亢永博 王用良

1.中國石油國際勘探開發(fā)有限公司 2.中國石油工程建設(shè)有限公司西南分公司

分子篩脫水是一種深度脫水方法，脫水后的干氣露點可以降至-100 ℃以下，該工藝技術(shù)成熟，常用于下游為中、深冷分離過程的天然氣預(yù)處理[1-2]。分子篩除用于天然氣脫水外，還可用于天然氣中微量H2S及有機硫化物的脫除，甚至可以同時脫硫脫水[3]。

再生氣空冷器是分子篩脫水法再生氣系統(tǒng)中的關(guān)鍵設(shè)備，用于冷卻高溫富再生氣。在土庫曼斯坦阿姆河右岸某處理廠日常生產(chǎn)運行過程中，分子篩脫水裝置再生氣空冷器因設(shè)備振動過大、材料腐蝕、設(shè)備結(jié)構(gòu)形式不合理和制造缺陷等原因，造成管束和管箱脹焊縫及管束本體頻繁泄漏，對裝置連續(xù)平穩(wěn)運行造成重大影響。現(xiàn)有分子篩脫水法再生氣系統(tǒng)工藝流程在再生氣空冷器發(fā)生泄漏時必須停產(chǎn)檢修，單次檢修時長為18 h以上，影響產(chǎn)量達(dá)500×104m3/(臺·次)。

為解決再生氣空冷器管束頻繁泄漏的問題，確保裝置平穩(wěn)運行，通過對工藝流程、介質(zhì)條件、設(shè)備材質(zhì)、管道布置等方面進(jìn)行分析研究，嚴(yán)格執(zhí)行土庫曼斯坦與中國現(xiàn)行相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[4-5]，參照有關(guān)國際標(biāo)準(zhǔn)[6]，結(jié)合現(xiàn)場實際情況，對現(xiàn)有工藝流程進(jìn)行優(yōu)化，實行再生氣空冷器不停產(chǎn)檢修，對提高裝置連續(xù)平穩(wěn)運行和完成冬季保供任務(wù)具有重要的意義。

1 工藝流程描述

某天然氣處理廠四塔分子篩脫水法工藝流程描述如下：分子篩脫水塔1個操作周期內(nèi)吸附12 h，再生6 h，冷卻6 h，運行期間保持兩塔吸附、一塔冷卻、一塔再生，再生氣加熱爐連續(xù)運行。具體操作狀態(tài)如表1所示。

表1 分子篩脫水塔操作狀態(tài)表周期/h塔A塔B塔C塔D0～6吸附吸附冷吹再生6～12再生吸附吸附冷吹12～18冷吹再生吸附吸附18～24吸附冷吹再生吸附

分子篩脫水工藝流程如圖1所示。濕凈化氣進(jìn)入分子篩脫水裝置后，經(jīng)濕凈化氣聚結(jié)器除去夾帶的液滴后進(jìn)入分子篩脫水塔。原料氣分為兩股，自上而下分別通過兩臺分子篩脫水塔塔A、塔B進(jìn)行吸附脫水。脫水后的干凈化氣進(jìn)入干氣粉塵過濾器，濾除分子篩粉塵后至下游脫烴裝置進(jìn)行低溫分離脫烴。

從脫水裝置出口干凈化氣管線上引出一部分氣體作為冷吹氣，冷吹氣自上而下通過剛完成再生過程的分子篩脫水塔C，以冷卻該塔。冷吹氣出塔后，經(jīng)再生氣/冷吹氣換熱器與富再生氣換熱，然后經(jīng)再生氣加熱爐加熱至300 ℃后作為貧再生氣，自下而上通過剛完成吸附過程的分子篩脫水塔D，以加熱分子篩脫水塔D床層，使吸附的水脫附進(jìn)入再生氣中。

