轉化氣蒸汽發生器設計分析與改進

丁金翔

（北京燕華工程建設有限公司，北京 102502）

1 概述

轉化氣蒸汽發生器是煉油行業制氫裝置中的重要設備，其通過管程介質高溫轉化氣實現對殼程加熱從而生產中壓蒸汽。轉化氣蒸汽發生器管程介質是高溫轉化氣，轉化氣入口溫度一般在850～900℃，轉化氣出口溫度一般控制在400 ℃以下，管程操作壓力2.8～3.0MPa；殼程介質為中壓蒸汽，操作壓力約為 4.5MPa，溫度為253 ℃左右。其常見結構如圖1所示。前端箱為轉化氣入口側，溫度較高，采用錐殼和筒體帶襯里結構，錐殼和筒體材質選用15CrMoR 鋼板，頂部設有人孔。管板采用撓性管板，換熱管采用中心管和周邊小管結構，換熱管材質選用15CrMo，換熱管入口處設有陶瓷套管，換熱管與管板連接的焊接接頭一般采用強度焊加貼脹形式。后端低溫側管箱采用筒體和橢圓形封頭帶襯里結構，筒體和橢圓形封頭材質選用15CrMoR 鋼板，筒體上設有轉化氣出口，筒體或橢圓形封頭上設有調溫機構。殼程筒體選用Q345R 鋼板。從以上設計參數看，此類設備操作工況苛刻，溫度壓力都較高，尤其管程入口溫度較高，在已運行的制氫裝置中常發生局部超溫損傷和應力破壞，因此設計中對高溫防護和降低溫差應力措施應合理考慮，本文僅從近些年的設計實踐出發，從結構設計和強度計算兩個方面對轉化氣蒸汽發生器的關鍵結構進行分析，并對局部優化改進進行探討。

圖1 轉化氣蒸汽發生器

2 結構設計

考慮轉化氣蒸汽發生器參數特點是介質溫度高，并且溫度分布變化大的特點，結構設計的關鍵是采用合理結構降低殼體溫度避免局部超溫，合理結構使溫度分布盡可能均勻，以及采用合理設計減少溫差應力產生。以襯里護板結構設計、管板結構設計、管板與換熱管連接分別進行分析。

2.1 管板側襯里護板的結構設計

襯里護板承受850～900℃高溫轉化氣的沖擊，金屬壁溫高，當由于高溫側管板襯里護板由為整板制造時的溫度引熱膨脹量比較大，會造成襯里護板開孔與隔熱陶瓷管錯開，導致流通面積減小，難以滿足工藝需求。大直徑時護板可以改成分塊結構，由于板間留有空隙及尺寸減小，熱膨脹時每塊板所產生的熱膨脹量比整張板的熱膨脹量小，有利于對襯里護板開孔與隔熱陶瓷管口的對中，并能減小襯里護板開孔孔徑。護板間留有膨脹量，管板護板采用分瓣搭接結構，以減少殼體膨脹約束。

2.2 管板結構設計

管板結構設計主要考慮溫差應力的影響和管板和換熱管的連接結構。受高溫高速轉化氣的沖擊，轉化氣蒸汽發生器的管板溫度高、兩側溫差大，管板與換熱管連接部位應力復雜，結構設計中應充分考慮，保證管板合理結構和強度及管板與換熱管連接可靠性。

2.2.1 薄管板結構

承受較高的溫度和壓力對管板厚度的要求是矛盾的。高的壓力下管板計算厚度需增加，從承受機械壓力考慮，希望管板加厚，從降低冷熱面溫差應力考慮，管板減薄更為有利。常規設計方法沒有考慮管板兩側溫差應力對管板的影響。當設備承受壓力較高，管板兩側溫差過大時，冷熱面溫差應力會很大，從而引起管板變形甚至破壞。因溫差應力而致使管板破壞的情況曾多次發生。對于圓平板，冷熱面溫差應力式中Δt為圓平板冷熱表面金屬溫度之差，如圖2中ΔT=t3-t2。由此可見降低圓平板冷熱面金屬溫度之差Δt是降低圓平板冷熱面溫差應力的唯一途徑。要降低Δt有兩個途徑：

（1）降低圓平板兩側冷熱流體的溫差（t4-t1）；

（2）降低圓平板厚度δ以達到降低Δt的目的（由圖2中a、b 對照可見）。

圖2 傳熱溫度差

冷熱流體的溫差是由工藝決定的，不能改變。因此，只能通過降低圓平板厚度來降低溫差Δt以達到降低圓平板冷熱面溫差應力的目的。由于管板是一種結構復雜的多孔板，溫差應力隨Δt的關系更加復雜。但其溫差應力σ隨Δt的變化趨勢與圓平板是一致的，即冷熱面溫差應力隨溫差Δt的增大而增大。因此，可以采用與圓平板一樣的方法來降低管板冷熱面溫差應力，即降低管板厚度，采用薄管板。

