個方面，將新的換熱介質流向方案與傳統的換熱介質流向方案做了比較。

加氫裂化裝置高壓換熱器管道選材時，需綜合考慮管系操作溫度高，操作壓力高，處于氫氣、油氣、硫化氫等多種介質共存的復雜環(huán)境等特點，管線材料可能出現氫腐蝕、硫化氫腐蝕、銨鹽腐蝕等問題。經過對管道可能存在的腐蝕情況進行分析比較，用于高溫、高壓的臨氫管道宜選用穩(wěn)定化型的奧氏體不銹鋼。此外，經過分析計算，同等設計條件下選用TP347作為管道主材，計算壁厚可比選用TP321減少20%左右，可大大減少熱態(tài)工況下管道對設備管嘴的作用力，降低法蘭泄漏風險，保障裝置長周期安全穩(wěn)定運行。

在本項目實例中，試驗方案與傳統方案相比，二次應力方面兩者沒有明顯差異。雖然在設備受力方面不如傳統方案，但對于高壓設備來說，試驗方案中管嘴受力也在較為合理范圍內，增大的受力不會導致設備制造成本上升，試驗方案可有效減少不銹鋼高壓管道的長度，降低了壓降，節(jié)省了投資，具有實際應用意義。高壓纏繞管換熱器本體長度越長，相比螺紋鎖緊環(huán)換熱器優(yōu)勢越明顯，這就意味著若使用傳統進料方案會大幅增加管道長度。兩種方案各有優(yōu)缺點，傳統方案在管系受力尤其是設備管嘴受力上具有優(yōu)勢。但需要特別注意的是，實際應用試驗方案前，需根據實際情況先進行分析計算，在設備受力允許的情況下，選用試驗方案，這對于減少管道投資有不錯的效果。

[1]張賢安.高效纏繞管式換熱器的節(jié)能分析與工業(yè)應用[J].壓力容器,2008,25:54-57.

[2]柴誠敬.化工流體流動與傳熱 [M].北京：化學工業(yè)出版社，2007.

[3]中國石化集團洛陽石油化工工程公司．GB 50160—2008石油化工企業(yè)設計防火規(guī)范 [S]．北京：中國計劃出版社，2013．

[4]中國石化工程建設有限公司．SH/T 3059—2012石油化工管道設計器材選用規(guī)范 ［S］．北京：中國石化出版社，2013．

Discussion on the Design of High Pressure Wound-tube Heat Exchanger Pipe of Hydrocracking Unit

Wang JinghongPan Wei

According to the design of the high pressure wound-tube heat exchanger pipe of one hydrocracking unit,the systematic discussion is carried out in respect of several aspects including equipment layout,piping layout, pipe materials and pipe stress.Meanwhile,a new flow direction of the heat-transfer medium for the wound-tube heat exchanger is presented.Compared with the tranditional flow direction from the following aspects including pipeline length,secondary stress,equipment force and flange leakage,the scheme with the new flow direction has lower investment on pipelines.

Wound-tube heat exchanger;Piping design;Hydrocracking;Heat-transfer medium;Flow direction;Flange

TQ 055.8DOI：10.16759/j.cnki.issn.1007-7251.2016.06.003

2016-04-18)

*王京紅，女，1968年生，高級工程師。洛陽市，471003。