加熱再生分子篩床層后的富再生氣經(jīng)再生氣/冷吹氣換熱器與冷吹氣換熱后，進(jìn)入再生氣空冷器冷卻，再生氣中大部分水蒸氣冷凝為液體。冷卻后的富再生氣進(jìn)入再生氣分離器進(jìn)行氣液分離，分離后的富再生氣經(jīng)再生氣壓縮機增壓后返回脫硫脫碳裝置，分離出的污水進(jìn)入凝析油穩(wěn)定裝置三相分離器[7-11]。

2 再生氣空冷器故障分析

在近3年的運行過程中，該天然氣處理廠空冷器管箱與管束脹接處及管束本體連續(xù)多次發(fā)生泄漏，多臺空冷器堵管率已接近或超過規(guī)范允許的15%。經(jīng)分析，造成再生氣空冷器泄漏的原因包括：材料腐蝕、設(shè)備振動速度過大、管嘴應(yīng)力荷載過大和設(shè)備結(jié)構(gòu)形式不合理等。

2.1 材料分析

設(shè)備用材料、焊接方式等選擇不當(dāng)或?qū)嶋H運行過程中H2S、CO2、Cl-等腐蝕性介質(zhì)含量高均可能導(dǎo)致設(shè)備材料腐蝕，發(fā)生穿孔或開裂，引起介質(zhì)泄漏。原設(shè)計按照再生氣中H2S質(zhì)量濃度為175 mg/m3進(jìn)行管箱及管束選材，均選用抗硫碳鋼，能滿足運行條件要求。但查詢再生氣空冷器廠家提供的完工資料，空冷器管束選用的材質(zhì)為20G，經(jīng)化學(xué)成分分析，部分鋼管化學(xué)成分中S元素質(zhì)量分?jǐn)?shù)超過國家標(biāo)準(zhǔn)GB/T 5310-2017《高壓鍋爐用無縫鋼管》中不大于0.015%的要求[12]。由于鋼材中S元素含量超標(biāo)，可能導(dǎo)致鋼材抗熱脆性能下降，在高溫條件下運行或加工時容易發(fā)生脆裂。由此可見，管束鋼材化學(xué)成分S元素含量超標(biāo)是導(dǎo)致再生氣空冷器滲漏的可能原因之一。

2.2 振動分析

導(dǎo)致設(shè)備振動大的原因有：電機(風(fēng)扇)轉(zhuǎn)動引起振動、介質(zhì)流速過大和出口介質(zhì)為氣液兩相流等。對該天然氣處理廠脫水裝置再生氣空冷器進(jìn)行振動檢測，振動速度為0.5～2.6 mm/s。為便于對比分析，對采用相同處理工藝的另一天然氣處理廠脫水裝置再生氣空冷器進(jìn)行振動檢測，其值為0.2～0.7 mm/s，由此可見，振動速度偏高是再生氣空冷器滲漏的可能原因之一。

對再生氣空冷器出口氣液相比例及液相流率等進(jìn)行核算，結(jié)果見表2。對再生氣空冷器進(jìn)出口管線流速進(jìn)行核算，結(jié)果見表3。

表2 某天然氣處理廠再生氣空冷器出口氣條件項目原料氣溫度/℃再生氣空冷器出口介質(zhì)條件出口溫度/℃氣相比例氣相流量/(kg·h-1)液相流量/(kg·h-1)設(shè)計條件3050.00.992 28 27065.00裝置Ⅰ2327.50.990 88 01277.96裝置Ⅱ2521.80.989 78 00596.18

表3 某天然氣處理廠再生氣空冷器進(jìn)出口管線流速核算結(jié)果項目位置流量/(m3·h-1)管道內(nèi)徑/mm壓力(G)/MPa溫度/℃氣相流速/(m·s-1)設(shè)計條件空冷器入口11 1501506.71704.2空冷器出口11 1501006.7506.9管束237256.71703.2實際運行空冷器入口10 5051506.01704.4空冷器出口10 5051006.0256.7管束279256.01704.2 注:管束按照47根計算流速,實際運行中按照單層堵管7根計算流速。

