加氢裂化装置高压缠绕管式换热器管道设计探讨

王京红　庞伟

（中石化洛阳工程有限公司)



加氢裂化装置高压缠绕管式换热器管道设计探讨

王京红*庞伟

（中石化洛阳工程有限公司)

结合某加氢裂化装置高压缠绕管式换热器的管道设计，从设备平面布置、管道布置、管道材料和管道应力等方面进行了系统论述，并对缠绕管式换热器提出了一种新的换热介质流向方案。从管道长度、管道二次应力、设备管口受力以及设备法兰泄漏几个方面，将新的换热介质流向方案与传统的换热介质流向方案进行了对比，新方案对于减少管道投资有不错的效果。

缠绕管式换热器管道设计加氢裂化换热介质流向法兰

0　前言

缠绕管式换热器广泛应用于化工装置，近年来也开始陆续应用于炼油装置。目前在加氢精制、加氢裂化装置上，高压换热器应用得比较多的是螺纹锁紧环换热器。缠绕管式换热器与螺纹锁紧环换热器相比，两者结构差异较大，前者具有以下几个优点。

（1）节省材料。高效单旋式换热器传热系数高、结构紧凑，单台高效单旋式换热器即可达到多台普通列管式换热器的换热要求。

（2）降低能耗。高压换热器采用高效单旋式换热器后，随换热器效率的提高，原料气反应前加热炉的负荷相应下降，燃料消耗明显降低，经济效益和社会效益显著[1]。

（3）节省投资。高效单旋式换热器作为高效紧凑型换热设备，与常规换热器相比，在相同条件下可减少设备数量、减少占地面积，在节省设备投资的同时也可减少管线投资。占地面积优势对于装置的改扩建起着重要作用；对于新建装置,在当前土地资源紧缺的情况下也起着巨大的作用。

高压换热器在加氢装置上属于核心设备。不论换热器采用何种形式，与其相连的管线设计得合理与否，都将直接影响加氢装置能否安全稳定运行。高压换热器管道是加氢裂化装置中极具代表性的重要管系。其主要特征为：操作温度高，操作压力高，管道直径较大，管壁较厚，多数情况为采用合金钢或者不锈钢制作。

虽然高压换热器的工艺流程相对较简单,但配管的设计还是有难度的。主要的难点在于管道的热膨胀会对高压换热器产生较大的作用力。其原因有以下几方面:（1）介质操作温度高，可达400℃以上，因而管道膨胀量大。（2）介质操作压力高，可达18 MPa以上，因而管道壁较厚 (Sch140以上)，管道自身柔性较差。（3）高压换热器之间空间比较狭小，调整管道走向没有很大的余地，通常需要通过增加管线长度的方法来吸收热膨胀。

传统的螺纹锁紧环换热器与高压管道通常采用对焊形式连接，但缠绕管式换热器与之不同。缠绕管换热器由于无法通过抽出管束或者退壳等方法对管束及壳体内部进行检修，高压管道与换热器间须采用法兰形式连接，以便在需要时能通过法兰口对其内部元件及管束进行检修维护。由于高压管道自身刚度较大，与反应器管道布置相似，连接高压缠绕管换热器管壳程的每段管线上均需要设置可拆卸短节。在对管系进行应力分析时，一般通过合理的管道布置使管系得到自然补偿，并在合适的位置设置弹簧支吊架以解决管道对高压换热器作用力过大的问题。因为采用法兰连接会增加管系泄漏点，所以对法兰泄漏的校核也是该管系应力分析的重要任务之一。此外该部分管线由于氢气、硫化氢和铵盐等物质的存在，设备及管道的腐蚀情况非常复杂。

