蒸汽管道配管（精选6篇）
蒸汽管道配管 篇1
在石化工艺装置的运行过程中, 不论是在加热的过程中, 还是在保温的工作中, 蒸汽管道都起着重要的作用, 它能有效的将温度与外界进行隔离, 保证管道内部温度达到要求, 为石化企业正常的运行提供了重要保障, 因此, 加强对石化工艺装置蒸汽管道配管的设计进行研究具有重要意义。
1 石化工艺装置蒸汽管道一般处理
在蒸汽管道安装时, 需要使用到很多的部件, 这些部件的好坏会直接影响到整个管道的功能, 因此在对蒸汽管道设计过程中, 就需要对这些部件合理地进行设计或选用。首先是对补偿器进行选择, 在当前常用的补偿器当中, 一般分为套筒补偿器、轴向波纹补偿器、方型补偿器三种类型, 不同类型的补偿器具有不同的特点, 套筒补偿器密封困难, 易泄漏, 后期的维护工作量大, 所以基本上不能在蒸汽管道中应用;而轴向波纹补偿器, 虽然不存在上述问题, 但是在其运行的过程中会出现很大的推力, 造成了工程造价的提升, 在实际应用中也不是很广泛, 通常只在空间较狭窄的区域内应用;方型补偿器对上述两种补偿器的缺点进行了改善, 因此在实际运用中能发挥出更好的作用, 被广泛的进行应用于各种场合[1]。其次, 需要对管道表面进行清理, 保证管道的表面不存在锈迹、污渍的干扰, 并在管道表面刷涂油漆对管道进行保护。最后就要对保温材料进行选择, 不仅要求其具有较强的耐热性, 当管道内部温度变化时, 降低对管道的影响, 而且还要有较强的机械强度与耐受性, 能够长时间应用。
2 石化工艺装置蒸汽管道的设计分析
2.1 管廊设计
在石化装置的正常运行过程中, 会同时应用到不同的蒸汽设备, 产出或使用不用压力、温度的蒸汽, 因而管廊上所敷设的蒸汽管道其运行工况必定存在一定的差异, 故在管廊设计时, 应对补偿器的安装位置进行合理地布置, 将其安装在准确的位置上, 通过补偿器的有效伸缩变形, 从而补偿、吸收管道轴向、横向、角向冷热变形, 对管道进行控制。并且, 在安装多个补偿器时, 还应准确的把握两者之间的距离, 使各个补偿器之间互不影响。
2.2 排液管设计
在蒸汽管道运行的过程中, 通常会出现大量的凝液, 从而会对管道内的温度造成一定的影响, 因此, 在管道设计时要合理的设置排液管道, 从而使管道内部的温度保持不变。针对不同类型管道的排液管, 需要进行不同的设计, 如对超高压排液管, 需要将其设置在排气管前, 以保证液体不会进入到排气管中。而如果管道周围还存在着一定的压力, 则需要增设放净阀, 以便更好地对液体进行排除[2]。
2.3 凝液管设计
在对凝液管设计时, 通常会将其与蒸汽管道布置于于同一层面, 如果凝液管中存在“Π”形补偿器, 就可以在管道的水平面上, 安装相应的辅助补偿器, 或者是将立管出现一定的倾斜, 避免在阀门突然开启、关闭或水泵停止等情况下, 产生水击现象, 保证水流的速度正常。疏水阀安装时, 要采用法兰连接, 且应避免疏水阀入口管道出现袋形。必要时, 还应安装止回阀, 以防止压力波动的相互影响, 使凝液更好的回收。
2.4 支管设计
在对支管进行设计时, 首先要对散热器进行检查, 分析出其安装状态, 通过分析的结果, 来控制支管的尺寸, 并根据实际情况的需求, 来控制灯差弯, 对管道起到保护的作用。在安装散热器时, 需要根据管道的实际情况, 来选择不同的安装方法, 但必须使其符合炉片的使用要求。同时, 在支管的安装过程中, 还要对其坡度进行设计, 使其与散热器固定的更加牢固[3]。
3 管道检查分析
在管道安装完成后, 为了使其运行的更加安全, 还需要进行一定的检查工作。首先要对各管道的坡度进行检查, 查看坡度是否满足使用要求, 检查合格后, 利用U形卡将其固定, 固定时应保证松紧适中, 既不要过松, 也不要过紧;其次应对管道变径处进行检查, 如出现偏差, 应及时对其进行调整, 从而使其符合相应的使用要求;最后对立管的预留口进行检查, 保证其标高及方向达到要求, 并将管子松开, 放入到相应的卡槽内进行固定。