根據(jù)核算結(jié)果，再生氣空冷器出口實際溫度低于設(shè)計溫度，出口氣中液相流量明顯比設(shè)計值多。但從流速核算結(jié)果來看，再生氣空冷器進(jìn)口管線、出口管線及管束的流速均小于7 m/s，滿足設(shè)計規(guī)范的要求[5]。

2.3 管道應(yīng)力分析

查詢出廠資料，再生氣空冷器管束進(jìn)出口管嘴允許承受的彎矩和力如表4所列。采用CAESARⅡ軟件對再生氣空冷器前后管線應(yīng)力進(jìn)行校核，工況1為進(jìn)口溫度100 ℃，進(jìn)出口管嘴受力校核結(jié)果為0.728/0.694倍，力矩校核結(jié)果為0.949/0.801倍；工況2為進(jìn)口溫度170 ℃，進(jìn)出口管嘴受力校核結(jié)果為1.152/1.118倍，力矩校核結(jié)果為1.504/1.357倍。根據(jù)應(yīng)力分析，當(dāng)進(jìn)口溫度為170 ℃時，空冷器進(jìn)出口管嘴受力及力矩均大于允許值，應(yīng)優(yōu)化管道布置，以消除管道應(yīng)力對再生氣空冷器進(jìn)出口管嘴的影響。

表4 再生氣空冷器管束進(jìn)出口管嘴允許承受的彎矩和力接管公稱直徑/mm彎矩/(N·m-1)力/NMxMyMzFxFyFz1505 3507 6254 07510 00012 57512 5751002 0253 0502 0258 3506 6758 350

2.4 再生氣空冷器故障原因分析

對再生氣空冷器進(jìn)行材料選擇與腐蝕分析、介質(zhì)流量及流速校核、管道應(yīng)力校核可知，造成再生氣空冷器管束和管箱連接的脹焊縫及管束本體頻繁發(fā)生泄漏的原因可能為：①再生氣空冷器部分管束用鋼材不合格，抗熱脆性能差；②再生氣空冷器管束進(jìn)出口接管允許承受的彎矩和力大于允許值。

3 再生氣工藝流程優(yōu)化分析

再生氣系統(tǒng)工藝流程如下：經(jīng)再生氣加熱爐加熱的貧再生氣從吸附后的分子篩脫水塔底部自下而上流過，再生后從脫水塔頂部出來，經(jīng)過再生氣/冷吹氣換熱器換熱降溫，并對冷吹后氣體進(jìn)行預(yù)熱，實現(xiàn)熱量的綜合利用。換熱降溫后的富再生氣溫度為100～170 ℃，通過再生氣空冷器進(jìn)一步冷卻降溫，并在再生氣分離器中分離出液體。分離后的富再生氣經(jīng)過再生氣壓縮機加壓后返回至脫硫脫碳單元過濾分離器或脫水單元濕凈化氣聚結(jié)器入口。

通過以上流程分析可知，再生氣空冷器處于整個再生氣處理流程的后段，流經(jīng)此處的氣體已完成了分子篩脫水塔的再生，此股氣體是否能被進(jìn)一步冷卻分離對脫水裝置的脫水功能無影響。此外，再生氣的設(shè)計流量為11 150 m3/h，僅占單列設(shè)計處理量的4%，從經(jīng)濟性方面看，該股再生氣短時間內(nèi)放空在可接受范圍內(nèi)。因此，在再生氣空冷器處新增一段旁通管線，有望實現(xiàn)再生氣空冷器故障時裝置不停產(chǎn)檢修。因此，提出以下2種優(yōu)化方案，開展工藝改造方案探討。

3.1 優(yōu)化方案1

再生氣空冷器增加旁通管線及相應(yīng)閥門，旁通管線下游接入再生氣分離器入口再生氣管線，空冷器進(jìn)出口和旁通管線上閥門選用耐高溫(>170 ℃)高壓(10 MPa)抗硫閥門，通過旁通管線將高溫再生氣接入再生氣分離器，實現(xiàn)再生氣空冷器的不停產(chǎn)檢修。再生氣流向為：塔頂來高溫富再生氣→再生氣/冷吹氣換熱器→新增旁通管線→再生氣分離器→再生氣調(diào)壓放空管線→DN1 000高壓放空總管→高壓放空分離器→高壓放空火炬，見圖2。