1　工艺流程

加氢裂化装置高压换热器部分工艺流程相对简单，一般为反应器进料、氢气、汽提塔底液等冷物料与反应馏出物、热高分气等热物料通过热量交换实现热量的合理有效利用。通常，被加热的流体宜下进上出，被冷却的流体宜上进下出。这个原则主要是从流体密度改变来考虑的。热流在流动传热过程中，流体密度会沿流动方向即温度下降方向越来越大，从而会形成阻滞区，阻碍流体流动。当热物流进入换热器的方向为上进下出时，重力下降作用有助于消除阻滞区的影响；相反，热物流下进上出时会增加阻滞区的影响。在同种介质内部宜避免由于温差 （密度差）引起的空间逆向对流。介质的温差越大，流体的自然对流越强，形成的滞留带的影响就越明显。因此介质进出口位置一般宜按热流体上进下出、冷流体下进上出的原则来设计，以减小滞留带的影响，提高传热效率[2]。

2　加氢裂化装置反应部分的平面布置

在进行加氢裂化装置平面布置时，首先要结合已有的地形情况，在满足工艺流程的前提下，按物流顺序进行设备布置。通常情况下，装置的平面布置决定了管道走向，但反过来，一些有特殊工艺要求的管道有时也制约着平面布置，所以在满足工艺要求的情况下合理布置相关设备就显得尤为重要。

根据《石油化工企业设计防火规范》规定：加氢裂化、加氢精制装置等的反应加热炉与反应器，因其加热炉的转油线生产要求温降和压降应尽量小，且该管道材质是不锈钢或合金钢，价格昂贵，所以反应加热炉与反应器的防火间距不限。反应器一般位于反应产物换热器和反应加热炉之间，反应产物换热器一般紧靠反应器布置，所以反应产物换热器与反应加热炉之间防火间距也不限[3]。由于缠绕管换热器本体支撑形式采用支座式，需安装在构架上，所以按照工艺流程顺序布置反应器、高压换热器以及热高压分离器，高压换热器和热高压分离器就布置在同一构架内。在满足操作维修要求以及管系应力分析的前提下，反应器和高压换热器布置得越紧凑越好，这样可缩短不锈钢管道长度，减小压降，减少介质在管道内结焦的可能性，为长周期安全生产创造条件，同时还可节约工程投资。某厂210万t/a加氢裂化装置反应部分的平面布置见图1。

3　高压换热器管道布置

对于缠绕管式换热器来说，通常换热器本体长度较长。设计换热器管壳程流体进出方向时，若按常规设计，不论冷物料走管程还是壳程，宜下进上出，而热物料宜上进下出。冷、热物料从一台换热器流出后，经过一段管道再进入下一台换热器。两台换热器之间的连接管道布置，就竖直管道部分而言，需要增加一段对应整个换热器长度的管道。对于高压换热器管道来说，其管径大，管壁厚度大，管道的成本较高。为了节省管道投资，在某厂210 万t/a加氢裂化装置的设计过程中，经与工艺、设备等专业部门联合评审，确定该装置的几台高压缠绕管换热器采用热流体下进上出、冷流体上进下出的进料方式，使串联的高压缠绕管换热器之间的连接管道缩短，即热流体从前一台换热器底部流出后，直接进入下一台换热器底部 (下文简称 “底出底进”)。该方案与传统的方案 (下文简称 “底出顶进”)相比，减少了管线长度，但该方案在一定程度上会造成流体空间对流，降低换热效率。经过工艺专业部门与换热器供应商核算，确定选取换热物料温差相对较小的换热器作为试验对象进行试验。试验结果表明，调整前、后两方案换热器成本及换热效率均变化较小，故新方案可行。换热器管壳程进料方向调整前后管道布置如图2、图3所示。图2中左边管线管号P-10603，长度32 m；右边管线管号P-10602，长度29.5 m。图3中左边管线管号P-10603，长度18 m；右边管线管号P-10602，长度13.5 m。可以看出，试验方案 “底出底进”在管线长度方面比传统方案 “底出顶进”有大幅的减少。缠绕管式换热器本体长度越长，两种方案的管线长度相差就越大。