4 结语
综上所述, 在石化企业运行的过程中, 蒸汽管道起到了重要的作用, 为了保证其具有良好的性能, 并能长期、安全、经济地运行, 就要对其进行合理的设计, 才能使其达到正常使用的要求。本文作者就根据自己的实际工作经验, 来对石化工艺装置蒸汽管道的设计进行了研究, 为石化企业的发展提供了一定帮助。但是, 设计只是保障其良好运行的一个前提, 要使其发挥出更大的作用, 在使用的过程中还需要定期的检修与维护, 保证管道在运行的过程中不出现问题, 才能更好地促进石化企业的发展。
摘要：石化企业在其运行的过程中, 常常需要应用很多蒸汽管道, 这些管道的性能好坏会直接影响到石化工艺装置的性能, 因此, 为了使石化工艺装置更好的运行, 本文针对石化工艺装置蒸汽管道配管的设计进行了分析, 旨在为我国石化行业正常运行提供一定帮助。
关键词：石化工艺装置,蒸汽管道,设计
参考文献
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蒸汽管道配管 篇2
化工厂汽轮机的主蒸汽管道为高温高压管道,其性能状况直接影响机组的安全运行。管道支吊架作为管道系统中的一个重要组成部分,它对管道起着承受荷载、限制位移和控制振动等作用。设计时,合理布置和正确选择可靠的支吊架;安装时,严格按照设计要求定位和装配;使用时,对出现问题的失效支吊架及时调整,对于确保管道和设备安全运行及延长使用寿命有着很大的影响[3]。
管道实际运行状态往往偏离理论设计状态,其主要原因有以下几点:
(1)管道理论计算中忽略的因素使管道存在设计偏差。
(2)管道和支吊架在安装过程中存在施工偏差。
(3)管道长期运行后,由于管道自重而发生下沉。
(5)支吊架长期受腐蚀后活动部件被锈蚀、卡阻失去功能,影响管道的热位移。
(6)支承荷载的弹簧发生应力松弛,承载能力下降,导致弹簧压紧、管道下沉。
以上因素均会改变管系受力及支吊架承载的分配,加大部分管段的局部变形,导致局部应力的产生,使得管系的局部应力增大甚至超过管材的许用应力,此外,与管道相联的设备接口处推力和力矩也会大幅度提高,造成管道局部和设备接口处提前损坏和失效,从而缩短管道的剩余使用寿命,严重影响管道的安全经济运行。
本文结合瑞星合成氨原料路线改造工程施工图中高温高压主蒸汽管道的配管设计和应力分析计算,探讨了汽轮机主蒸汽管道的配管设计、支吊架的合理选择以及弹簧的选型。对于汽轮机蒸汽管道的配管以及支吊架的设置具有一定的参考意义。
1 管系的计算模型与结果分析
我们承担的瑞星30万吨合成氨原料路线改造工程施工图中原配管设计见图1。管道内介质为高压蒸汽,操作温度为515 ℃,设计温度为530 ℃,操作压力为8.83 MPa,设计压力为9.8 MPa,管道规格为DN200,壁厚SCH160,腐蚀裕度为1.5 mm,管道材质为12Cr1MoVG,保温容重200 kg/m3。 汽轮机管口位移由厂家提供。
1.1 力学模型的处理
阀门、法兰在CAESAR II程序中用刚性体来代替,并在Pipedata中查出阀门、法兰的重量。以前应力计算时,设备的进出管口均认为是固定的[1],这样计算出来的结果是不可靠的。我们应将管口的位移计算出来。对于含有裙座的设备而言,裙座的位移可参考文献[4]计算。对于该例而言,汽轮机管口位移由厂家提供,无需计算;消音器端未做成固定架,故将消音器也用刚性体来替代,并输入相应的重量。
1.2 计算结果及其分析
原配管应力计算模型如图2所示。其中,数字100、150、250、1450、1700、1800、2050、2300、2550、3100为模型中的节点号,1700代表汽轮机管口,50代表固定端,2850代表带导向的刚性支架,其它节点代表刚性支架。
首先我们的计算结果要满足厂家的要求,然后再根据NAMESM23标准校核汽轮机管口各个方向的力和力矩。
汽轮机型号为5EMXH-8,汽轮机管口的计算方法和检验标准如下:
(1)当接管公称直径Dnom≤0.2 mm,当量直径:
Dc=Dnom (1)
(2)当接管公称直径Dnom>0.2 mm时,当量直径:
Dc=(0.31+Dnom)/3 (2)
(3)作用在接管法兰处的合力和合力矩应符合:
FR+1.1MR≤54000DC (3)
由此可以计算出汽轮机管口的受力条件应该满足:
FR+1.1MR≤54000DC=54000×0.2=10800 (4)
原配管应力计算模型计算出操作工况下汽轮机管口N1700(N1700代表节点1700)的受力值见表1。
注:表1中FR的计算公式为:FR=(F2X+ F2Y+ F2Z)1/2,MR的计算公式为:MR=(M2X+ M2Y+M2Z)1/2。
由表1中的计算结果可以看出,汽轮机管口的受力条件不符合汽轮机厂家的要求。
根据NAMESM23标准校核汽轮机管口各个方向的力和力矩,校验结果如表2所示。
注:NAMESM23标准中的X、Y、Z轴分别对应程序中的Z、Y、X轴,表2中FC的计算公式为:FC=(SFX2+SFY2+SFZ2)1/2,MC的计算公式为:MC=(SMX2+SMY2+SMZ2)1/2。其中,SFX、SFY、SFZ代表NAMESM23标准计算出汽轮机管口各个方向的力,SMX、SMY、SMZ代表代表NAMESM23标准计算出汽轮机管口各个方向的力矩。Status代表校验结果。
综上,由表1和表2中的计算结果可以看出,原配管应力计算模型计算出操作工况下汽轮机管口的力和力矩既不符合汽轮机厂家的要求,也不能通过NAMESM23标准的校核,故该配管设计和支吊架的设置不可行。
由原配管模型的计算结果可以看出,汽轮机管口在X方向上的力远大于NAMESM23标准中的许用值,在X、Y、Z三个方向上的力矩值也远大于NAMESM23标准中的许用值。结合现场设备及管道布置的实际情况,我们对原配管设计进行了改进,改进后的方案见图3。
改进后的配管应力计算模型如图4所示。其中,数字的意义同前,1700仍代表汽轮机管口,1000、1350、1550、2750为弹簧支架节点号。950、1200代表带限位的刚性支架,150、2200代表带限位和导向的刚性支架,2500代表带导向的刚性支架,其它节点代表普通刚性支架。
改进后配管应力计算模型计算出操作工况下汽轮机管口N1700(N1700代表节点1700)的受力值见表3。
由表3中的计算结果可以看出,汽轮机管口的受力条件符合汽轮机厂家的要求。
根据NAMESM23标准校核汽轮机管口各个方向的力和力矩,校验结果如表4所示。
综上,由表3和表4中的计算结果可以看出,改进后的配管应力计算模型计算出操作工况下汽轮机管口的力和力矩符合汽轮机厂家的要求,也通过了NAMESM23标准的校核。
该配管设计和支吊架的设置可行与否,还要按照相应的标准判断管系的一次应力、二次应力是否满足要求。以美国标准B3.3为例,计算结果的分析判断过程如下:
(1)一次应力的评价
对于一次应力的评价采用弹性理论,即限定管道元件中的一次应力σI不得超过设计温度下管道元件材料的许用应力[σ]h,即:
σI≤[σ]h (5)
式中:σI——管道元件中的一次应力,MPa
[σ]h——管道元件材料在设计温度下的许用应力,MPa
改进后的配管管系中计算出的最大一次应力为σI=33682.18 kPa,ANSIB31.3标准中材料的许用应力为[σ]h =49228.35 kPa。即:
σI=68.42%[σ]h<[σ]h (6)
管系的一次应力符合要求。
(2)二次应力的评价
管道的二次应力σII不得超过设计温度下管道材料的许用应力幅度σa,即:
σII≤σa=f(1.25[σ]L+0.25[σ]h) (7)
式中:σII——管道元件中的二次应力,MPa
f——在预期寿命内,考虑循环总次数影响的许用应力幅度减弱系数,ANSIB31.3标准给出的许用应力范围减弱系数(按GB50316取值)