3.2 優(yōu)化方案2

再生氣空冷器增加旁通管線及相應(yīng)閥門，旁通管線下游接入再生氣調(diào)壓放空管線調(diào)壓閥閥前管線，空冷器進(jìn)口和旁通管線上閥門選用耐高溫(>170 ℃)高壓(10 MPa)抗硫閥門，通過旁通管線將高溫再生氣接入高壓放空總管，實現(xiàn)再生氣空冷器的不停產(chǎn)檢修。再生氣流向為：塔頂來高溫富再生氣→再生氣/冷吹氣換熱器→新增旁通管線→再生氣調(diào)壓放空管線→DN1 000高壓放空總管→高壓放空分離器→高壓放空火炬，見圖3。

4 優(yōu)化工藝的可行性分析與計算

再生氣空冷器入口富再生氣工作溫度為100～170 ℃，不論采用何種方案，均會對原有放空流程中的設(shè)備、管線和閥門產(chǎn)生影響，因此，需要對高溫再生氣放空流程中的設(shè)備、管線、閥門等進(jìn)行全面復(fù)核和分析，以確定兩種方案實施的可行性。

4.1 放空管線溫度模擬計算

該天然氣處理廠共設(shè)置4列天然氣處理裝置，包括脫硫、脫水、脫烴等單元。高壓放空總管尺寸為DN1 000，路線如圖4所示。根據(jù)全廠總圖布置，第1列處理裝置高溫富再生氣放空點距放空分離器最遠(yuǎn)，約594 m；第3列處理裝置高溫富再生氣放空點距放空分離器最近，約350 m，放空分離器距火炬420～480 m。

采用HYSYS軟件對高壓放空管網(wǎng)溫度進(jìn)行模擬計算，結(jié)果如下：

(1) 放空點距放空分離器按最遠(yuǎn)距離594 m計算的高壓放空管線溫度見表5。根據(jù)計算結(jié)果，在夏季極端高溫(55 ℃)的情況下，高溫富再生氣至放空分離器的溫度已降至高壓放空分離器設(shè)計溫度100 ℃以下；當(dāng)空氣溫度低于55 ℃時，放空分離器的溫度更低。因此，在距放空分離器最遠(yuǎn)放空點進(jìn)行高溫再生氣放空，放空分離器能滿足高溫再生氣放空的要求。

表5 放空點距放空分離器594 m沿線溫度計算結(jié)果放空前溫度/℃放空后溫度/℃空氣溫度/℃放空分離器溫度/℃火炬筒體底部溫度/℃17015655896910079556359

(2) 放空點距放空分離器按最近距離350 m計算的高壓放空管溫度如表6所列。根據(jù)計算結(jié)果，在夏季極端高溫(55 ℃)的情況下，高溫再生氣至放空分離器的溫度能達(dá)到109 ℃，超過高壓放空分離器設(shè)計溫度(100 ℃)；當(dāng)空氣溫度降至40 ℃以下時，高溫再生氣至放空分離器的溫度可降至100 ℃以下。因此，距放空分離器最近放空點進(jìn)行高溫再生氣放空，需進(jìn)一步對放空分離器強度進(jìn)行復(fù)核計算，以確定放空分離器是否滿足高溫再生氣的放空要求。

表6 放空點距放空分離器350 m沿線溫度計算結(jié)果放空前溫度/℃放空后溫度/℃空氣溫度/℃放空分離器溫度/℃火炬筒體底部溫度/℃1701565510978401016520894710079556762