进行高压换热器管道设计时，要求高压换热器设备的管嘴其受力满足允许的受力条件，管道的热应力不超过管道的许用应力，同时管道布置应尽可能短，尽量少拐弯。在管道设计时，还要充分考虑管道自身的较大热位移，避免操作时管道和框架梁及斜撑相碰。高压换热器管壳程进出口管道均应进行详细的管道应力计算。垂直管道较长时，应考虑在立管处设置导向支架。为方便高压换热器进出口管道的安装及检修，管壳程进出口法兰弯头处应设置一对高压拆卸法兰。

高压缠绕管换热器进出口法兰和可拆卸短管法兰处均应设置消防蒸汽环管，消防蒸汽环管固定于法兰处。每个消防蒸汽环均应设置一个切断阀。切断阀应集中布置在明显、安全和开启方便的地方，通常布置在距消防环管半径7.5 m之外的地面处。

图1　某厂加氢裂化装置反应部分的平面布置

图2　底出顶进方案管道布置

图3　底出底进方案管道布置

4　高压换热器管道腐蚀机理及材料选用

4.1腐蚀类型

加氢裂化原料一般主要成分为大分子烃类,同时含有Cl、N、S等杂质，这些杂质在反应过程中会形成具有腐蚀性的介质环境。高压换热器管道的突出特点是操作压力高，操作温度跨度范围较宽(95～420℃)。在高温范围 （240℃以上），管道可能存在高温氢+硫化氢腐蚀以及高温硫腐蚀；在低温范围，管道可能存在湿硫化氢腐蚀以及铵盐腐蚀等。同时，管系还可能处于氢气、硫化氢、环烷酸(根据介质情况)及连多硫酸等多重介质存在的苛刻工况。因此选材正确和产品质量稳定、可靠是保证装置长周期运行的关键因素。

高压换热器管道主要存在以下几种腐蚀类型：

（1）氢腐蚀;（2）高温氢+硫化氢腐蚀;（3）高温硫腐蚀;（4）NH4Cl及NH4HS腐蚀;（5）湿H2S腐蚀;（6）连多硫酸腐蚀。

4.2材料选用

合理的选材是保证装置长周期、安全平稳运行的前提条件。管道材料的选用应根据介质条件、腐蚀环境等综合情况来确定。

（1）对于操作温度等于或高于200℃，介质中含有氢气的工况，在选用碳钢或合金钢管道材料时，可依据Nelson曲线选择合适的抗氢钢材。一般情况下,200℃以下可以选用碳钢。

（2）用于高温H2+H2S环境中的管道，首先根据 Nelson曲线进行预选材，然后根据 Couper-Gorman曲线估算预选材质的腐蚀速率，所选材质的腐蚀速率不宜超过0.25 mm/a。反应部分的高温氢气管道、高温混氢进料管道以及反应馏出物管道等常选用TP321或TP347不锈钢。

(3）反应部分高温原料油管道存在高温硫腐蚀。高温硫腐蚀是一种均匀腐蚀,可先按McConomy曲线核算年腐蚀速率，然后以可以接受的腐蚀速率来确定所要使用的材料。

（4）对于铵盐腐蚀，国内通常采用碳钢加大腐蚀余量的方法来解决铵盐腐蚀问题。换热器到高压空冷之间的管道可选用6 mm腐蚀余量。

（5）在湿H2S气相条件下，一般可选用碳钢作为主管材，并应满足抗硫化物应力腐蚀开裂(SSCC)要求。在湿H2S液相或气液混相条件下，应根据H2S含量及液相酸碱度等选择适宜的材料。

（6）在连多硫酸应力腐蚀环境下，可能产生连多硫酸应力腐蚀开裂，故奥氏体不锈钢应选用超低碳或稳定化型不锈钢[4]。

综合考虑以上各种腐蚀因素，对反应器到热高压分离器之间的高压换热器管道可选择TP347或 TP321材料，具体选用哪种材料还需通过壁厚计算并结合钢材的具体性能来确定，以实现选材的安全经济合理。热高分气通过换热后温度可降至200℃以下，用于此物料的换热器管道宜选用碳钢A106。