σa——许用应力范围,MPa
[σ]L——管道元件材料在20 ℃时的许用应力,MPa
[σ]h——管道元件材料在设计温度下的许用应力,MPa。
改进后的配管管系中计算出的最大二次应力为σII=130234.20 kPa,ANSIB31.3标准中材料的许用应力幅度σa=226287.60 kPa。即:
σII=57.55%[σ]a<[σ]a (8)
管系的二次应力符合要求。
综上,改进后的配管设计和支吊架的设置方案可行。
1.3 弹簧的选择
通常,汽轮机管口许用载荷的要求比较苛刻,在设置支吊架的过程中,我们通常要在管口附近设置一些弹簧支吊架,以增加管道的变形协调能力,从而降低设备管口的受力,也起到了减小二次应力的作用。当然,弹簧支吊架选择的个数对管系的影响也是比较大的,选择多了,容易造成震动,导致管系不稳定;选择少了,对于管口的受力、管系的二次应力又有很大的影响。所以,我们必须通过程序进行优化,选择合适的弹簧及其个数。
弹簧选择完后,还要以其载荷变化率进行验证,判断选择的弹簧是否可用。验证公式如下:
(PO-PS)/PO×100%<25% (9)
式中:PO——工作载荷
PS——安装载荷
改进后配管管系中的弹簧见表5。
由表5中的数据可以看出,所选择的弹簧的载荷变化率均小于25%,故所选弹簧型号正确,可用。
2 结 论
汽轮机主蒸汽管道的合理布置对于装置的安全运行起着至关重要的作用,管道应力分析是保证管道安全运行的一种重要方法。本文选取瑞星合成氨原料路线改造工程施工图中高压主蒸汽管道进行了应力分析和配管研究,通过分析、调整管道走向和合理设置支吊架使之满足各标准规范的要求,并且得到了较为优化的配管设计。对汽轮机主蒸汽管道的应力计算,本文只做了静力分析,未考虑振动等因素的影响。汽轮机管口的校核,只做了单个管口的校核,未将汽轮机所有管口联合起来一起校核。支吊架现场施工存在误差等问题可能会影响管口的受力以及管系受力的分配。这些问题有待于进一步的研究解决。
此外,做应力分析时要结合实际情况,参照配管图和工艺流程修改计算通不过的管道。一般来讲,在条件允许的情况下,应首先考虑采用改变管道走向和选用弹簧支吊架的方法来增加管道柔性。当两固定点位置一定时,增加管道长度可以增加管道柔性,管道在某一方向过于刚硬时,增加与其垂直方向的管道长度可减小管道刚度[4];弹性支吊架分可变弹簧支吊架和恒力弹簧支吊架两大类,合理利用弹性支吊架,可以在不改变管线走向的前提下增加管道的补偿能力,在热力管网布置中应优先考虑[5]。此外,合理选择支吊架型式也是降低管道在某方向推力和力矩的一个重要措施,在管道的适当位置设置刚性支吊架和限位支架,以限定管道在某些方向的位移,从而改变整个管系的力和力矩的分布,使管道对设备管口的推力和力矩降低下来,虽然这样设计会使管道的热胀应力有所增加,但只要限定在许用应力范围以内,仍然是经济合理的[6]。当然,我们不能盲目的去改动管道的布置,任意增加管道的柔性,任意增加弹簧支吊架的个数,这样得到的计算结果通过的管道在实际中有可能也是不适用的。
摘要：通过总结瑞星合成氨原料路线改造工程施工图中高温高压主蒸汽管道的配管设计和应力分析计算,对比了原配管模型和改进后的配管模型的应力分析计算结果,得出改进后的配管设计及其支吊架的选择和设置更为合理、安全、可靠。最后,介绍了弹簧支吊架的选型。
关键词：配管设计,应力分析,高温高压,弹簧
参考文献
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蒸汽管道配管 篇3
1 配管方案及现状
在实际安装设计中, 仪表安装大多采用如图1所示的配管方案。
1——根部取压阀; 2——冷凝罐;3——活接头; 4——引压管;5——三阀组; 6——焊接式三通;7——针型排污阀; 8——直通终端接头
按此方案施工后, 流量计在使用过程中会出现流量测量值缓慢减小至零或增大至满度的现象, 此时若打开冷凝罐排气堵头排出汽水混合物后, 仪表示值会恢复至正常值。运行2～3h后, 又会出现测量值漂移的非正常现象, 再次排气后又能运行差不多相同时间。
