孫 瑩

(中國石化工程建設(shè)有限公司，北京 100101)

由于原油日益重質(zhì)化和劣質(zhì)化，加上環(huán)保問題受到社會(huì)的高度重視，因此煉油企業(yè)加快產(chǎn)品升級，加氫裂化、加氫脫硫、加氫精制等通過加氫改善油品質(zhì)量的裝置日益增多。加氫反應(yīng)爐和分餾爐是加氫裝置中重要的供熱設(shè)備。隨著裝置的大型化，分餾加熱爐的熱負(fù)荷不斷提升。針對加熱爐的爐型選擇，設(shè)計(jì)人員有不同的考慮和側(cè)重點(diǎn)。本文結(jié)合工程案例對加氫裝置的分餾加熱爐常采用的雙輻射室水平管方箱爐(以下簡稱“方爐”)和雙輻射室立管圓筒爐(以下簡稱“圓爐”)爐型從不同方面進(jìn)行討論。

圖1 雙輻射室方爐

1 設(shè)計(jì)基礎(chǔ)

以某加氫裝置分餾進(jìn)料爐熱負(fù)荷40 MW工藝條件為設(shè)計(jì)基準(zhǔn)，工藝介質(zhì)條件見表1，工藝介質(zhì)允許壓降為0.5 MPa。以輻射爐管表面平均熱強(qiáng)度基本相同為前提，確定兩種爐型的爐管參數(shù)和爐膛基本數(shù)據(jù)。同時(shí)基于相同的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)條件進(jìn)行結(jié)構(gòu)計(jì)算，選取合適的梁柱截面。

圖2 雙輻射室圓爐

表1 工藝條件

由于兩種爐型的輻射段熱負(fù)荷均約占總熱負(fù)荷的70%，且兩種爐型中對流段部分爐管和鋼結(jié)構(gòu)差別不大，所以主要對兩種爐型的輻射段部分進(jìn)行比較分析。方爐和圓爐輻射段爐管和爐膛基本數(shù)據(jù)對比見表2。

表2 爐管及爐體基本數(shù)據(jù)

2 工藝參數(shù)對比

對比兩種爐型的工藝參數(shù)，分別從管內(nèi)介質(zhì)溫度、氣化率、壓降、爐管最高熱強(qiáng)度、流速、流型、橋墻溫度、體積熱強(qiáng)度等方面進(jìn)行分析。

2.1 管內(nèi)介質(zhì)溫度、傳熱系數(shù)的分析

輻射爐管外壁溫度、爐管內(nèi)膜溫度以及管內(nèi)介質(zhì)溫度隨介質(zhì)流動(dòng)順序排序如圖3所示。

圖3 溫度變化

由圖3可見：爐管外壁溫度、內(nèi)膜溫度和管內(nèi)介質(zhì)的溫度升高曲線平緩，內(nèi)膜溫度和管內(nèi)介質(zhì)溫度差變化微小，其中方爐第18～19根爐管的內(nèi)膜溫度有明顯的升高，隨著管內(nèi)介質(zhì)不斷氣化流速增大，在第18～19根管內(nèi)流體由氣泡流轉(zhuǎn)為環(huán)霧狀流。氣泡流中，液相為連續(xù)相，氣相為彌散相；環(huán)霧狀流氣相為連續(xù)相，液膜被沖散到管壁上形成環(huán)狀，也有一部分液體被吹至氣流中形成霧沫【1】。同樣，圓爐第31～32根爐管也存在這一現(xiàn)象，其管內(nèi)流型由環(huán)狀流變?yōu)殪F狀流，環(huán)狀流中有環(huán)狀液膜，而隨著流速增加，環(huán)狀液膜消失，形成單純的霧狀流。

對于氣液兩相流體，采用近似的傳熱系數(shù)

K2p=Kl×w1+Kv×wv【2】

式中：K2p——兩相流體傳熱系數(shù)；

Kl——液相傳熱系數(shù)；

Kv——?dú)庀鄠鳠嵯禂?shù)；

w1——液相質(zhì)量分?jǐn)?shù)；

wv——?dú)庀噘|(zhì)量分?jǐn)?shù)。

隨著內(nèi)膜溫度不斷增加，介質(zhì)逐漸氣化，由于氣相的傳熱系數(shù)遠(yuǎn)小于液相，且液相的傳熱系數(shù)也在降低，故整體的傳熱系數(shù)減小，如圖4所示。

