吳升元

(中石化廣州工程有限公司，廣東 廣州 510000)

塔是實(shí)現(xiàn)介質(zhì)組分分離的傳質(zhì)和傳熱單元設(shè)備，用于蒸餾、吸收和解吸等物理分離過(guò)程。塔器的管道設(shè)計(jì)，是石油化工設(shè)計(jì)的重要組成部分。由于塔器需要與包括回流罐、重沸器以及空冷器在內(nèi)的多種設(shè)備緊密相連，以及用于側(cè)線產(chǎn)品或中段循環(huán)取熱的進(jìn)出物流，使得敷塔管線較為復(fù)雜[1-2]。

圖1 某煉廠潤(rùn)滑油加氫異構(gòu)裝置流程簡(jiǎn)圖

如圖1所示為某煉廠40萬(wàn)t/a加氫異構(gòu)裝置流程簡(jiǎn)圖，采用加氫裂化尾油作為原料，通過(guò)加氫脫蠟和補(bǔ)充精制反應(yīng)，生產(chǎn)高粘度指數(shù)的潤(rùn)滑油基礎(chǔ)油。裝置占地受限，但塔器數(shù)目較多，類型齊全，其管道設(shè)計(jì)具有代表性。本文重點(diǎn)在于對(duì)其中分餾塔塔頂抽真空管線管道布置進(jìn)行設(shè)計(jì)與分析。

1 抽真空系統(tǒng)管道設(shè)計(jì)

圖1中，包括預(yù)分餾塔I、預(yù)分餾塔II、減壓塔等8個(gè)塔均負(fù)壓操作，操作壓力約0.09 MPa(表壓)，這是因?yàn)樽鳛檠b置原料的加裂尾油在370℃以上的環(huán)境下會(huì)產(chǎn)生熱裂解反應(yīng)而引起成分變化。負(fù)壓分餾能降低原料油組分沸點(diǎn)，降低塔操作溫度，防止熱裂解反應(yīng)前提下實(shí)現(xiàn)組分的分離。

蒸汽噴射器是利用高壓流體抽吸低壓流體的設(shè)備，因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單可靠、運(yùn)轉(zhuǎn)費(fèi)用低廉而得到廣泛的應(yīng)用。本煉廠采用蒸汽噴射器抽吸塔頂氣相而實(shí)現(xiàn)分餾塔負(fù)壓操作，共有預(yù)分餾塔I、預(yù)分餾塔II和減壓塔三套抽真空系統(tǒng)，其他幾個(gè)塔器與上述三個(gè)主塔通過(guò)管道相連通而實(shí)現(xiàn)負(fù)壓操作。下文以預(yù)分餾塔I抽真空系統(tǒng)為例，重點(diǎn)分析其管道布置和支吊架設(shè)計(jì)特征。

1.1 工藝流程

圖2 預(yù)分餾塔I抽真空系統(tǒng)工藝流程簡(jiǎn)圖

如圖2所示為預(yù)分餾塔I抽真空系統(tǒng)工藝流程簡(jiǎn)圖，表1為相關(guān)設(shè)備工藝數(shù)據(jù)表：低壓蒸汽作為高壓流體進(jìn)入蒸汽噴射器1后迅速膨脹、加速并降壓，壓力能轉(zhuǎn)化為動(dòng)力能，并抽吸預(yù)分餾塔I塔頂氣，隨后蒸汽和塔頂氣在噴射器混合室中混合后，經(jīng)噴射器擴(kuò)壓室減速升壓，動(dòng)能轉(zhuǎn)化成壓力能。

低壓蒸汽在整個(gè)噴射器中的流動(dòng)為降壓熵增過(guò)程；而塔頂氣的流動(dòng)則為升壓熵減過(guò)程。蒸汽噴射器1汽相產(chǎn)物進(jìn)入后冷器1冷卻至液相的油水混合物后，一部分靠重力自流進(jìn)入油水分離器，一部分進(jìn)入后兩級(jí)蒸汽噴射器進(jìn)行穩(wěn)壓，穩(wěn)壓后的后冷器油水混合液壓力逐步回升，也是靠重力自流進(jìn)入油水分離器，然后再用泵抽吸進(jìn)行污油污水回收處理。

表1 預(yù)分餾塔I抽真空系統(tǒng)設(shè)備工藝數(shù)據(jù)表

1.2 平面布置

分析工藝流程圖2可知，為保證預(yù)分餾塔I塔內(nèi)壓力，需盡量降低塔頂管線至抽真空系統(tǒng)的壓降。如圖3所示為預(yù)分餾塔I抽真空系統(tǒng)部分管道布置圖，管線自塔頂引出，連接切斷閥和考慮支撐后，隨即與蒸汽噴射器1在塔頂環(huán)切線附近相連，保證了接管最短和壓降最小；另外，將后冷器和后兩級(jí)蒸汽噴射器置于最靠近預(yù)分餾塔I的構(gòu)架頂層平臺(tái)。通過(guò)以上措施，在設(shè)備平面布置上最大程度減小抽真空系統(tǒng)的壓損。