2 问题分析
ROSEMOUNT多差数变送器外接RTD后在仪表内部能进行温压补偿, 经变送器参数检查后确认仪表所检测的压力、温度均能正常反应实际过程参数, 流量的增大或减小系实测差压值引起, 而变送器经送检后发现, 其显示的差压长期稳定无误, 未出现时变特性, 那么问题将出在差压产生及提取部分。作为差压发生部分的节流件, 其几何加工节流面固定, 不会在故障出现后自动恢复, 因此故障重点部位被集中到了差压引出部分的冷凝罐及引压管部分。经分析, 在冷凝罐后到变送器段导压部分, 正常情况应为冷凝水以液体形式充满管内, 不具有管内填充介质状态的时变特性条件, 结合每次经冷凝罐堵头排气后故障短暂消失, 此操作过程也影响不到此段传压部分, 而恰好节流件到冷凝罐间这段引压管内介质会随着排气操作的进行处于流动状态, 这就说明此段引压管按此方式安装后, 两根引压管内部产生了附加差压, 而产生此附加差压的原因可能是两管内冷凝液未完全返回工艺管线所致, 即两引压管内有液体残留, 残留液量不一样时, 便可能产生差压, 此差压叠加在节流件的差压上, 使其表征流量信号的差压值发生了增大或减小的失真, 且随时间发生变化, 与仪表表征相符。
3 解决方法
原设计思路是基于节流件至冷凝罐之间的管内无冷凝液残留, 冷凝罐至变送器之间管内充满冷凝液, 仪表引压管在正常使用过程中为一盲端。实际操作过程中, 环境温度远低于水的汽化温度, 在冷凝罐与节流件之间的导压管内会不断形成冷凝液, 原设计配管方案基于所形成的冷凝液能全部在重力作用下自流回节流件, 但是由于管内表面张力及其他因素影响, 两测量导压管内冷凝液会有不同程度的残留, 这部分冷凝水不能完全回流至工艺管内。若能采取使两管内不同残余量的冷凝水不产生附加差压的办法, 也能避免测量附加误差的产生。要达到此目的, 只有将两根引压管放置于水平位置才有可能。改造后冷凝罐至节流件之间引压管水平安装, 此两段管内冷凝水积聚差异不产生附加压差, 其他冷凝罐后配管基本与原方案相同。
4 结束语
改进后经过一段时间的运行, 之前频繁出现的流量缓慢增加或减少现象不再出现, 类似的几台蒸汽流量测量一直稳定运行, 证实原设计配管方案确实存在缺陷, 不能满足现场使用环境。
蒸汽管道配管 篇4
空分装置的系统复杂性不容忽视, 单纯地从构成方面来说, 包括以下子系统:动力系统、净化系统、热交换系统、精馏系统、产品输送系统、液态存储系统等等。随着技术的发展, 现代空分装置尤其是大型空分装置, 在控制和管理上已经实现了自动化、智能化、数字化, 可以利用计算机技术实现集散控制。
在空分装置向大型化发展的过程中, 压力管道是影响整个系统的重要组成部分, 是连接各个子系统的工程, 牵一发而动全身;也可以说, 压力管道是空分装置能否满足最终需要、能否实现安全运营的需求、能否得到质量保障的产品的必要条件。
压力管道的组成部件较多, 支撑类型复杂, 在构建过程中要遵循大量的国内国际标准, 例如阀门、精馏塔、换热器、过冷器等, 同时不同的材料和元部件之间也具有不同的特点和技术要求。以空分冷箱为例, 由于管道长径比较大、导致设备自身不稳定性, 管道内部的液体流动会造成压力不均匀变动, 形成缓冲的性能较差, 对周围的环境变化敏感等特征。
空分装置对压力的应用十分普遍, 这也造成了管道荷载复杂的局面, 同时空分装置的介质也存在一定的危险性, 如果不注意就会发生泄露、爆裂的危险。总体而言, 空分装置中压力管道责任重担, 在管道配管中需要科学、合理地进行, 维护设备的正常运转能力。
2 大空分装置压力管道配管布置
大空分装置的出现, 需要大量、复杂的管道配管设置, 综合而言, 主要涉及以下三个方面。
2.1 大空分装置设备布置