薄管板是以換熱管的剛性支撐為理論基礎，即充分考慮換熱管的剛性支撐，以管板上最大無布管圓作為圓平板來計算。這種設計理論在國內外都有多次設計實踐，不僅成功地解決了溫差應力的問題，而且滿足了管板的強度要求。我國GB/T 151—2014附錄M和德國AD規范都給出了薄管板的設計方法。我國GB/T 151—2014附錄M 僅適合低壓情況下薄管板的設計方法。

2.2.2 管板的熱補償結構

采用撓性管板可以有效地吸收殼程殼體與換熱管之間的熱膨脹差，改善了管板、殼體、換熱管的受力狀態；減小了管板的溫差應力，增加了管板的變形協調能力；這種撓性管板能夠滿足熱補償要求，這也是此類該設備不用沒有設置膨脹節的原因。

2.2.3 管孔布置結構

管孔布置，常見如圖3(a)所示；采用有中心管結構形式。轉化氣蒸汽發生器中心管的設計是考慮通過后端調溫機構通過調節中心管內流量大小來溫度調節溫度，結構簡單，易操作，便于調節溫度。由于中心管與換熱管幾何尺寸相差較大，換熱管布置不均勻，造成管板受力不也不均勻；且中心管基本不參與換熱,與周圍換熱管有很大熱膨脹差，使中心管、換熱管與殼程殼體之間變形不協調，使設備較易發生損壞。而圖3(b)中采用有多管式:管板中心區采用是一 組較大尺寸的換熱管代替了中心管，周圍排列較小的換熱管，兩種換熱管同時參與換熱，但由于換熱終溫不一樣，可通過調節兩組換熱管的氣量來靈活 調節轉化器出口溫度。這種排列方式，既可靈活調節溫度，又可改善管板受力，可提高升設備的安全性。

圖3 換熱管的布置形式

2.3 管板與換熱管的連接結構

管板與換熱管連接歷來是換熱器設備質量控制的重點，管板與換熱管連接常見形式為強度焊加貼脹結構，早期設計的轉化氣蒸汽發生器入口端和出口端管板與換熱管連接都用的此連接結構。此連接結構為角焊接頭，不是全融透結構，焊接質量難以控制，且貼脹在高溫下會失去消除間隙的效果。考慮轉化氣蒸汽發生器入口端在高溫高速轉化氣的反復熱沖擊下，引起管端過熱變形、冷卻和收縮，其根部未熔合焊接接頭受剪切應力，同時承受一次應力、二次應力和峰值應力的作用，會引起換熱管端部產生疲勞和裂紋；且會使脹接的換熱管從管板上被拉開，由于換熱管與管板脹接長度短，而管殼壓差較大在高壓力下，水、水汽進入管與管板間隙，由于蒸發濃縮，產生固體沉積，阻礙傳熱，使換熱管溫度升高以至于高溫下氧化使汽-水反應生成氧化鐵，形成一層絕熱層換熱管表面溫度繼續上升這又會加速氧化，結果，氧化愈來愈嚴重，氧化物堆積使管壁凸起，產生永久變形最終破壞易為保證管板與換熱管連接的可靠性，新設計入口端管板與換熱管多采用了深孔焊結構，其結構，如圖4所示。這種結構為全焊透結構的對接結構，且改善了受力狀況，焊縫部位主要承受一次應力；對接結構改善了檢測條件，可以進行射線檢測，能有效檢測出缺陷的存在，保證了焊接接頭質量；且換熱管與管板間沒有縫隙，消除了產生縫隙腐蝕的因素，避免了一般連接結構換熱管與管孔間的間隙腐蝕；同時采用強度焊加貼脹式的焊接接頭會位于高溫側襯里部位，其溫度更接近溫度較高管程溫度，而深孔焊結構的焊接接頭位于殼體內，其溫度更接近溫度較低殼程側溫度，此結構改善了焊接接頭工作環境，大大降低此管接頭開裂的風險；且高溫側管板與換熱管的內孔焊焊接接頭離開管板，在焊接過程中減少了對管板的變形影響。但是該深孔焊結構焊接困難，需要有專用設備，需要有較高的加工設備和加工工藝，且厚管板難以采用，故深孔焊結構多用于溫度高苛刻環境下薄管板與換熱管焊接上。

綜合考慮入口端管板與換熱管焊接宜采用深孔焊結構，而出口端管板與換熱管焊接因一方面出口溫度降低了很多，一方面也無高溫高速轉化氣的熱沖擊，仍可采用加工經濟且焊接方便的強度焊加貼脹結構。