4.2 設(shè)備復(fù)核

高溫再生氣放空所經(jīng)過設(shè)備主要為再生氣分離器及高壓放空分離器，對兩臺設(shè)備的復(fù)核結(jié)果如下：

(1) 再生氣分離器：在設(shè)計溫度為190 ℃、設(shè)計壓力為7.92 MPa的條件下進(jìn)行強度計算，需要的鋼板厚度為54 mm，大于原設(shè)計值(48 mm)，不能滿足高溫再生氣的運行要求。

(2) 高壓放空分離器：在設(shè)計溫度為130 ℃、設(shè)計壓力為0.58 MPa的條件下進(jìn)行強度計算，需要的鋼板厚度為20 mm，等于原設(shè)計值(20 mm)，能滿足高溫放空氣的運行要求。

根據(jù)核算結(jié)果，高溫再生氣不能直接進(jìn)入再生氣分離器中，可以進(jìn)入高壓放空分離器中。因此，優(yōu)化方案1不可行，優(yōu)化方案2可行。

4.3 管道及閥門材料復(fù)核

高溫再生氣放空涉及到的管道及閥門材料主要是調(diào)壓放空管線及高壓放空管網(wǎng)，復(fù)核結(jié)果見表7。

表7 高溫再生氣放空相關(guān)管道及閥門材料復(fù)核結(jié)果位置材料類別管道等級尺寸/型號材質(zhì)設(shè)計溫度/℃設(shè)計壓力/MPa能否使用放空分離器蝶閥1.6A7DN1 000/抗硫蝸輪傳動法蘭式蝶閥KDTD341Y-25-1300.58能高壓放空管線管材1.6A7Φ1 016×10.0Q245R1700.58能管材1.6A7Φ1 219×10.0Q245R1300.58能管材1.6A7Φ219.1×6.520G,抗HIC1700.58能管材1.6A7Φ168.3×5.520G,抗HIC1700.58能管材1.6A7Φ114.3×5.020G,抗HIC1700.58能管材1.6A7Φ88.9×4.520G,抗HIC1700.58能管材1.6A7Φ60.3×4.020G,抗HIC1700.58能再生氣管線管材10A4Φ114.3×11.020G,抗HIC1706.70能 調(diào)壓放空管線管材10A4Φ88.9×7.520G,抗HIC1706.70能管材10A4Φ48.3×7.020G,抗HIC1706.70能管材10A4Φ26.9×5.520G,抗HIC1706.70能管材10A4Φ21.3×5.020G,抗HIC1706.70能球閥10A4DN80/KQ47Y-100-1706.70能球閥10A4DN20/KQ41Y-100-1706.70能截止閥10A4DN80/KJ4IY-100-1706.70能自控調(diào)節(jié)閥10A4DN40/FV-1203-1706.70能

根據(jù)表7所示核算結(jié)果，高溫再生氣放空相關(guān)的閥門、管道均可滿足新工況的使用要求，優(yōu)化方案2可行。

4.4 放空管道應(yīng)力復(fù)核

4.4.1調(diào)壓放空管線OG-1226應(yīng)力核算

采用CAESARⅡ軟件對調(diào)壓放空管線進(jìn)行應(yīng)力校核，工作溫度在170 ℃下調(diào)壓放空管線應(yīng)力為164 585.9 Pa，是操作規(guī)范許用應(yīng)力的119.5%。因此，需要在調(diào)壓放空管線接入DN 1 000放空總管前、跨越系統(tǒng)管架處增加管線支撐等措施，以削減管道應(yīng)力。

4.4.2放空總管DN1000應(yīng)力核算

為了考查溫度變化對放空管網(wǎng)應(yīng)力的影響，采用CAESARⅡ軟件對以下3種溫度變化工況進(jìn)行了應(yīng)力核算，結(jié)果見表8。

表8 3種溫度變化工況下放空總管DN1 000應(yīng)力核算結(jié)果工況管道應(yīng)力/Pa規(guī)范允許應(yīng)力/Pa百分比/%常溫～100 ℃12 625.7309 586.04.1常溫～170 ℃44 123.0206 808.221.3100 ℃～170 ℃36 617.4206 808.217.7

