PX裝置抽余液塔大管徑管道設計淺析

齊衛剛,盧亞舟

(1.中石化廣州(洛陽)工程有限公司,廣東 廣州 510630;2.中國科學院地球物理化學研究所 有機地球化學國家重點實驗室,廣東 廣州 510630)

在煉油、化工行業中,塔器用于蒸餾、吸收和解吸等物理分離過程。塔器需要與回流罐、重沸器及冷卻器等多種設備緊密相連,使得塔體管道復雜[1],將針對某150萬t/a芳烴聯合裝置中的抽余液塔區管道的布置和優化過程進行簡要分析。

1 裝置概況

1.1 工藝流程簡介

圖1所示為抽余液塔系統工藝流程簡圖:抽余液經過進料換熱器換熱到泡點溫度進入抽余液塔,塔頂氣相一部分進入抽余液塔頂空冷器,一部分進入熱媒水換熱器,經過換熱后進入抽余液塔回流罐。塔底解吸劑在重沸器和輔助重沸器的加熱作用下氣化返塔,解吸劑釜液經泵增壓后,進入吸附塔。

圖1 抽余液塔系統工藝流程簡圖

1.2 平面布置

塔與其關聯設備如進料加熱器、非明火加熱的重沸器、塔頂冷凝冷卻器、回流罐、塔底抽出泵等,宜按工藝流程順序(圖1),在不違反“防火規范”的條件下,盡可能靠近布置。抽余液塔區平面布置圖如圖2所示。

圖2 抽余液塔區平面布置圖

兩個重沸器構架關于抽余液塔對稱布置,整齊而美觀。同時考慮到將塔的運輸路線和裝備塔內構件(塔盤等)進出的空間,將塔器和立罐布置于緊挨道路的一側,方便運輸、操作和檢修。抽余液塔分餾構架布置于管橋西側,抽余液塔塔頂空冷器對稱地布置于伸縮縫兩側。整個分區呈正方形,設備布置緊湊有序,充分利用了空間。

1.3 相關設計參數

抽余液塔的直徑達到10 700 mm,切線高64 900 mm,采用91層高效多溢流(MD)塔板,其管道工藝數據如表1所示。

表1 抽余液塔管道工藝數據表

通過上述描述和相關設計參數可知,抽余液塔區管道具有管徑大,管道分支多,管道自身荷載大,設計溫度高等特點。針對以上問題,本文將以抽余液塔塔頂氣相線和重沸器返回線為例,對大管徑管道的設計和應力分析進行詳細分析。

2 塔頂氣相管道設計

根據要求,塔頂至冷換設備間的管道應布置成“步步低”,不得出現“液袋”。塔頂氣相管道至多臺并聯的冷換設備時,應對稱布置,避免偏流。塔頂氣相管道布置如圖3所示。

圖3 抽余液塔頂氣相管道模型

2.1 附塔部分管道設計

附塔管道在塔上的垂直管段長度為52 m,水壓試驗荷載重151 300 kg,操作荷載重49 000 kg,遠超出普通支架所涵蓋的支架允許荷載的范圍,管道需要在地面做水壓試驗,最后一道焊縫做100%射線探傷。塔頂管道的第一個承重支架,在保證不影響設備焊縫的前提下,應設在距塔體上封頭焊縫以下最近的部位。承重支架后需加導向支架,設置原則按一個承重一個導向的原則,一般按:承重-導向-彈簧-導向-彈簧-導向的原則設置支架。如圖4所示,節點A處設置承重支架,下面設置導向支架,節點D處設置彈簧吊架,后面兩個節點處設置導向支架。

圖4 塔溫度梯度及附塔管道應力分析圖

彈簧支架操作荷載的分配一般按以下經驗原則:(L表示垂直段長度)

(1)當30 m≤L≤50 m,一般設置一個彈簧支架,第一個承重支架分擔總荷載的70%,彈簧分擔總荷載的30%。

(2)當L>50m,一般設置兩個彈簧支架,第一個承重支架分擔總荷載的50%,后兩個彈簧分別分擔總荷載的25%。

抽余液塔氣相管道附塔長度為52 m,考慮設置一個彈簧支架,彈簧荷載取管道30%操作重,為16 000 kg。同時由于管道直徑較大,其承重支耳和管托重量較大,選用彈簧時一定要考慮到管道支架或支耳本身的重量,這樣選出的彈簧特殊支架才接近實際的受力情況。彈簧的位移可以利用塔的熱脹量-管道的熱脹量求得,熱脹量的計算公式如下[3]:

△t=L·at△T=L·et

(1)

式中:△t——管系的熱脹量,mm;

△T——管系的溫升,℃;