4.3壁厚计算

管号为P-10603的管道其介质自高压换热器(E102)管程出口流至高压换热器(E103)壳程入口。该管道工艺参数如下：公称直径DN450、设计温度337℃、设计压力17.17 MPa，工艺介质为氢气、油气和硫化氢。根据上述选材原则，腐蚀余量按1.6 mm考虑，材料厚度偏差按±12.5%考虑。根据SH/T 3059—2012标准规定，当直管计算壁厚小于管子外径Do的1/6时，可按式（1）计算得出TP321 和 TP347材料的计算壁厚分别为 35.65 mm和28.36 mm。从计算结果可知，在管道布置完全一致的前提下，选用TP347得出的计算壁厚比TP321减少20.45%。选用TP347时壁厚较小，管道柔性相对较好，有利于管道布置。由式 （2）可以计算出选用TP347时名义厚度为35 mm，根据ASME B36.10按照标准壁厚选取Sch140的壁厚即可。

式中t——直管的计算壁厚，mm;

p——设计压力，MPa;

Do——钢管外径，mm;

[σ]t——设计温度下管子材料许用应力，MPa;

φ——焊缝系数，无缝钢管取1;

W——焊缝接头强度降低系数;

Y——温度对计算直管壁厚公式的修正系数;

T——名义厚度，mm;

C1——材料厚度负偏差，mm;

C2——腐蚀、冲蚀裕量，mm;

C3——机械加工深度，mm;

C4——厚度圆整值，mm。

5　应力分析与支吊架设置

对管道进行应力分析的目的是保证管道在设计条件下具有足够的柔性，防止管道由于热胀冷缩、端点附加位移、管道支撑设置不当等原因造成下列问题：（1）管道应力过大引起金属疲劳;（2）管道连接处或法兰产生泄漏;（3）管道推力或力矩过大，使与其相连接的设备产生过大的应力或变形，影响设备正常运行。

5.1方案比较

为了方便比较两方案，选取图2、图3中左边管线作为分析对象。该管线管号为P-10603，图中与其相连的两台换热器位号分别为E-103(左)和E-102(右)，E-102管程出口定义为点10，E-103壳程入口定义为点80，管道材质为A312 TP347不锈钢，公称直径DN450，计算壁厚28.36 mm，设计温度337℃，设计压力17.17 MPa，工艺介质为油气、氢气和硫化氢。通过采用应力分析专业软件CAESARⅡ对该管线进行应力分析。

5.1.1管道应力

通过应力分析可看出，两种方案中各节点二次应力值相差不大，二次应力与许用应力之比均介于0.25～0.31之间。各节点中出现的最大二次应力值与管道许用应力具体数值如表1所示。与传统 “底出顶进”方案的31%相比，试验方案 （“底出底进”）各节点处二次应力最大值与许用应力值的百分比为29%，两种方案在二次应力方面差别不大。

表1　两种方案的二次应力比较

5.1.2设备管嘴的受力比较

两种方案中设备管嘴受力如表2所示，试验方案与传统方案相比，管嘴在x方向受力明显增大，y和z方向的力矩也明显增大。这是由于竖直管段的减少，两台换热器间管线在x方向的热胀无法通过竖直管段进行较好的补偿。

5.1.3法兰泄漏校核

管道的法兰连接处均须进行密封面受力校核。作用于法兰的力和力矩应同时满足下列要求：

表2　两种方案中管道对设备管嘴的作用力

式中pp——管道的设计压力，MPa;

pf——法兰按温压曲线对应的压力，MPa;

peq——力矩和力产生的当量压力，MPa;

M——法兰连接处承受的弯矩，N·mm;

F——法兰连接处承受的轴向拉力，N;

DG——垫片压紧力作用中心圆直径，mm。

管道的设计压力pp为17.17 MPa，法兰的压力等级为CL2500。根据温-压曲线查得，在设计温度337℃下，法兰最高使用压力为28.21 MPa，两种方案下对设备管口法兰进行泄漏校核，计算结果列于表3。当量压力peq与管道压力pp之和小于 pf，法兰不会泄漏。

