转化炉高压蒸汽过热器模块振动原因分析及优化调整

李清博，曹文欣，帅敏刚，木锋涛

(陕西延长中煤榆林能源化工股份有限公司，陕西 靖边 718500)

0 引 言

陕西延长中煤榆林能源化工股份有限公司(简称榆林能化)一期启动项目填平补齐工程1 920 kt/a甲醇联合装置以煤和油田气为原料，通过煤气化和油田气蒸汽转化制备甲醇合成气，甲醇合成气经低压甲醇合成系统生产MTO级甲醇。其中，甲烷转化系统于2020年底一次投料成功并产出甲醇产品。转化炉是甲烷转化系统的核心设备，由庄信万丰设计、中国成达工程有限公司承建安装，其热负荷达392.3 MW，是一台吸热反应设备，所需热量通过转化炉顶部安装的烧嘴燃烧混合燃料(设计混合燃料气由天然气、DCC干气、MTO装置干气、甲醇合成弛放气膜分离非渗透气、稳定塔不凝气、甲醇合成闪蒸气组成)获得；转化炉为顶烧方箱炉，由辐射段、过渡段和对流段组成，对流段在转化炉端部水平布置，共有7组模块，2组蒸汽过热模块，2组转化炉进料预热模块，2组预转化炉进料预热模块，对流段尾部设置板式空气预热器以回收烟气中的余热，用来加热由鼓风机送来的助燃空气，预热后的空气送转化炉辐射段，出空气预热器的烟气则通过引风机抽至烟囱排放；转化气(即甲醇合成新鲜气)组分为H272.7%(摩尔分数，下同)、CO 14%、CO26.96%，流量约335.1 km3/h(标态，下同)。本转化系统负荷在95%以下时，转化炉对流段高压蒸汽过热器模块运行正常，但随着转化系统负荷的提高，转化炉对流段高压蒸汽过热器模块顶部出现振动偏高问题(振动速度>10 mm/s)，满负荷运行时这种情况愈发明显，此问题制约着转化系统的安全、稳定、满负荷、长周期运行。后经优化调整，转化炉对流段高压蒸汽过热器模块顶部振动过大问题有所改善。以下对有关情况作一介绍。

1 运行中的异常现象及分析

1.1 转化炉炉膛出口烟气温度高

转化系统满负荷运行时，转化炉炉膛出口烟气温度最高点达1 083 ℃，超过联锁值1 075 ℃，出口烟道剩余10个温度测点温度全部超过报警值，导致联锁无法投运，起不到保护作用。炉膛烟气温度高，最应关注的是转化炉炉管壁温、转化催化剂活性和对流段各支撑的极限耐温能力，经与转化炉专利商及设计院交流，共同分析转化炉炉膛烟气温度高的原因，并根据分析结果采取可行措施不断优化工况，保证转化炉炉管等的安全运行。期间对转化炉炉管进行了测温，具体情况如下。

(1)转化炉底部窥视孔测量到的炉管绝大部分温度都在860～920 ℃之间，最高点温度为926 ℃(设计值≤950 ℃)，表明炉管运行是安全的。

(2)据工艺运行数据分析，转化催化剂的活性良好，平衡温距仅约1.3 ℃，转化炉出口气甲烷浓度为3.93%，可能的积炭温度余量为37 ℃，即当前操作条件下很难发生积炭。

(3)转化炉炉膛出口烟气温度高于预期值，而转化炉工艺侧出口气温度低于预期值，表明转化炉内烟气与炉管之间的传热低于预期--在转化炉顶部窥视孔观察到的炉管壁温较低也证实了这一点，转化炉顶部火焰/烟气温度低于预期值。