根據(jù)核算結(jié)果，3種溫度變化工況發(fā)生的最大管道應(yīng)力為規(guī)范允許應(yīng)力的21.3%，滿足規(guī)范要求，優(yōu)化方案2可行。

4.5 DN 1 000放空總管熱位移核算

由于原高壓放空系統(tǒng)已設(shè)計有管道支撐及π形彎等消除熱位移的措施，因此，只需核算最大直管段的熱位移即可。根據(jù)DN 1 000高壓放空總管路線圖可知，最長直管段為脫硫裝置至高壓放空分離器管道，長度130 m。對此段管線進(jìn)行熱位移計算，結(jié)果如下：

調(diào)整放空溫度后，熱膨脹系數(shù)由0.000 955 cm/cm變?yōu)?.001 735 cm/cm，單側(cè)熱位移增加130/2×(0.001 735-0.000 955)=50.7 mm，低于放空總管與附近管線的凈空距(200 mm)，對現(xiàn)有管道系統(tǒng)的影響可控，優(yōu)化方案2可行。

5 再生氣系統(tǒng)優(yōu)化改造方案

通過對高溫再生氣進(jìn)入高壓放空系統(tǒng)涉及的管線、閥門、設(shè)備進(jìn)行溫度、強度、材料、應(yīng)力、熱位移等復(fù)核計算，優(yōu)化方案2將再生氣空冷器入口高溫再生氣接入再生氣調(diào)壓放空管線可行，通過調(diào)壓放空閥調(diào)壓后進(jìn)入DN1 000放空總管。

(1) 在再生氣空冷器入口新增一段放空管線，在再生氣空冷器進(jìn)出口管線上增加關(guān)斷閥門，滿足裝置不停產(chǎn)檢修再生氣空冷器的操作要求。

(2) 為避免放空系統(tǒng)吹掃置換不完全造成的施工風(fēng)險，并充分利用調(diào)壓放空管線上調(diào)壓放空閥及前后手動閥門，高溫再生氣放空動火連頭點應(yīng)在調(diào)壓閥及前手閥之間。

(3) 調(diào)壓放空管線在170 ℃時的應(yīng)力是操作規(guī)范許用應(yīng)力的119.5%，因此，需要在調(diào)壓放空管線接入DN1 000放空總管前、跨越系統(tǒng)管架處增加管線支撐，削減管道應(yīng)力，以滿足高溫再生氣放空要求。

(4) 為了方便空冷器檢修時進(jìn)行氮氣置換和蒸汽吹掃，還應(yīng)在空冷器進(jìn)出口管線上增設(shè)排液或吹掃甩頭；為了檢修結(jié)束后順利復(fù)產(chǎn)，在空冷器進(jìn)口閥門處增設(shè)建壓旁通管線；為了確保檢修期間的安全，出口管線閥門及旁通建壓閥需增設(shè)“8”字盲板。

(5) 對再生氣空冷器進(jìn)出口管道布置進(jìn)行調(diào)整，以滿足應(yīng)力要求，改造前后管道布置見圖5。

6 結(jié)論

(1) 再生氣空冷器的故障原因是部分管束所用鋼材不合格，再生氣中含H2S造成材料腐蝕，同時，再生氣空冷器進(jìn)出口管線布置不合理，造成管嘴承受的彎矩和力大于允許值。

(2) 再生氣系統(tǒng)優(yōu)化改造方案通過審查并在全廠停檢修期間進(jìn)行了施工，在2021-2022年冬季保供期間，依靠改造后的工藝方案實施了13次不停產(chǎn)檢修，保障了脫水裝置的正常運行。

(3) 改造后，在實施不停產(chǎn)檢修空冷器時，再生氣工藝流程優(yōu)化為：塔頂來高溫富再生氣→再生氣/冷吹氣換熱器→新增旁通管線→再生氣調(diào)壓放空管線→DN1 000高壓放空總管→高壓放空分離器→高壓放空火炬。