L——管系的長度,m;

at——線膨脹系數,由20 ℃至t℃的每溫升1 ℃的平均線膨脹量,mm/(m·℃);

et——單位線膨脹量,由20 ℃至t℃的每米熱膨脹量,mm/m。

根據塔上相應高度管道的溫度值模擬出塔的溫度梯度,并設計管線上支架的設置位置見圖4,設備及管道上兩節點間的熱脹量的計算見表2～3。線脹系數是根據相應節點間的操作溫度值,用插值法算出。

表2 設備相應節點間的位移

表3 管道相應節點間的位移

D點彈簧位移:Δ=Δ1+Δ2+Δ3-Δ4=6.52 mm,位移向上。

在設置導向支架時,考慮到垂直管段需要吸收水平段管道的位移,最后一個導向支架距水平管道宜不少于H/3(H表示管道跨距)。但是因為Z向水平段管道太長,H/3長的垂直管段并不能吸收水平段位移,所以要求導向支架既允許管道垂直移動,又要允許管道水平移動,因此只在X軸方向設置導向支架。

2.2 分餾構架部分管道設計

圖5為氣相管道分餾構架部分的應力分析圖,由于抽余液塔在熱態情況下,整體向上熱脹,帶動管道整體向上移動,此時生根在管橋和構架上的1～3節點脫空,應該考慮設置彈簧支架,保證熱態情況下對管道起到支撐作用。由于7～11點都是剛性支撐,在熱態的情況下,管道向上熱脹,這樣節點4～6在抽余液塔的提拉之力和下方管道的熱脹之力下全部脫空,4個DN1500的蝶閥的重量全部落在三通的位置,使得三通位置處應力超標,通過在節點4～6設置彈簧支架是一種解決方法,但是這樣帶來了兩個問題:

圖5 塔頂氣相管線應力分析圖

(1)雖然彈簧支吊架的使用可以達到增加管道柔性的目的,可以明顯降低管道的應力,但是在水平方向上易受到介質沖擊或風載荷而引起擺動[2]。

(2)節點4和5的位移不同,分別為5.5 mm和2.7 mm。由于熱態下位移不同使得彈簧附近的法蘭在扭矩的作用下,可能出現泄露風險,其操作工況下4個蝶閥的法蘭校核結果如表4所示:

表4 法蘭校核結果

通過以上的分析,目前的管道規劃雖然可以滿足應力要求,但是整個管系的穩定性不足,且4個DN1500蝶閥附近法蘭校核不合格,存在泄露風險,需要在蝶閥附近設置剛性支架,減少法蘭泄露風險及增強管系穩定性。因此可以通過向+Z方向拉一段距離,使得節點10～12能夠在熱態下在構架頂端坐住,以增加整個管系的剛性和穩定性。優化后的管道如圖6所示,通過+Z方向走的直管段,使得節點10～12處可以直接采用剛性支架生根于構架,減少了法蘭泄露的風險。

圖6 塔頂氣相管道優化應力分析圖

由于進入熱媒水換熱器的總管長達35 m,管道在X方向的熱脹量較大,使得兩端換熱器管嘴力和力矩過大,因此在XZ平面內增加一個“π”形補償器,以吸收X軸和Z軸的管道熱脹量。在靠近換熱器入口管嘴處節點19設置彈簧支架,一方面分擔管嘴承重,另一方面通過彈簧吸收換熱器管嘴熱位移而產生的形變,減少管嘴處產生的作用力和力矩,更好地保護管嘴。

法蘭泄露校核:

由于管道熱脹或冷縮對其所連接的設備可能產生較大的作用力和力矩。對于管道設計而言,應防止這些力和力矩引起法蘭泄漏,設備變形和局部應力的增大,因此還要對設備管嘴承受的載荷進行校核和對法蘭泄漏進行校核[4-6]。為了校核法蘭是否泄漏,可以將法蘭所承受的外力和力矩按照下列公式折合為計算壓力(P)[3]:

P=16M×1 000(πD3)+4F/(πD2)

(2)

式中:P——壓力,MPa;

M——法蘭承受的彎曲力矩,N·m;

Mx——法蘭在某一方向承受的彎曲力矩,N·m;

My——法蘭與上述方向的垂直方向和所承受的彎曲力矩,N·m;

F——法蘭所承受的拉力(不包括內壓產生的拉力),N;

D——墊片的計算直徑;mm。

法蘭的計算壓力為:

P計算=P設計+P

(3)

將計算壓力與材料的溫壓曲線進行對比,就可以判斷法蘭是否有泄漏風險,一般的P計算/P溫-壓<1則說明法蘭沒有泄漏風險。如表5所示,通過改變管道走向使得法蘭的校核比率皆小于1,說明法蘭沒有泄漏的危險。