分析表1可知，后冷器1在3個(gè)后冷器中操作壓力最小，為-0.09 MPa，而油水分離器最高操作壓力為0.05 MPa，即后冷器與油水分離器的最大操作壓差為0.14 MPa(設(shè)計(jì)壓差為0.15 MPa)。經(jīng)過(guò)核算，考慮管道壓損，為了滿足油水混合物能從后冷器靠重力勢(shì)能自流進(jìn)入油水分離器的要求，后冷器內(nèi)平均液位至少比油水分離器內(nèi)平均液位高15500 mm，這也是分餾框架層高規(guī)劃的重點(diǎn)因素。本裝置將油水分離器置于地面層，將后冷器置于分餾框架最高層PFEL+19000，滿足了設(shè)備內(nèi)液位高差要求，保證了油水混合物順利自流。

1.3 管道特征

與普通敷塔管線相比，塔頂氣至后冷器1之間的管線由以下特點(diǎn)：

①蒸汽噴射器1設(shè)置在敷塔豎管上端，由于兩股流體在噴射器內(nèi)部發(fā)生快速的變速變壓和激烈的混合碰撞過(guò)程，使得設(shè)備整體溫度較高。其次，蒸汽噴射器1材質(zhì)TP304不銹鋼，而預(yù)分餾塔I材質(zhì)為Q345R碳鋼，同等溫差下TP304不銹鋼熱脹量比Q345R碳鋼更大。綜合以上情況，蒸汽噴射器1熱漲量大于同高度塔段熱漲量。應(yīng)力計(jì)算表明，需要在蒸汽噴射器前后設(shè)置彈簧支架。

②75℃的塔頂氣經(jīng)過(guò)噴射器后變成油水混合氣，溫度上升為137℃，敷塔管線熱脹增加。

③由于塔下段汽液相負(fù)荷較小，預(yù)分餾塔I在塔下部縮徑，塔體采用構(gòu)架支撐，縮徑處即為支撐點(diǎn)和固定點(diǎn)。固定點(diǎn)上部的塔段往上熱漲，下部的塔段往下熱漲。因此，預(yù)分餾塔I敷塔管線熱漲計(jì)算方法與裙座塔不同。

④后冷器1入口采用雙接管形式，DN500的主管分支成兩個(gè)DN400支管后進(jìn)入后冷器，管嘴壓力等級(jí)僅為CL150，管徑達(dá)DN400，也即接管法蘭壓力等級(jí)低而管徑較大，若受力較大將容易引起接管法蘭泄露。

⑤為盡量減小后冷器和油水分離器之間的管道壓損，保證油水混合液順利自流，兩器之間的管線應(yīng)該最短且避免使用90°彎頭，必要時(shí)使用45°彎頭，這為分餾框架平臺(tái)和管道設(shè)計(jì)帶來(lái)困難，本煉廠選擇部分框架平臺(tái)鏤空。

1.4 應(yīng)力分析

圖3 應(yīng)力分析管線圖

1.4.1 校核標(biāo)準(zhǔn)

運(yùn)用軟件CAESAR II進(jìn)行應(yīng)力分析，應(yīng)力分析管線圖如圖3所示，計(jì)算結(jié)果的校核標(biāo)準(zhǔn)為：

一次應(yīng)力：外載荷產(chǎn)生的應(yīng)力之和不超過(guò)材料在設(shè)計(jì)溫度下的許用應(yīng)力值。

二次應(yīng)力：計(jì)算的最大位移應(yīng)力范圍(由管線熱脹產(chǎn)生的位移所計(jì)算的應(yīng)力稱為位移應(yīng)力范圍，從最低溫度到最高溫度全補(bǔ)償值進(jìn)行計(jì)算的應(yīng)力)不應(yīng)超過(guò)許用的位移應(yīng)力范圍。

由于管道熱脹或冷縮對(duì)其所連接的設(shè)備可能產(chǎn)生較大的作用力和力矩。對(duì)于管道設(shè)計(jì)而言，應(yīng)防止這些力和力矩引起法蘭泄漏，設(shè)備變形和局部應(yīng)力的增大，因此，還要對(duì)設(shè)備管嘴承受的載荷進(jìn)行校核和對(duì)法蘭泄漏進(jìn)行校核。

