丁建亞，王俊杰，葉世強(qiáng)，王英杰，潘榮健

(鎮(zhèn)海石化工程股份有限公司，浙江 寧波 315000)

加氫反應(yīng)是放熱反應(yīng)，高溫、臨氫等苛刻的操作條件使得反應(yīng)器入口的管口法蘭處應(yīng)力校核難以通過。為了保障加氫反應(yīng)器能夠長周期平穩(wěn)運(yùn)行，配管設(shè)計(jì)應(yīng)充分考慮到高溫狀態(tài)下管道的柔性，通過合理設(shè)置管道支架、規(guī)劃管道走向，減少因應(yīng)力原因造成的管道損傷[1]。

本文以某石化裝置電加熱器H101出口至加氫反應(yīng)器F101入口管線優(yōu)化的實(shí)際案例為基礎(chǔ),對(duì)比分析多種優(yōu)化方案的法蘭應(yīng)力校核結(jié)果，進(jìn)而對(duì)配管方案進(jìn)行優(yōu)化。

1 理論標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)一般經(jīng)驗(yàn)，管道上法蘭處的應(yīng)力(不計(jì)內(nèi)壓產(chǎn)生的管道應(yīng)力)應(yīng)控制在相應(yīng)溫度下的法蘭最大允許工作壓力以下，則不會(huì)發(fā)生泄漏[2]。當(dāng)量壓力法[3]是一種較為準(zhǔn)確的法蘭校核方法，可將法蘭所承受的外力和力矩折合為當(dāng)量壓力Peq以表示法蘭處所受應(yīng)力，具體可按式(1)計(jì)算：

Peq=16M×1000/(π×D3)+4×F/(π×D2)

(1)

式中，Peq為當(dāng)量壓力，MPa；M為法蘭承受的彎曲力矩，N·m；F為法蘭承受的拉力，N；D為墊片的計(jì)算直徑，mm。

法蘭的計(jì)算壓力按式(2)計(jì)算：

P=P1+Peq

(2)

式中，P1為管道的工作壓力，MPa。

法蘭的詳細(xì)計(jì)算方法見國家標(biāo)準(zhǔn)鋼制壓力容器GB150[4]標(biāo)準(zhǔn)。本文采用CAESAR II中的法蘭校核模塊進(jìn)行核算，通過模擬計(jì)算出法蘭的計(jì)算壓力與相應(yīng)溫度下的法蘭最大允許工作壓力，并進(jìn)行對(duì)比。其比率小于100%即可認(rèn)為法蘭校核通過，但在實(shí)際設(shè)計(jì)中，為了留出足夠裕量，其比率最大一般不超過80%。

2 案例分析

本案例來自溶劑油加氫裝置。加氫反應(yīng)器F101與電加熱器H101的相對(duì)位置見圖1。加氫反應(yīng)器材質(zhì)為15CrMoR、電加熱器筒體材質(zhì)為S32168III，兩臺(tái)設(shè)備管口公稱直徑均為250 mm,公稱壓力均為PN110(10.0 MPa)。溶劑油加氫裝置在生產(chǎn)時(shí)主要有運(yùn)行態(tài)和預(yù)硫化態(tài)兩種工況，反應(yīng)器入口管線在不同工況下的參數(shù)見表1。裝置原始配管方案見圖2。

圖1 設(shè)備平面布置

表1 反應(yīng)器入口管線基本參數(shù)

圖2 原始配管方案

由于預(yù)硫化態(tài)在實(shí)際生產(chǎn)中時(shí)間不長，設(shè)計(jì)人員在原始配管方案時(shí)僅考慮了運(yùn)行態(tài)下的管道工況。加氫反應(yīng)器F101與電加熱器H101間的管線基本以最經(jīng)濟(jì)的方式連接，僅在反應(yīng)器出口設(shè)置一臺(tái)TD30C12型號(hào)的彈簧，此種配管方案柔性不足，通常只適用于常溫、小管徑的管道系統(tǒng)[5，7]。其管口受力情況見表2，管口法蘭校核情況見表3。

由表2、表3可以看出，原始配管方案在運(yùn)行態(tài)的90 ℃工況下，勉強(qiáng)可以做到應(yīng)力不超標(biāo)。當(dāng)溫度達(dá)到預(yù)硫化態(tài)的350 ℃時(shí)，各管口Y/Z兩個(gè)方向受力增大，其工作壓力與最大允許工作壓力的比率遠(yuǎn)遠(yuǎn)超出100%，理論上來說，法蘭存在較大的泄漏風(fēng)險(xiǎn)。而在實(shí)際生產(chǎn)的預(yù)硫化過程中，反應(yīng)器入口管線南北向膨脹量和反應(yīng)器自身膨脹量過大，現(xiàn)場通過肉眼可見的管道位移能夠明顯觀察到應(yīng)力集中在電熱器H101的出口管嘴上，發(fā)生了小區(qū)域的塑性形變[4]，與模擬計(jì)算的結(jié)論相同。