圖4 氣液兩相傳熱系數(shù)

綜上所述，方爐和圓爐都可以滿足工藝要求的介質(zhì)出、入口溫度和熱負(fù)荷，并且爐管傳熱均勻，介質(zhì)溫度變化趨勢一致。

2.2 管內(nèi)介質(zhì)氣化率、壓降、流速的分析

爐管內(nèi)介質(zhì)氣化率變化曲線如圖5所示。由圖5可見：隨著溫度不斷增高，水平管和立管內(nèi)介質(zhì)的氣化率逐漸增大，到出口時(shí)達(dá)到近50%；立管內(nèi)介質(zhì)的氣化率在上升管段增大明顯，在下降管段增大幅度小，在輻射盤管前半段過程中介質(zhì)在上升管段迅速氣化，在下降管段又有部分氣相液化，這容易對爐管產(chǎn)生沖擊、疲勞等不利的影響；并且在第8～17根爐管中介質(zhì)呈現(xiàn)slug液節(jié)流的流型，這是不利于傳熱和爐管穩(wěn)定的流型。水平管介質(zhì)的氣化率曲線平滑，流型均比較理想。

圖5 管內(nèi)介質(zhì)氣化率

爐管內(nèi)介質(zhì)壓力變化曲線如圖6所示。由圖6 可見：水平管和立管的管內(nèi)壓力由于克服沿程阻力、局部阻力和出入口流速差產(chǎn)生的壓降，整體的趨勢為逐漸降低。圓爐立管管內(nèi)壓降為431 kPa，相較方爐水平管管內(nèi)介質(zhì)壓降346 kPa而言偏大，這是因?yàn)榱⒐軆?nèi)介質(zhì)不但需要克服沿程阻力和局部阻力，還需要克服由下而上流動(dòng)過程中的位能阻力。立管中介質(zhì)會(huì)出現(xiàn)上升管段內(nèi)壓力減小、下降管段位能的變化克服沿程摩擦阻力后壓力升高的現(xiàn)象，這種波動(dòng)在純液相時(shí)最明顯；隨著介質(zhì)氣化率增大、流速增加，上升管中流速變化大產(chǎn)生較大壓降，同時(shí)由于氣化需要克服的位能阻力減小，所以管內(nèi)介質(zhì)上升和下降段壓降的變化趨于緩和。

圖6 管內(nèi)介質(zhì)壓力

爐管內(nèi)介質(zhì)流速如圖7所示。由圖7可見：整體流速不斷增加，特別是出現(xiàn)氣化點(diǎn)時(shí)，介質(zhì)流速發(fā)生驟增；同時(shí)圓爐中立管內(nèi)介質(zhì)的流速在上升管和下降管也有區(qū)別，在上升管內(nèi)流速增大幅度高，在下降管內(nèi)增大幅度低。

圖7 管內(nèi)介質(zhì)流速

綜上所述，水平管和立管內(nèi)介質(zhì)氣化率、壓降、流速變化趨勢一致，都能滿足壓降和流速的要求。但水平管內(nèi)介質(zhì)的氣化率、壓降和流速變化平緩；立管內(nèi)介質(zhì)的氣化率、壓降和流速在上升管段和下降管段出現(xiàn)周期性的變化，這種波動(dòng)對爐管有一定的沖擊性。所以在這方面，水平管具有相對優(yōu)勢。