(4)通过对工艺流程进行模拟，对转化炉炉管、对流段支撑进行详细分析与计算，转化管峰值壁温不得超过950 ℃，对应的转化炉过渡段烟气温度不得超过1 085 ℃。

(5)顶烧式转化炉运行过程中，烧嘴火焰燃烧状态的好坏直接影响转化管和催化剂的使用寿命。火焰燃烧不良会出现偏烧、舔管、炉管局部过热的现象，而热量平衡良好的转化炉是优化生产和炉管使用寿命最大化的基础。炉管管壁温差<75 ℃表明转化炉运行状况良好，操作中几乎可以不用作任何调整；炉管外壁温度不宜出现较大幅度的波动，炉管外壁温度低不仅可防止局部过热造成金属蠕变膨胀致炉管过早失效，而且可在相同平均温度下实现较低的出口气甲烷含量[1]。

1.2 高压蒸汽过热器出口减温水用量大增

由于烟气温度高，导致对流段高压蒸汽过热器模块热平衡与设计情形出现偏差，主要表现为高压蒸汽过热器出口减温水使用量在19 t/h左右(设计值为0)、高压蒸汽过热器出口集合管温度458 ℃(设计值433 ℃)。转化炉出口对流段高压蒸汽过热盘管，其进口集合管材质为304、出口集合管材质为304H，出口管线材质为P91，换热管材质为316H/304，支撑管板材质为ASTM A297Gr-HF。经对高压蒸汽过热器模块的换热管、弯管、出口集箱、集箱大小头、集箱封头管帽进行模拟计算，确认高压蒸汽过热器出口集合管最高允许温度为470 ℃，实际操作中其温度不宜超过465 ℃。

1.3 不同负荷和不同位置模块振动速度各异

满负荷工况下，转化炉对流段高压蒸汽过热器模块顶部振动偏大，随着系统负荷升高、烟气量增加而愈发明显，测得模块表面振动速度峰值为20 mm/s。系统运行6个月时，负荷不足100%，模块振动主要在回弯侧表现较为明显，测得的振动速度峰值为14 mm/s；系统运行10个月后，负荷加至100%时，模块中南部靠近支撑处振动明显，振动最大处测得模块表面振动速度为20 mm/s，弯头箱处振动速度则降至4 mm/s以内。通过对运行数据的初步分析，认为对流段高压蒸汽过热器模块管束内蒸汽高速流动引发模块管束振动大或烟气与模块间的共振是模块顶部振动大的可能原因，将蒸汽过热盘管模块回弯侧弯头箱面板拆除后观察，测得管束振动速度<1 mm/s，未发现异常，排除了蒸汽过热盘管模块管束内蒸汽高速流动引起管束振动的可能。

1.4 一期与二期系统运行数据及设备参数对比

1.4.1 蒸汽过热盘管运行数据

由于蒸汽过热盘管运行参数及材质会影响高压蒸汽过热器模块的热负荷与换热情况，针对转化炉对流段高压蒸汽过热盘管出口集合管超温和模块振动大的问题，榆林能化技术中心相关专业人员将填平补齐工程转化炉(简称二期转化炉)产生振动的对流段高压蒸汽过热器模块的操作/设计参数与一期启动项目转化炉(庄信万丰设计，华陆工程科技有限责任公司承建安装，热负荷383.65 MW)对流段高压蒸汽过热器模块的操作/设计参数进行对比分析。一期转化炉和二期转化炉100%负荷下蒸汽过热器典型运行数据及设计值见表1(注：02E04-1为二期第一组蒸汽过热器模块、E04-1为一期第一组蒸汽过热器模块、02E04-2为二期第五组蒸汽过热器模块、E04-2为一期第五组蒸汽过热器模块)。可以看到：一期、二期转化炉对流段高压蒸汽过热器模块设计数据基本相同；02E04-2与E04-2相比，进口蒸汽温度相当、出口蒸汽温度更高，盘管前烟气温度接近、盘管后烟气温度更低，表明02E04-2设计换热面积更大，实际生产中02E04-2出口蒸汽温度高于设计值，存在超温情况，而烟气流经此模块时，模块内流通面积更小，烟气流动存在受阻情况。