第一, 满足装置设备布置的安全性。空分装置中压力管道所容纳的介质特点, 具有易燃、易爆的特点, 一旦泄露也容易造成中毒、窒息等安全事故, 严重地会发生设备爆炸, 造成人身和财产的损害。因此, 在进行设备布置的过程中, 要遵循一定的科学原理。
例如, 按照流程顺序紧密布置, 减少挥发性气体的泄露和影响。将空分装置中液氮储槽、液氧储槽等布局在同一个范围, 使用大型通风吹扫设备减少聚集, 等等。其原则就是对相同或相类似的物料统一管理。
第二, 满足不同生产环境的工艺设计要求。空分装置在现代工业、制造业等体系中的广泛应用, 需要根据所处的生产环境进行布局, 即空分装置的设计、生产到安装, 都是围绕着产品的生产工艺流程进行的。在限定的环境中, 满足产品生产流程和仪表读数, 并对作业环境、电力设施等进行必要的改造。
第三, 满足经济合理性要求。大空分装置的利用必然需要前期的投资增加, 根据我国当前经济发展对可持续性的需求, 以及我国保护生态平衡的观念, 应该遵照相关法律减少能耗, 在符合国家标准、规范的前提展开, 提高设备的经济合理性要求。从市场角度考虑, 主要涉及的是价格因素, 包括原材料价格、安装价格、人工价格等等。
2.2 大空分装置管道布置
首先, 应该做好压力管道配管前期的工作, 要求安装工作人员熟悉设计标准、规范和规定, 并在土建相关专业人员的协助下进行设备布置。空分装置管道布置中, 必须对界区节点条件有所了解, 这关系到管道编号、输送介质、压力设计等内容, 对相应的材料选择也具有指导作用。
其次, 应该做好压力管道配置的统筹规划。所谓统筹规划, 是指既要满足工艺需求, 也有做到经济性、合理性和有效性, 在整个厂区内的大空分装置布局合理、美观, 对其他作业内容的影响降至最低。例如, 针对仪表流程图与管道布置的结合, 要尽量减少中间环节;在管道连接 (尤其是户外) 中, 不能占用厂区道路, 影响建筑或其他设备, 避免产生交叉等。虽然空分装置在管道布局上并不要求完全的独立性, 但其内部介质的特点还应该引起关注, 尤其对一些特殊要求的单体设备。
2.3 大空分冷箱内管道配置
冷箱是重要的低温换热设备, 内部管道配置要求具有较高的连续性, 不断提升或不断降低温度。在针对应力分析中, 管道要加波纹节和管架, 以满足管道自身的柔性需要;需要严格禁止的是, 冷箱内的管道不能与油脂接触, 尤其是氧气管道或者高压管道, 防止由静电引发的爆炸。
3 结语
空分装置“大型化”有两个方向, 其一为单体的大型化, 其二为整个空分系统的大型化。单体设备的大型化在空分装置中的应用较为简单, 相对应地功能也受到了一些限制。而空分装置体系的大型化, 将会成为未来工业领域应用的重点, 同时压力管道配管工作也会独立成为一门技术知识。
参考文献
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蒸汽管道配管 篇5
1 泵的平面布置
低温介质泵的平面布置与常温、高温介质泵的平面布置一样,按照规范,有以下布置形式。一是露天布置。露天布置的泵,通常集中布置在管桥的下方或侧面,也可分散在被抽吸设备的附近。其优点是通风良好,操作和检修方便。浙江DMTO装置泵的布置采用的就是集中布置在管桥的下方。二是半露天布置。半露天布置的泵宜适用于多雨的地方,一般在管桥下方布置泵,在管道上部设置雨棚。或者将泵布置在构架的下层地面上,以构架平台作为顶棚。这些泵宜根据与泵有相关的设备布置要求,将泵布置为单排、多排或者多排。三是室内布置。在寒冷或者常年多风沙地区泵布置在室内,但是如果工艺专业要求设备布置在室内时,与其相关的泵也应在室内布置[2]。
有时为了满足工艺要求,缩短管道长度,泵布置时将与相连接的设备就近布置,并且成排布置。同理,为了满足泵排污及基础施工的方便要求,宜将泵的泵端基础取齐。此外,为满足操作和现场检修的要求,除安装在联合基础上的泵外,两台泵之间的净距不宜小于0.75m;而且泵端前的操作通道宽度不应小于1m;布置在管桥的下方或侧面时,检修空间净空不宜小于3m。一般泵的基础面壁地坪高200mm,较大的泵可以比地坪高100mm。结合浙江180万t/a的DMTO装置中泵一些低温介质泵平面布置,如图1所示。