2.3 平均熱強(qiáng)度、最高熱強(qiáng)度、體積熱強(qiáng)度、橋墻溫度的分析

介質(zhì)加熱過程中單根爐管平均熱強(qiáng)度變化情況如圖8所示。由圖8可見：隨著介質(zhì)不斷被加熱，平均熱強(qiáng)度逐漸減小，這與2.1節(jié)分析的管內(nèi)介質(zhì)傳熱系數(shù)減小有關(guān)；水平管的平均熱強(qiáng)度略高于立管。沿爐管圓周和長度方向的受熱不均勻性導(dǎo)致爐管的局部熱強(qiáng)度變化。爐管間相互影響以及爐墻反射傳熱引起輻射熱強(qiáng)度的變化會(huì)產(chǎn)生周向熱強(qiáng)度的差異，沿爐管周向?qū)岷蜔煔獾膶α髁鲃?dòng)可使周向熱強(qiáng)度的差異趨于減小。距離燃燒器遠(yuǎn)近的差異和爐管所處爐膛內(nèi)傳熱場位置的不同可使得爐管縱向熱強(qiáng)度產(chǎn)生變化【2】。

圖8 爐管平均熱強(qiáng)度

兩種爐型爐管縱向熱強(qiáng)度有差別，其中對于立管而言，其沿爐管縱向燃燒器火焰的放熱強(qiáng)度有差異。計(jì)算單根爐管最高局部熱強(qiáng)度和平均熱強(qiáng)度的比值可近似得出立管熱強(qiáng)度不均勻系數(shù)，其中，圓爐中每根立管的比值在1.83～1.84之間，方爐的水平管不均勻系數(shù)在1.81～1.82之間，說明每根立管的熱強(qiáng)度不均勻度略大于水平管。

方爐的體積熱強(qiáng)度為25 897 W/m3，橋墻溫度為778 ℃；圓爐的體積熱強(qiáng)度為35 120 W/m3，橋墻溫度為808 ℃。可見，圓爐的體積熱強(qiáng)度和橋墻溫度明顯高于方爐。綜上所述，立管和水平管的平均熱強(qiáng)度和傳熱不均勻度差別不大，圓爐的爐管結(jié)構(gòu)緊湊，體積熱強(qiáng)度高。

3 爐型結(jié)構(gòu)對比

3.1 占地及高度對比

方爐和圓爐的占地對比如表3所示，其中圓爐占地寬度按照爐體直徑8.252 m計(jì)算，兩個(gè)爐膛中心距為12.202 m，計(jì)算矩形占地面積約為170.0 m2。對比兩種爐型，圓爐的占地面積約為方爐的62%，所以在用地緊張的項(xiàng)目中，圓爐在滿足熱負(fù)荷的條件下更具有優(yōu)勢。圓爐對流室頂標(biāo)高約為28 m，方爐對流室標(biāo)高約為24 m。圓爐比方爐高主要為了保證輻射室立管的長度。但由于圓爐高徑比和爐膛直徑的限制，該爐型不適用于超大負(fù)荷加熱爐。

表3 占地對比

3.2 爐管和急彎彎管用量

兩爐的爐管管徑壁厚相同，均為φ168 mm×7.11 mm。方爐和圓爐輻射爐管的總長度相近，圓爐由于爐管數(shù)量多，急彎彎頭個(gè)數(shù)比方爐多約30%。圓爐爐管和急彎彎頭總長度略大于方爐，約為方爐的1.01倍。

3.3 鋼結(jié)構(gòu)和襯里工程量對比

方爐和圓爐的鋼結(jié)構(gòu)和襯里質(zhì)量如表4所示。由表4可知：圓爐的鋼結(jié)構(gòu)用量小于方爐，約為方爐質(zhì)量的75%；對比兩者的非金屬用量，圓爐約為方爐69%左右；對比兩種爐型的總質(zhì)量，圓爐約為方爐的74%，更具有經(jīng)濟(jì)性和資源節(jié)約性。

表4 鋼結(jié)構(gòu)和襯里質(zhì)量

3.4 輻射室支撐結(jié)構(gòu)和爐管膨脹問題

方爐水平管輻射室采用附墻支撐，3根爐管1組的管架共計(jì)160組，2根爐管1組的管架共計(jì)40組，管架總質(zhì)量約10 t。爐管的膨脹方向?yàn)樗椒较颉A爐采用常規(guī)的上部吊鉤和中下部拉鉤，其中吊鉤72組，拉鉤144組，總質(zhì)量共計(jì)約7 t。爐管的膨脹是以吊鉤為支撐點(diǎn)向下膨脹。