表1 100%负荷下蒸汽过热器典型运行数据与设计值

1.4.2 设备参数

二期第一组蒸汽过热器模块(02E04-1)：入口集合管，规格φ610 mm×46.02 mm，材质304H；出口集合管，规格φ610 mm×46.02 mm，材质304H；换热管，规格φ114.3 mm×13.49 mm，材质316H；支撑管板，材质30Cr-50Ni-W。一期第一组蒸汽过热器模块(E04-1)：入口集合管，规格φ610 mm×40 mm，材质304H；出口集合管，规格φ610 mm×45 mm，材质304H；换热管，规格φ114.3 mm×14.2 mm，材质316H；支撑管板，材质ZNiCr28Fe17W5Si2CO.4。

二期第五组蒸汽过热器模块(02E04-2)：入口集合管，规格φ559 mm×41.28 mm，材质304；出口集合管，规格φ610 mm×46.02 mm，材质304H；换热管，规格φ114.3 mm×8.56 mm，材质316H/304；支撑管板，材质ASTM A297Gr-HF。一期第五组蒸汽过热器模块(E04-2)：入口集合管，规格φ508 mm×40 mm，材质SA106；出口集合管，规格φ610 mm×60 mm，材质304H；换热管，规格φ114.3 mm×11 mm，材质316H/304；支撑管板，材质ZG25Cr18Ni9Si2。

二期辐射段转化炉炉管，规格φ148 mm×14 750 mm，材质25Cr-35Ni。一期辐射段转化炉炉管，规格φ152 mm×14 800 mm，材质25Cr-35Ni。

1.4.3 小 结

综上，二期转化炉与一期转化炉热负荷相当，辐射段炉管材质相同，转化反应所需热量传递效率一致；一期转化炉炉膛烟气温度与转化炉炉管壁温基本正常，而二期转化炉炉膛烟气温度高、转化炉炉管壁温偏低，表明二期转化炉烧嘴燃烧状态可能未达预期效果，导致热量未充分传递至转化管内。为确保正常的出口转化气温度，二期转化炉运行时增加了燃料气量，导致烟气量增加；而二期转化炉对流段第五组模块(02E04-2)换热面积大，导致对流段模块内流通面积小，在较高的烟气流速下，烟气在02E04-2处发生湍流，这可能是引起模块振动的原因之一。

2 优化调整

优化调整前，二期转化炉水碳比为2.9～3.0(设计值为2.86)，出口转化气温度约845 ℃(设计值为880 ℃)，转化气组分(干基)H2、CO2高于设计值，CO低于设计值，转化气量329 km3/h(干基)，略低于设计值335.1 km3/h(干基)。在确保系统安全、稳定、满负荷运行的前提下，拟通过降低转化系统水碳比来减少转化反应辐射热需求，减少燃料气的消耗，降低转化炉炉膛烟气温度，从而降低转化炉烟气量，改善转化炉出口高压蒸汽过热器顶部振动状况。

2.1 调整系统负荷至满负荷

水碳比调整前，维持蒸汽管网稳定。先将转化炉负荷提至100%，通过上游脱硫系统前后自控阀交替调节来增减进入转化炉炉管的原料天然气流量，单次增减不超过1 000 m3/h，待工况稳定后，通过燃料气控制器调节燃气压力适当提高炉温；负荷调整时，分步小幅度调增燃料气和燃烧空气流量，确保烟气残氧和助燃空气压力受控。

2.2 水碳比调整

转化炉100%负荷稳定运行后，计算水碳比，通过中压蒸汽自控阀减少蒸汽的加入量，确保工艺冷凝液回收量不低于设计值，单次退出蒸汽量不超过2.5 t/h；蒸汽退出后，控制转化炉炉管出口转化气温度在842～845 ℃，逐渐减少燃料气量，减少助燃空气量以降低转化炉烟气量，在保证转化炉各部位运行安全的前提下，逐渐退出蒸汽总量约10 t/h。转化炉各部分热量平衡后，逐渐降低水碳比至2.71。

2.3 工况优化

完成水碳比调整后，现场进行工况优化：对转化炉所有烧嘴逐个检查其运行情况，并及时对燃烧状况差的烧嘴进行调整；加强巡检，及时测温，检查转化炉炉管、炉墙、外壁、人孔、集气管三通与人孔、废锅人孔、预转化炉外壁温度是否在正常范围内；检查转化炉各弹簧支吊架、对流段高压蒸汽过热器模块振动情况是否异常，多点监测振动情况并及时通报；巡检人员加强燃料气分离罐重组分排液工作，如有异常及时汇报调整。转化炉混合燃料气[天然气、渣油裂解装置(DCC)干气、MTO装置干气、甲醇合成弛放气膜分离非渗透气(尾气)]等工艺优化调整数据见表2。