2 泵管道设计布置
泵作为一种输送流体的机械,种类很多。本文所结合的浙江DMTO装置中低温泵以离心泵为主。对于离心泵配管设计的一般要求,首先要满足工艺专业要求,保证泵正常运行及检修要求。泵是回转机械,属于精密机械,一旦受到外力作用容易发生变形、振动和噪音,会造成泵轴承烧毁和损坏。因此,必须充分考虑热胀冷缩对泵出入口管道的要求,减少管道作用在泵嘴处的所受的应力和力矩。此外,还要考虑泵维修检查所需的空间,原则上是在泵的两侧,检修空间至少设在泵的一侧,根据需要也可设在前面,以确保转轴、密封压盖,填料箱及活接头的检修空间[3]。结合本装置中泵的特性,主要对泵的出入口管道及辅助管道进行总结。
2.1 泵入口配管布置
泵出入口管道的设计是保证泵能长期正常工作的关键。首先,低温泵与正常、高温泵一样,都要满足泵的配管要求。
2.1.1 防止泵产生汽蚀现象。
泵吸入配管的设计是确保泵正常处于正常工作状态的关键,应从设计上采取措施防止产生汽蚀现象。因此,在保证泵的有效汽蚀余量的同时,可以采取调整泵入口中心与塔或容器的最低液面的高差来进行。此外,泵进口整个管道规划中不能产生“气袋”,需采取“步步低”。为保证泵入口变径管的安装不让气体在变径处积聚,除输送含有固体颗粒的流体外,偏心大小头应采用顶平安装。为防止弯头引起的介质偏流降低泵效率或击伤泵的叶轮,在泵入口嘴子的法兰前方需要设置一段5DN的短管。泵制造商返回泵资料有关于泵检修空间要求时,在管道规划时应注意留出法兰连接可拆卸管段,可根据配管实际情况考虑,不需要特别留处此拆卸管段。此外,一般情况下,装置区配管有架空和地沟2种方法,装置外配管有的布置在管墩上。不论采用哪种方式,都应充分考虑泵周围情况及热应力、地基下沉对泵的影响,以便最终确定合适的管道走向。
2.1.2 泵入口阀门和过滤器。如果工艺专业没有明确要求,应按照规范规定由泵嘴大小与入口管道工程直径决定其公称直径尺寸。例如,如果泵嘴直径比入口管道直径小一级时,阀门直径应与管道直径一致。泵入口阀门主要用于切断流体流动。因此,切断阀应尽可能靠近泵入口管嘴设置,以至于最大限度地减少阀与泵嘴之间的滞留量。此外,还要考虑阀门的检修操作方面性,如果阀门高度在1.8~2.3m时,应设移动操作平台。而浙江DMTO装置中管桥下就设置有泵的管道移动平台。对于泵入口过滤器,则需要确保泵进口管线上管道低点放空阀布置不应影响过滤检修,需要留出过滤器抽取滤芯检修的空间。
2.1.3 规划入口管道的走向。
首先,规划时应使整个管系的应力通过自然走向进行补偿,并满足设立支架的要求。其次,因入口管道的阀门为低温阀,而低温阀门结构不同,为防止介质汽化,影响阀门使用性能,要求泵入口切断阀和低点排凝阀应安装在水平管道上,阀杆方向宜垂直向上。并且主管有保冷层的低点排凝阀布置时,排凝阀上游侧应留出直管段,直管段长度在排凝阀手轮不与主管保冷层碰撞下应尽量短,如图2所示。
2.2 泵出口配管设置
泵的出口管道虽不像入口管道那样影响泵的特性。但是,管系的压降和热应力仍然需要考虑,以满足工艺和操作要求。泵出口管道上的异径管应靠近泵的出口,一般要求最小连接。泵出口阀门的设置同入口阀门的设置要求一致。为防止流体倒流引起事故,在泵出口与第一道切断阀之间设置止回阀,其管径与切断阀相同。泵出口管垂直向上时,在止回阀上方应设置排液阀。而且止回阀宜设置在水平管段上,以便于支架安装。浙江180万t/a的DMTO装置中泵为离心泵,因此,泵出口切断阀直径可与管道相同,也可比管道直径小,但不得小于泵管嘴直径,一般根据实际情况而定。
