高低壓型螺紋鎖緊環(huán)換熱器管束爆管后安全泄壓分析-

1、安全分析高低壓型螺紋鎖緊環(huán)換熱器管束爆管后安全泄壓分析俞國慶(鎮(zhèn)海煉化股份有限公司,浙江寧波315207摘要:加氫裂化裝置E305AB是高低壓型螺紋鎖緊環(huán)換熱器,即管程是高壓反應(yīng)流出物,低壓則是脫丁烷塔進料。換熱器管束為410不銹鋼(即0Cr13,反應(yīng)流出物中的H2S、NH4HS對管束的點蝕和坑蝕會造成管束減薄爆管,大量高壓油氣從爆裂的管束處竄入低壓的殼程,進入脫丁烷塔,引起塔壓劇增,本文對脫丁烷塔頂安全閥的泄壓能力進行初步計算,分析該系統(tǒng)在此危急情況下的安全性。關(guān)鍵詞:脫丁烷塔進料換熱器;爆管;泄壓分析中圖分類號:T Q05115;T Q05017文獻標識碼:B文章編號:1001-4837(

2、200402-0051-04Analysis of Safety R elief of H-L Threaded Locking RingH eat Exchanger after Pipe CrackingYU G uo-qing(Zhenhai Refining&Chemical C om pany Ltd1,Ningbo315207,ChinaAbstract:E305A/B are H-L threaded locking ring heat exchangers used in Hydro-cracking plant1The pipe -flow that comes from r

3、eactor is operated in high pressure,while the shell-flow that is the feed of butane splitter is operated in low pressure1The pipe of the heat exchanger is made from410stainless steel(0Cr13.Its thickness will be smaller because of tubercular corrosion and pit corrosion by H2S&NH4HS in the reactor out

4、flow1Once the pipe happen leakage because of those corrosion,lots of oil and gas w ould rush into shell which is running in low pressure and g o into the butane splitter and increase the towers pressure rapidly1This paper made s ome calculation about the capacity of S AV installed on butane splitter

5、 and estimated the security of the system in urgent happen situation that in formed in the upper context1K ey w ords:heat exchangers of the reactor-outflow&the feed of butane splitter;pipe cracking;analysis the pressure leaking1前言2003年5月煉油三部加氫裂化裝置進行了大檢修,反應(yīng)流出物脫丁烷塔進料換熱器E305AB 的低壓殼體拆開向后脫出,露出管束。管束沖洗后,檢查

6、發(fā)現(xiàn)E305B管束靠近管板的下部,點蝕較為嚴重。初步分析:因該部位的介質(zhì)相對靜止,溫度較低,反應(yīng)流出物中的H2S、NH4HS濃縮液相析出,對0Cr13材質(zhì)管束造成較為嚴重的點蝕和坑蝕。因無法準確測量點蝕坑蝕的深度,也無法測量管壁厚度,只進行了18MPa水壓試驗。某石化加氫裂化裝置在此部位也發(fā)生過管束爆裂故障,引起脫丁烷塔頂15安全閥啟跳,未引起該塔超壓。因此經(jīng)研究得出,一旦該裝置換熱器發(fā)生爆管,17MPa 的高壓油氣通過低壓殼程竄入與之相連的低壓設(shè)備,在高壓油氣的沖擊下,能否安全地泄壓,預(yù)測了該系統(tǒng)的安全性。2結(jié)構(gòu)參數(shù)反應(yīng)流出物脫丁烷塔進料換熱器E305AB 的技術(shù)參數(shù)見表1,與其相連的低壓設(shè)

7、備的流程圖如圖1。T301技術(shù)參數(shù):操作條件:壓力1152MPa ,頂溫70,底溫300;設(shè)計條件:壓力118MPa ,溫度200/370;塔頂安全閥:BA42Y -40,DN 150,喉徑:100mm ,整定壓力:1173MPa 。在圖1中與E305AB 低壓殼程相連的低壓設(shè)備中有T301和V304,因V304的設(shè)計壓力為212MPa ,安全閥整定壓力為2116MPa ,而T 301的安全閥整定壓力1173MPa ,設(shè)計壓力為118MPa ,因而T 301的安全閥先起跳泄壓,而V304的壓力應(yīng)不會再增加,也就是說V304 不起安全泄壓作用。圖1流程圖表1E305AB 的技術(shù)參數(shù)編號介質(zhì)設(shè)計條

8、件操作條件溫度(壓力(MPa 水壓試驗(MPa 腐蝕裕量(mm 溫度(進口出口壓力(MPa 材質(zhì)備注E305/A管程反應(yīng)流S A213TP410E305/B管程脫丁烷塔進料2102103103511391177S A516G R 170管束材質(zhì)S A213TP4103計算模型(1實際的管束爆管的幾何形狀較為復(fù)雜,也無法預(yù)測;(2管束中的介質(zhì)為反應(yīng)流出物,組成為H 2O 、H 2S 、NH 3、CH 4、C N +、H 2,其中H 2占了76%(分子數(shù)百分比,組成復(fù)雜有各種組份的氣相和液相,這給計算爆管口的流量帶來了不少困難;(3高壓竄入低壓的流程管線狀態(tài)復(fù)雜,介質(zhì)先進入殼程,從殼程的管束外部通