表2 原始配管方案管口受力情況

表3 原始配管方案管口法蘭校核情況

3 改造方案比選

為了優(yōu)化預(yù)硫化態(tài)時(shí)各管口Y/Z兩個(gè)方向上的受力，現(xiàn)對(duì)兩種較為合適的方案進(jìn)行比選。運(yùn)行態(tài)管口法蘭校核易于通過，以下方案比選時(shí)不再贅述。改造方案對(duì)比見圖3。方案1通過Y向豎管及X向的雙π彎補(bǔ)償增加了管道柔性，在不設(shè)彈簧的情況下，吸收了Z方向的推力，使加氫反應(yīng)器和電加熱器管口FZ值減少了很多，同時(shí)MX值也減少了很多，管口扭矩得到較大改善。但該方案使加氫反應(yīng)器入口管道彎頭過多，增大了管道壓降，且在改造過程中受限于現(xiàn)場管位，實(shí)施過程難度較大。方案2因原有TD30C12型彈簧載荷變化率及位移量超標(biāo)，將原有TD30C12型彈簧更換為TD120C15型彈簧，在現(xiàn)有管位緊張的條件下，僅在電加熱器出口處設(shè)置小型π彎補(bǔ)償。此方案在保證管道柔性的前提下，盡量減少了應(yīng)力優(yōu)化帶來的管道壓降，降低了施工難度。兩方案管口受力及法蘭校核對(duì)比見表4、表5，其管口受力及法蘭校核均滿足要求，但是綜合比較來看，方案2更優(yōu)。

圖3 改造方案對(duì)比

表4 改造方案預(yù)硫化態(tài)管口受力對(duì)比

表5 改造方案預(yù)硫化態(tài)法蘭校核對(duì)比

4 方案優(yōu)化與可行性分析

盡管方案2通過了法蘭校核，但電加熱器管口法蘭校核比率仍大于80%。根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際情況，方案2已在有限的空間內(nèi)做到了管路優(yōu)化，通過管位微調(diào)幾乎無法將電加熱器管口法蘭校核比率降至更低，需要從其他方向入手來解決。通過觀察表4、表5，可以發(fā)現(xiàn)造成電加熱器管口工作壓力過大的原因主要是FZ值過大，除去管道布置的因素，影響FZ值的主要變量是電加熱器設(shè)備自身的膨脹量，也就是其管口初始位移。根據(jù)圖1所示電加熱器固定端的位置，在預(yù)硫化態(tài)350 ℃的情況下，我們所計(jì)算出的管口Z方向初始位移約為18mm。方案2就是在此基礎(chǔ)上優(yōu)化得出的結(jié)果。如果將電加熱器鞍座底板的固定端與滑動(dòng)端位置對(duì)調(diào)，在同樣的工況下可計(jì)算出管口Z方向初始位移降低至約5 mm。以此為基礎(chǔ)進(jìn)行重新模擬校核得到方案3，其管口受力及法蘭校核對(duì)比見表6、表7，可見FZ值減小，電加熱器管口工作壓力成功降低，法蘭校核比率降至77.53%。此方案在方案2的基礎(chǔ)上，僅需對(duì)電加熱器的鞍座底板進(jìn)行適當(dāng)改造，具有很高的可行性。

表6 方案3預(yù)硫化態(tài)管口受力

表7 方案3硫化態(tài)法蘭校核

5 結(jié)語

加氫反應(yīng)器作為加氫裝置的核心，其入口管線的應(yīng)力分析及配管優(yōu)化一直是配管設(shè)計(jì)的重中之重。設(shè)計(jì)人員在配管新建項(xiàng)目設(shè)計(jì)中，首先要考慮到不同工況對(duì)設(shè)備管口應(yīng)力的影響。

在制定配管方案時(shí)，還應(yīng)充分考慮到高溫狀態(tài)下管道的柔性，減少因應(yīng)力原因造成的管道損傷，同時(shí)在熱應(yīng)力管線周圍應(yīng)預(yù)留足夠的空間，以避免在后續(xù)修改管道路的過程中，因空間局促而出現(xiàn)與其他管線碰撞的情況。在改造項(xiàng)目設(shè)計(jì)中，設(shè)計(jì)人員應(yīng)利用現(xiàn)場現(xiàn)有條件對(duì)管道柔性進(jìn)行最大程度優(yōu)化，在管道布置無法進(jìn)一步降低應(yīng)力的同時(shí)，要通過設(shè)備自身膨脹來控制管口初始位移的方式來消解部分應(yīng)力。此外，配管過程中應(yīng)綜合考慮管道壓降、施工難度、現(xiàn)場空間等多方面因素，在保證法蘭校核滿足要求的情況下，使管路更加簡潔、經(jīng)濟(jì)。