表5 法蘭校核結果對比

3 塔底重沸器管道設計

3.1 裙座高度的確定

在實際工程中,塔器通常是用裙座固定在地面基礎上的,當塔底出口管與泵相連接時,塔的裙座高度應大于泵的必需汽蝕余量的要求,其確定方法如圖7所示。

圖7 塔的裙座高度

裙座高度:

H=h1+h2+h3+h4

(4)

式中:h1——管橋側梁標高;

h2——塔底管道彎頭高度;

h3——預留給設備專業焊接用的直管段,通常取300～400 mm;

h4——塔底封頭高度,規劃初期可按長半徑橢圓封頭考慮。

經過規劃,塔底抽出線走第二層側梁(EL+7 500 mm),經過以上公式計算,抽余液塔的裙座高度H確定為EL+11 500 mm,高于工藝要求的最低裙座高度EL+11 000 mm。再根據塔底重沸器的熱虹吸高度要求就可以確定重沸器的支撐高度,進一步確定重沸器構架的層高。

3.2 立式重沸器管道設計

根據工藝要求,重沸器進出口管道在滿足柔性的條件下,應使管道盡量短,彎頭數量少,以減少壓降,塔底的重沸器的管道走向及應力分析如圖8所示。

圖8 重沸器管道應力分析圖

在熱態情況下,塔器和立式重沸器都向上運動,使得生根于構架的節點①脫空,需要彈簧支架,同時由于管徑太大,要在節點①處設低摩擦滑動支架,減小管道熱脹的阻力,方便管道在X軸向自由熱脹,減小摩擦力對管嘴的影響。而節點②在塔和重沸器固定點以下,所以其位移方向是向下,需要設置位移向下的彈簧,在起到支撐作用的同時也不阻礙其在-Y方向的移動。同時由于塔的固定點低于立式重沸器的固定點(塔的裙座為EL+11 500,立式重沸器生根于EL+12 500平臺),塔的熱脹量大于重沸器的熱脹量,因此立式重沸器需要采用位移向上的彈簧支撐。

3.3 輔助重沸器管道設計

輔助重沸器是臥式重沸器,有兩個返回口,且介質為氣液兩相流流體,為盡可能減少偏流,使工藝介質均勻地返回抽余液塔,在設計返回管道時一定要對稱布置。重沸器返回口管道走向及應力分析如圖9所示,結合圖9對返回口管道的設計進行分析:

圖9 輔助重沸器管道應力分析圖

由于臥式重沸器離抽余液塔距離比較遠,X軸向的管道較長,而立管無法吸收這一部分管道的熱脹量,使得重沸器和塔的返回口受力超標,因此考慮在XZ平面內布置“π”型補償器來增加管道柔性,吸收X軸的熱脹量。在熱態情況下,抽余液塔的重沸器返回口向上移動,導致節點①和節點②脫空,需要在此設置位移向上的彈簧支撐。

為了增加管道的穩定性,管道從重沸器返回口出來后,需要向-X方向走一段距離,使得節點③能夠直接采用剛性支撐在構架上坐住,以此來增加管道的剛性。由于與重沸器返回口相連的垂直段管道長度較大,整個垂直管道的重量都作用在重沸器返回口上,導致其管嘴Y向受力過大,因此考慮在垂直管道節點④處設置彈簧支撐,來分擔管嘴的受力。

通過以上布置發現臥式輔助重沸器整體管道較長,彎頭較多,可能會造成管系壓降較大,使得汽化后的氣液兩相返塔困難,應及時反饋給工藝專業,讓其校核壓力降。經過工藝專業的校核,輔助重沸器的壓力降符合工藝要求。

4 結語

簡要介紹了某150萬t/a芳烴聯合裝置中的抽余液塔區的平面布置、管道布置及支架設置,并對其設計依據和理念進行分析和探討。得出以下結論:抽余液塔作為整個全廠最大的設備,與其關聯的管道普遍都具有管徑大,跨距長,荷載大,分支多,設備管嘴受力大等特點,其平穩運轉對整個裝置的生產運行有著重要作用。對于管道專業來說,在滿足工藝條件的要求下,通過合理的平面布置,管道柔性設計以及支架的設置,可以有效地增加管道穩定性,降低管道對設備管嘴的作用力和力矩,增加滿足其受力要求,確保抽余液塔長周期安全運行。芳烴聯合裝置采用UOP工藝包,其抽余液的設計符合一般大型煉油化工廠PX裝置處理量大,管道直徑大等典型特征,其管道設計具有一定的代表性和參考價值。