9、過接管、脫丁烷塔進料管線流到塔體。與脫丁烷塔相連的系統(tǒng)更為復(fù)雜,塔頂有回流,回流罐有壓控,塔底有重沸爐循環(huán)加熱,物料有液化氣輸出,塔底油減至分餾系統(tǒng)。如果不進行簡化,去除次要因素,計算復(fù)雜。312建立簡化模型(1爆管假設(shè)為整根斷裂;(2E305AB 殼程至T301的管線的阻力不計,爆管口直接通入塔內(nèi);(3忽略與T301其余相連管線和設(shè)備;(4介質(zhì)簡化純氫氣和在230,17MPa 液相的已烷兩種情況分開計算;(5計算模型圖見圖2。4泄壓核算查石油化工裝置工藝管道安裝設(shè)計手冊換熱器爆管后的氣體或液體應(yīng)達到的泄壓量如下式1:G V =24613104d i 2(P V 015G l =1618104

10、d i 2(P/L 015式中G V 氣體泄放量,kg/h25CPVT 高低壓型螺紋鎖緊環(huán)換熱器管束爆管后安全泄壓分析V ol211N o22004G l 液體泄放量,m 3/h d i 換熱器管內(nèi)徑,m ;d i =01015m P S 安全閥整定壓力,MPa ;P S =1173MPa P 安全閥排放壓力(絕壓,MPa ;P =111P S +011=21003MPaP 高低壓側(cè)壓力差,MPa ;P =P V -P =141997MPaL 液體相對密度圖2計算模型圖411純氫氣的泄壓核算氫氣操作狀態(tài)下密度:V =P V 0T 0/T V式中V 操作壓力溫度下H 2的密度,kg/m 30H

11、2標準狀態(tài)下的密度,0=010898kg/m3T 0標態(tài)溫度,T 0=273KT V 操作溫度,K;T V =230+273=503K P V 操作壓力(絕壓,P V =17MPa故V =8129kg/m 3爆管氫氣的排量:G V =6180kg/h安全閥的泄壓排放能力:因背壓過低氣體排放處于臨界條件,安全閥的排放能力2為:W S =71610-2CKP A M/ZT 式中W S 安全閥的排放能力,kg/h C 氣體特性系數(shù),查有關(guān)資料氫氣,C =357K 排放系數(shù),額定排量系數(shù)全啟式安全閥為016017,經(jīng)過背壓系數(shù)修正,本案中背壓低,查得修正系數(shù)為1,K 取為016;A 安全閥最小排氣截面

12、積,mm 2;A =d 12/4=7853198mm 2M 氣體摩爾質(zhì)量,氫氣M =2Z 氣體操作溫度下的壓縮系數(shù),氫氣在70,210MPa 時真實氣體壓縮系數(shù)為Z =1105T 2安全閥處氣體排放溫度,T 2=343K 故W S =19084kg/h對比W S G V ,可見在純氫氣情況下,一根管束完全爆斷,引起塔壓升高,安全閥的泄壓能力是足夠的,其泄壓能力基本上能滿足23根管束同時斷開時的排量。412正已烷的泄壓核算選正已烷計算,是因為在230,17MPa 操作條件下,C 5+以下臨界溫度均小于230為氣相,C 6+以上餾分為液相,而正已烷比C 7+以上的餾分密度小,進入塔體,在約300氣

13、化體積量最大。計算出正已烷在230,1710MPa (絕壓的相對密度。查石油化工工藝計算圖表3,正已烷的臨界溫度為T C =23413,臨界壓力為P C =29173atm 。230的飽和密度為312kg/m 3,查出17MPa ,230下正已烷的相對密度為L =0133。故G l =255m 3/h計算正已烷進塔在300,21003MPa 的體積流量,正已烷300的氣體密度:已烷=PM/(Z 已烷RT 1式中R 氣體常數(shù),0108206atm m 3/kg K P 安全閥排放塔壓(絕壓,21003MPa 對比壓力:P r =P/P C =01674對比溫度:T r =T 1/T c =111

14、295查出正已烷的氣體壓縮系數(shù):Z 已烷=0184已烷=40166kg/m3因而正已烷進塔汽化后的體積量為:G l =206916m 3/h安全閥排放用混合氣體來校核:平均分子量為35,(混合氣體分子數(shù)百分比H 2:6%,H 2S :27184%,CH 4:19189%,C 2H 6:415%,C 3H 8:18126%,i C4:16168%,n C4:614%,其它:0143%,計算的平均分子量約35,體特性系數(shù)約為C =330,壓縮系數(shù)Z 近似取為1100。故W S =75620kg/h35第21卷第2期壓力容器總第135期混合氣體的密度:=25kg/m 3安全閥的體積排量為:W S /