表2 转化炉工艺优化调整有关数据

2.4 优化调整结果综合分析

(1)转化炉水碳比适当降低，工艺系统加入的总水量减少约10 t/h，中压蒸汽(4.0 MPa、425 ℃)消耗量降低，吨甲醇综合能耗降低。控制转化炉炉温不变的情况下，燃料消耗量下降，转化炉烟气量减少，转化炉炉膛出口烟气温度降至1 075 ℃。

(2)水碳比降低后，送至甲醇合成系统的转化气量(干基)下降约7 800 m3/h，按照生产吨甲醇消耗新鲜气2 350 m3计，每天减产甲醇约80 t；降低水碳比后，甲烷转化反应动力下降，提温增加反应热负荷也不能满足甲烷转化率要求，转化气组分中H2含量微降、CH4含量上涨、CO含量微涨、CO2含量微降，甲醇合成有效气组分稳定、气量减小。当然，考虑到转化系统运行的安全性和经济性，水碳比也不宜过低，以避免炉管超温、转化催化剂析碳风险，且应保证甲醇联合装置的产能和效益。

(3)由于高压蒸汽过热器模块热平衡与设计有偏差，导致对流段减温水量远大于设计值(设计值为0)，优化调整后，减温水量未有明显下降，调整期间，现场检查振动情况，排除了减温水量大产生波状流造成模块振动大的可能。系统加负荷期间，经监测得出，转化炉对流段高压蒸汽过热盘管的振动速度与烟气流量成正比，可以认为烟气阻力与模块振动速度成正比。

(4)转化炉混合燃料气设计上由天然气、DCC干气、MTO装置干气、甲醇合成弛放气膜分离非渗透气、稳定塔不凝气、甲醇合成闪蒸气组成，调整期间，为持续优化转化炉工况，将甲醇合成系统闪蒸气和稳定塔不凝气退出燃料气管网，40 h后，转化炉水碳比降至2.71，转化炉炉管出口转化气温度为847 ℃，转化炉运行稳定，高压蒸汽过热器模块振动速度(最大值)由20 mm/s降至14 mm/s。于是，保持转化系统水碳比在2.71稳定运行。

3 改进措施

(1)转化炉运行已近30个月，虽然除转化炉对流段高压蒸汽过热器模块振动偏高外，对流段其余模块虽未见明显振动(均运行正常)，但仍然应定期委托设计院协助对辐射段底板和横梁以及对流段高压蒸汽过热盘管第一组模块支撑、盘管、集合管与第五组模块支撑、盘管、集合管运行的安全性进行评估。

(2)一是对转化炉烧嘴进行改造升级，优化烧嘴火焰燃烧效果，即通过改造烧嘴燃气喷枪与喷头设计，提升燃气压力，增加火焰刚性，尝试改善转化炉烧嘴燃烧不佳的状况，以提高转化炉辐射段热效率，降低转化炉烟气量；二是由设计院提供模块加固方案，停车抢修期间实施模块加固，改变高压蒸汽过热器壳侧固有振动频率，同时在系统停车时进入模块内部进行检查，确认模块盘管组及支撑是否正常[2]。

4 结束语

综上所述，在确保甲醇联合装置安全、稳定、高效运行的前提下，通过优化调整，适当降低转化系统水碳比以减少转化反应辐射热需求，减少燃料气的消耗，降低转化炉炉膛烟气温度，降低转化炉烟气量，转化炉出口高压蒸汽过热器模块顶部振动过大问题有所改善。下一步榆林能化拟利用甲醇联合装置停车检修机会改造升级转化炉烧嘴，并对对流段高压蒸汽过热器模块进行加固，以彻底解决蒸汽过热器模块振动大的问题。