兩種爐型的爐管設(shè)計(jì)時(shí)都預(yù)留了膨脹空間，其中方爐的爐管由于膨脹在出、入口外會(huì)對外接工藝管道產(chǎn)生應(yīng)力，而圓爐由于采用上支撐結(jié)構(gòu)而向下膨脹，所以自身解決了大部分的膨脹問題，對外接工藝管道產(chǎn)生的應(yīng)力較小。所以在設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮爐管的膨脹以及外接工藝管道對爐體設(shè)計(jì)產(chǎn)生的影響。

對比上述方爐和圓爐的結(jié)構(gòu)參數(shù)可得，圓爐內(nèi)爐管布置比較緊湊，可節(jié)省鋼材用料，更具經(jīng)濟(jì)性和資源節(jié)約性。同時(shí)圓爐可節(jié)約占地，在平面空間緊張的項(xiàng)目中具有更大的優(yōu)勢。

4 制造、運(yùn)輸對比

近年來加熱爐呈現(xiàn)大型化、復(fù)雜化的趨勢。針對大型復(fù)雜加熱爐，采用工廠分模塊制造、現(xiàn)場組裝的方式具有明顯的優(yōu)勢，同時(shí)結(jié)合優(yōu)良的海洋運(yùn)輸條件，可進(jìn)行整爐運(yùn)輸。相比于傳統(tǒng)的現(xiàn)場施工，模塊化制造可以將大部分預(yù)制、焊接、檢驗(yàn)等工序在專業(yè)的制造廠完成，從而減少現(xiàn)場的吊裝、高空焊接等工作，也減少了其他自然因素對現(xiàn)場施工的影響，可大大縮短現(xiàn)場施工進(jìn)度，提高施工質(zhì)量。

方爐和圓爐都可進(jìn)行工廠模塊化制造，兩者的對流室制造、安裝差別不大，但是輻射室部分的模塊化制造、安裝有很大不同。大型圓爐輻射室鋼結(jié)構(gòu)主要采用分片模塊化設(shè)計(jì)，即將傳統(tǒng)設(shè)計(jì)中完整的立柱、橫梁、筒體等進(jìn)行縱向分割。圓爐輻射段模塊是帶有圓弧的結(jié)構(gòu)，方爐分片模塊化后是平板結(jié)構(gòu)，所以圓爐輻射段的分片模塊需要設(shè)置防變形的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)，以保證運(yùn)輸、吊裝和組裝的順利進(jìn)行。方爐分片的輻射段模塊加固措施較圓爐要簡單很多，在運(yùn)輸、吊裝和現(xiàn)場組裝方面相較圓爐具有優(yōu)勢。

兩種爐型如果采用整體模塊設(shè)計(jì)和制造，則圓爐由于輻射室較高因而整體高度也較高，且其圓筒形結(jié)構(gòu)使得SPMT運(yùn)輸車的布置比方爐困難得多，因此，其整爐運(yùn)輸需要的運(yùn)輸框架結(jié)構(gòu)更加復(fù)雜，且鋼結(jié)構(gòu)用量多，方爐相較而言簡便且穩(wěn)定。

5 結(jié)語

綜上所述，方爐和圓爐各具優(yōu)劣勢，需要設(shè)計(jì)人員針對不同情況選擇合適的爐型。

1)工藝計(jì)算方面，方爐和圓爐都可以滿足工藝要求的介質(zhì)出、入口溫度和熱負(fù)荷，并且兩者平均熱強(qiáng)度和傳熱不均勻度差別不大。方爐水平爐管內(nèi)介質(zhì)流型、壓降和流速變化比圓爐立管更優(yōu)。

2)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面，圓爐可節(jié)省鋼材用料，更具經(jīng)濟(jì)性和資源節(jié)約性，同時(shí)還可節(jié)約占地，在平面空間緊張的項(xiàng)目中具有更大的優(yōu)勢。但由于受高徑比和爐膛直徑的限制，對于超大熱負(fù)荷加熱爐，圓爐爐型具有局限性。

3)制造運(yùn)輸方面，方爐結(jié)構(gòu)更利于模塊化制造、運(yùn)輸和現(xiàn)場組裝。