15、=3025m 3/h G l 因而安全閥的泄壓量也滿足一根管束爆管后正已烷進入塔體汽化量。5結(jié)論反應(yīng)流出物中,實際的組成以氫氣為主,氫氣的泄壓核算,更接近實際。根據(jù)經(jīng)驗,換熱器的管束腐蝕發(fā)生爆管總是先從腐蝕最嚴重的一根至兩根管束開始的,通過上述核算,當E305高壓換熱器的管束破斷后,安全閥的泄壓能力應(yīng)基本夠用。如該設(shè)備長期運行,管束均勻減薄至強度失效,將是十分危險,因此建議:下次裝置大修時,對該設(shè)備進行解體檢驗,尤其對管束應(yīng)進行渦流檢測,視情況換下腐蝕較嚴重的一臺,將備用的TP321不銹鋼管束換上,此材質(zhì)有較好的抗硫化氫點蝕能力。參考文獻:1石油化工裝置工藝管道安裝設(shè)計手冊M 1北京:中國石化

16、出版社,199412唐云岐1壓力容器安全技術(shù)監(jiān)察規(guī)程S 1北京:中國勞動社會保障出版社,199913北京石油設(shè)計院1石油化工工藝計算圖表M 1北京:烴加工出版社,19851收稿日期:2003-08-18修稿日期:2003-11-17作者簡介:俞國慶(1968-,男,高級工程師,1990年畢業(yè)于江蘇化工學院化工機械專業(yè),從事設(shè)備管理工作,現(xiàn)任鎮(zhèn)海煉化股份有限公司煉油三部設(shè)備技術(shù)組長,通訊地址:浙江寧波鎮(zhèn)海煉化股份有限公司煉油三部。(上接第19頁(3泄漏過程:對比接頭預(yù)緊后尚未加壓的圖6和加壓后的圖7可見,隨著內(nèi)壓的不斷增加,墊片沿徑向從內(nèi)到外殘余壓緊壓力都在不斷降低,當墊片上某點殘余壓緊壓力低于

17、mp 時,就意味著內(nèi)壓介質(zhì)已侵入至該點處。在計算時應(yīng)當考慮介質(zhì)侵入處內(nèi)壓的改變,即應(yīng)當考慮內(nèi)壓作用區(qū)域的改變。由于墊片內(nèi)側(cè)比外側(cè)應(yīng)力減小的快,就導(dǎo)致環(huán)狀密封帶區(qū)域的寬度由內(nèi)向外不斷變窄。但只要內(nèi)壓介質(zhì)還未到達密封墊片外側(cè),整個結(jié)構(gòu)就還能保持密封狀態(tài);當內(nèi)壓介質(zhì)到達墊片外側(cè)時,密封失效,此時發(fā)生泄漏。從泄漏過程可以看到,隨著內(nèi)壓升高,螺栓中用于平衡內(nèi)壓的拉應(yīng)力就升高,但用于平衡墊片反力的拉應(yīng)力則下降,因此,在整個加壓過程中,螺栓拉應(yīng)力基本保持不變,如圖5(a 所示。4結(jié)論本文利用ANSY S 有限元程序,詳細分析了法蘭接頭連接系統(tǒng)的強度和緊密性,同時分析了接頭的泄漏過程。綜合考慮了不同因素對系統(tǒng)

18、整體結(jié)構(gòu)完整性和緊密性的影響,結(jié)論如下:(1法蘭接頭系統(tǒng)中應(yīng)力水平較高的位置在幾何形狀不連續(xù)處。這是由于幾何形狀的不連續(xù)在此處產(chǎn)生了邊緣應(yīng)力,使其具有值得關(guān)注的應(yīng)力強度。(2法蘭接頭中螺栓受到軸向拉應(yīng)力在加內(nèi)壓過程中由于密封墊片上的壓緊應(yīng)力發(fā)生松弛而基本保持穩(wěn)定;但在此加內(nèi)壓過程中,由于法蘭環(huán)彎曲作用的不斷加大,螺栓所受彎曲應(yīng)力也不斷增加,所以在法蘭接頭的分析和設(shè)計時不僅要對螺栓受到的軸向拉應(yīng)力而且要對其受到的彎曲應(yīng)力都給予重視。(3墊片的預(yù)緊壓緊壓力在預(yù)緊階段沿著徑向的分布是不均勻的;墊片的殘余壓緊壓力在加內(nèi)壓階段沿著徑向的分布會變得更不均勻的;而沿周向的分布由于螺栓較密和法蘭較厚而在預(yù)緊和加壓階段基本上都是均勻的。(4在墊片的外環(huán)方向存在著具有較高殘余壓緊壓力的閉合環(huán)帶,它們對接頭的緊密性有非常關(guān)鍵的作用。隨著內(nèi)