通过分析结果可以看出，两种方案在二次应力上差异不大，但从设备管嘴受力上来看，试验方案比传统方案管嘴在x方向受力以及y、z方向力矩都有明显增大，但两方案经计算设备法兰处均不会出现泄漏。

5.2管道支吊架

高压管道和不锈钢管道应尽量采用管卡式管托和管道吊架，尽量避免或减少使用焊接型的管托和管道吊架。由于连接高压换热器的管道温度高、位移大，为保证支架不脱空，需在合适的位置设置弹簧支吊架。在选用弹簧支吊架时，尽量选用弹簧吊架，吊架吊杆的长度不宜过短，须保证热态工况下吊杆的偏移角度不超过4°。

表3　两种方案下设备管嘴法兰的泄漏校核

6　结束语

本文针对加氢裂化装置核心设备高压缠绕管式换热器的管道设计，从设备平面布置、管道布置、管道材料选用和管道应力计算等方面进行了系统论述，并对缠绕管换热器管道布置提出了一种新的换热介质流向试验方案。从管道二次应力、设备管口受力以及设备法兰泄漏几个方面，将新的换热介质流向方案与传统的换热介质流向方案做了比较。

加氢裂化装置高压换热器管道选材时，需综合考虑管系操作温度高，操作压力高，处于氢气、油气、硫化氢等多种介质共存的复杂环境等特点，管线材料可能出现氢腐蚀、硫化氢腐蚀、铵盐腐蚀等问题。经过对管道可能存在的腐蚀情况进行分析比较，用于高温、高压的临氢管道宜选用稳定化型的奥氏体不锈钢。此外，经过分析计算，同等设计条件下选用TP347作为管道主材，计算壁厚可比选用TP321减少20%左右，可大大减少热态工况下管道对设备管嘴的作用力，降低法兰泄漏风险，保障装置长周期安全稳定运行。

在本项目实例中，试验方案与传统方案相比，二次应力方面两者没有明显差异。虽然在设备受力方面不如传统方案，但对于高压设备来说，试验方案中管嘴受力也在较为合理范围内，增大的受力不会导致设备制造成本上升，试验方案可有效减少不锈钢高压管道的长度，降低了压降，节省了投资，具有实际应用意义。高压缠绕管换热器本体长度越长，相比螺纹锁紧环换热器优势越明显，这就意味着若使用传统进料方案会大幅增加管道长度。两种方案各有优缺点，传统方案在管系受力尤其是设备管嘴受力上具有优势。但需要特别注意的是，实际应用试验方案前，需根据实际情况先进行分析计算，在设备受力允许的情况下，选用试验方案，这对于减少管道投资有不错的效果。

[1]张贤安.高效缠绕管式换热器的节能分析与工业应用[J].压力容器,2008,25:54-57.

[2]柴诚敬.化工流体流动与传热 [M].北京：化学工业出版社，2007.

[3]中国石化集团洛阳石油化工工程公司．GB 50160—2008石油化工企业设计防火规范 [S]．北京：中国计划出版社，2013．

[4]中国石化工程建设有限公司．SH/T 3059—2012石油化工管道设计器材选用规范 ［S］．北京：中国石化出版社，2013．

Discussion on the Design of High Pressure Wound-tube Heat Exchanger Pipe of Hydrocracking Unit

Wang JinghongPan Wei

According to the design of the high pressure wound-tube heat exchanger pipe of one hydrocracking unit,the systematic discussion is carried out in respect of several aspects including equipment layout,piping layout, pipe materials and pipe stress.Meanwhile,a new flow direction of the heat-transfer medium for the wound-tube heat exchanger is presented.Compared with the tranditional flow direction from the following aspects including pipeline length,secondary stress,equipment force and flange leakage,the scheme with the new flow direction has lower investment on pipelines.

Wound-tube heat exchanger;Piping design;Hydrocracking;Heat-transfer medium;Flow direction;Flange

TQ 055.8DOI：10.16759/j.cnki.issn.1007-7251.2016.06.003

2016-04-18)

*王京红，女，1968年生，高级工程师。洛阳市，471003。