圖4 管板與換熱管連接形式

2.4 降低管板金屬溫度的結構設計

由于靠近管程入口端的煙氣溫度高，蒸汽氣化劇烈，產氣量大，容易導致該部位的管板、換熱管產生局部過熱及干燒，發生損壞。所以在結構允許的情況下殼程第一個進水口盡量靠近入口端管板，這種結構使殼程低溫介質大部分從管板表面流過，使該局部熱流能以最短路徑流出，強化入口端管板附近的汽水循環，避免了產生的流體停滯區，降低了管板的金屬溫度。

3 強度計算

強度計算的關鍵點是薄管板的強度計算和與管板連接的過渡段的強度計算，其余受壓元件設計可按標準GB/T 150—2011進行強度計算。

3.1 管板的強度計算

對于類似該設備的薄管板，我國GB/T 151—2014 附錄M 給出了低壓情況下薄管板的設計方法，其適用管程設計壓力不大于1.0MPa；轉化氣蒸汽發生器管程設計壓力一般大于3MPa，超出GB/T 151—2014 附錄M 適用范圍，無法采用，故常規設計采用德國AD 規范給出了強度計算方法。該方法以管板上最大無布管圓作為圓平板來計算，把換熱管作為剛性支撐，如圖5所示。這種方法必須校核換熱管的縱向彎曲剛度，其先決條件是必須保證換熱管的剛性支撐。用該方法設計大大降低了管板的厚度，管板厚度一般在15～30mm。

圖5 管板最大無布管圓

3.2 管板厚度設計計算

AD 規范管板強度計算公式與圓平板相同，是以管板上最大無布管圓作為圓平板來計算。

其中：d——無支撐部分最大圓直徑，mm；

p——管殼程壓力較大值，MPa ；

[σ]——材料許用應力，MPa ；

用該公式計算結果為28mm，與該設備管板厚度一致。

3.3 換熱管縱向剛性校核

該設計方法考慮換熱管為剛性支撐，因此需要校核換熱管的軸向彎曲剛度。

其中Et—— 換熱管材料彈性模量，MPa；

J—— 換熱管截面慣性矩，mm4；

do—— 換熱管外徑，mm；

di—— 換熱管內徑，mm；

lk—— 換熱管無支撐跨距，mm；

實際縱向彎曲力：

（1）當換熱管伸長量大于殼體伸長量時：

（2）當換熱管伸長量小與殼體伸長量時：

其中：PP—— 壓力產生的縱向力，N；

pT—— 溫差產生的縱向力，N；

當Fk＞[Fk]時，剛度合格。

由壓力產生的軸向力：pP=fpt

其中：f——每根換熱管承受的受壓面積，mm2；

tt——換熱管間距，mm；

pt——管程壓力，MPa

式中：Δl——換熱管和殼體的膨脹差，mm；

l——換熱管長度，mm；

Ft——換熱管總截面積，mm2；

Et——換熱管彈性模量，MPa；

Es——殼體彈性模量，MPa；

Fs——殼體總截面積，mm2；

3.4 過渡段厚度設計計算

過渡段厚度計算需要通過受力分析，確定其受力模型，經分析過渡段與管箱圓筒連接相當于外周邊固定，過渡段與管板、殼體圓筒連接內周邊相當于固定且受支撐環板，其模型如圖6所示。

圖6 過渡段結構及受力模型

根據機械設計手冊（第四版）第1篇表1-1-117，1-1-118

內邊界處應力

外邊界處應力

σr1——環板內邊界處徑向應力，MPa；

σr2——環板外邊界處徑向應力，MPa；

σt1——環板內邊界處周向應力，MPa；

σt2——環板外邊界處周向應力，MPa；

pC——計算壓力，MPa；

R——環板外徑，mm；

r——環板內徑，mm；

h——環板設計厚度，mm；

A16，A17，B15，B16——系數，由機械手冊根據R/r查取；

4 結束語

1）高溫側管板襯里護板直徑較大時采用分塊結構代替原整板結構，使每個開孔板所產生的熱膨脹量小于整張孔板的熱膨脹量，有利于襯里護板開孔與隔熱陶瓷管口對中，可以減小襯里護板開孔直徑。護板采用分瓣搭接結構，護板間留有膨脹量，有利于減少了膨脹約束。

2）考慮轉化氣蒸汽發生器入口端在高溫高速轉化氣的反復熱沖擊下，推薦采用深孔焊結構。

3）結構允許的情況下，殼程第一個進水口盡量靠近入口端管板，強化入口端管板附近的汽水循環，避免了產生的流體停滯區，降低了管板的金屬溫度。

4）本文強度設計是常規計算方法，有條件進行有限元分析。