1.4.2 條件輸入

由圖3可知，塔頂氣在蒸汽噴射器出入口之間的豎向流動(dòng)距離為5300 mm。塔頂氣(75℃)進(jìn)入蒸汽噴射器后，在入口處與低壓高速蒸汽(280℃)混合成油水混合氣，隨后經(jīng)噴射器擴(kuò)容室減速升壓并排出管口。由于油水混合氣在5300 mm設(shè)備段主要體現(xiàn)為動(dòng)能和壓力能的轉(zhuǎn)化，流體溫度并無(wú)太大波動(dòng)，因此假設(shè)該設(shè)備段溫度與油水混合氣溫度一致，即操作溫度137℃，設(shè)計(jì)溫度157℃。蒸汽噴射器1材質(zhì)為T(mén)P304。

如圖3所示，預(yù)分餾塔I縮徑處為支撐點(diǎn)和固定點(diǎn)，固定點(diǎn)上部的塔段往上熱漲，分四塔段進(jìn)行計(jì)算，塔段溫度往上逐段升高，累加后計(jì)算塔頂管嘴熱位移量。預(yù)分餾塔I材質(zhì)為Q345R。

后冷器1正Z向基礎(chǔ)端定為固定端，負(fù)Z向基礎(chǔ)端定為活動(dòng)端，計(jì)算油水混合物流在后冷器1中的平均溫度，得到后冷器1操作溫度為88℃，設(shè)計(jì)溫度為108℃，并由此計(jì)算相關(guān)管嘴

熱位移量。后冷器1材質(zhì)為Q345R。

1.4.3 管嘴受力

表2為根據(jù)圖3關(guān)鍵應(yīng)力點(diǎn)的荷載及位移應(yīng)力計(jì)算結(jié)果。

表2 關(guān)鍵應(yīng)力點(diǎn)荷載及位移(最大值)

由表2可知，點(diǎn)1表示預(yù)分餾塔I塔頂管嘴，其所受荷載和力矩均較小，滿足塔管嘴受力和法蘭校核要求。點(diǎn)7和點(diǎn)8表示后冷器入口管嘴，由表2可知，后冷器設(shè)計(jì)溫度(108℃)小于接管的設(shè)計(jì)溫度(157℃)，點(diǎn)7和點(diǎn)8之間后冷器的Z向熱脹量小于管線的Z向熱脹量；另外，后冷器管嘴壓力等級(jí)僅為CL150，但管徑達(dá)DN400，較大的受力將容易造成接管法蘭泄露。由應(yīng)力計(jì)算可知，云線內(nèi)的原后冷器管嘴配管方案柔性不足，接管法蘭受力太大，法蘭泄漏校核不合格，管嘴承受力矩亦超過(guò)其允許范圍(查表可知，DN400管嘴最大承受力矩不宜超過(guò)47500 N·m)。經(jīng)過(guò)調(diào)試，在后冷器上方利用四個(gè)彎頭組成的平π自然補(bǔ)償彎，有效地上吸收了點(diǎn)7和點(diǎn)8之間管線的Z向熱脹和緩解接管法蘭受力，使得后冷器入口接管法蘭泄露校核合格，管嘴力矩滿足要求(三個(gè)方向的力矩均小于47500 N·m)。

1.4.4 支架設(shè)置

應(yīng)力分析可知，蒸汽噴射器的熱脹量比相應(yīng)塔段的熱脹量大，噴射器前管線應(yīng)力點(diǎn)2的絕對(duì)熱位移為79.86 mm，與塔相對(duì)熱位移為2.43 mm，方向豎直向上；噴射器后管線應(yīng)力點(diǎn)3的絕對(duì)熱位移為65.03 mm，與塔相對(duì)熱位移為-3.99 mm，方向豎直向下。因此在點(diǎn)2和點(diǎn)3設(shè)置彈簧支架，其中點(diǎn)3彈簧支架的位移方向與一般敷塔管線彈簧位移方向相反，是該管系的

特征之一。點(diǎn)4設(shè)置Z向限位剛性支架。點(diǎn)5和點(diǎn)6 的Y向熱位移分別達(dá)到53.25和34.78，同樣需設(shè)置彈簧支架。

2 結(jié)束語(yǔ)

蒸汽噴射器為不銹鋼材質(zhì)且操作溫度較高，后冷器入口管嘴壓力等級(jí)低而受力大等因素，使得預(yù)分餾塔I塔頂氣到后冷器之間的管系對(duì)柔性要求較高。通過(guò)CAESAR II應(yīng)力計(jì)算，選擇在噴射器前后設(shè)置彈簧支架，且豎直管線上的彈簧支架的位移方向與一般敷塔管線彈簧位移方向相反，是該管系的特征之一；在后冷器上方設(shè)置的自然補(bǔ)償π彎能有效地減小后冷器接管法蘭受力，防止法蘭發(fā)生泄漏，使得法蘭泄露校核合格以及管嘴荷載滿足要求。

總而言之，本文對(duì)分餾塔頂抽真空管線設(shè)計(jì)具有一定借鑒意義。