出口管道高点应设置放空导淋阀。水平管段底部应与地面保留一定高度,以保证有足够的空间设置低点排凝的管道,若拉至地面布置时,应经过管道应力分析,其地面层水平管道中心标高宜与泵轴中心标高一致,以便于减轻管道热胀冷缩对泵管嘴受力的影响。泵出口管道暖泵线上的截止阀应注意介质流向,应自止回阀后流向止回阀前。尽量减少管道死区。对于低温管道易凝介质,暖泵线的阀门应安装在水平管道上,且尽量靠近出口管安装。同时,确保阀门间的净距应不妨碍止回阀、切断阀的拆卸。
当泵的出口管线有采样器时,与采样器相接入管线材质均为不锈钢,其管道等级应与采样介质管道等级相一致,而低温管道介质应采用低温不锈钢等级。
因为DMTO装置低温介质主要是易燃易爆的烃类,所以当泵的出口管线有调节阀时,调节阀前后的两个切断阀安装时应注意泄压孔的方向。因切断阀一般为闸阀,阀门的安装与介质流向无关,故其安装方向要满足当调节阀拆卸检修时,即切断阀关闭时,阀体的介质升温汽化后的气体可以安全返回管线。这就要求调节阀前的切断阀泄压孔应与介质流向相反,而调节阀后的泄压孔应与介质流向相同。以浙江180万t/a的DMTO装置中泵出口低温管道布置为例,如图3所示。
2.3 泵辅助管道配管布置
为了使泵不受损害和正常运转,要根据使用条件设置泵的保护管道。泵的保护管道一般体现在PID上,应按照PID和规范上的要求合理布置管道走向。
2.3.1 支架。
泵的排污、循环水、氮气、轻烃排放等辅助管线直径比较小,可利用泵出入口管线生根在适当的位置设置支架,以防止管线来回晃动。泵的排污管线应使用承插焊阀门加螺纹短接加管帽的形式,与炼油装置不同。
2.3.2 小流量线。
当泵的工作流量低于泵的额定流量30%时,就会产生垂直于轴向的力。由于泵在低效率下运行,使入口部位的液温升高,蒸气压增高,容易出现汽蚀。为了防止汽蚀,应设置泵在低流量下正常运行的小流量线。
2.3.3 平衡线。
对于输送常温下饱和蒸汽压高于大气压的液体或处于泡点状态的液体,为防止进泵液体产生蒸汽或有气泡进入泵内引起汽蚀,一般宜设平衡线,并且泵的平衡线应步步高接至上游设备。
2.3.4 安全阀线。
对于电动往复泵,应在出口侧设置安全阀,当出口压力超过定压值时,安全阀跳起,流体返回入口,且安全阀管线应尽量布置紧凑,不影响操作。以浙江180万t/a的DMTO装置中泵出口低温管道安全阀布置示意图,在图3中有所体现。
2.3.5 旁通线。
启动高扬程泵时,出口阀单方面受压过大,阀门不容易打开,若操作不当,将有损坏阀杆、阀座。而在出口阀前设置旁通线,则可容易打开阀门。旁通线还能有效减少管道振动和噪音。
对于DMTO装置中的液态烃泵,其排放的管线应注意管道等级分界;还应注意核实泵的辅助管线上切断阀、视镜、配对法兰是否与泵制造商自带有关;当泵资料不全时,泵体上的辅助管线接口不能准确定位时,可接至相接管线附近即可。与泵连接的辅助管线一般多才采用螺纹连接,应在距连接处最短距离内安装活接头或法兰,便于拆卸。
3 泵管道保冷支架设置
管道支吊架能够起到使管系适应变形的需要,同时还可以滚进需要,选择某种支架去限制管系某个方向的位移,以减少设备管嘴的受力;支吊架的选择和设置,对改善管系的振动也起着重要作用。而低温管道最大的特点就是“低温脆性”,这就要求合理选择支架,对整个泵管道起到至关重要的作用。而本装置中,泵管道大多为低温介质管道,故本装置中多以保冷支架为主。与常温管道支架选型不同,保冷管道支架有其特定的选型方式。而在泵的出口地面管道上的支架一般为可调保冷支架,以便泵管道稳定,并防止地面沉降时嘴子受到多余的力而破坏泵管嘴。并且泵出口管支架的高度一般宜与泵轴中心高度一致,来减少相对的位移量。
4 结语
泵在石油化工装置中占有非常重要的地位,为了保证泵的长期常运行和装置的平稳运转,并使其操作检修方便,有必要对泵的平面、管道走向及支架进行合理的规划,以便于满足其管道柔性及泵嘴子受力的要求。本文主要结合浙江180万t/a的DMTO装置中泵的管道设计,对泵的布置的要点及注意事项进行了总结,但在设计中应结合所做项目的实际情况,全面加以考虑,使泵的管道规划更合理、更美观。
摘要：在石油化工装置中泵是流体输送的主要机械之一,在保证装置能否正常运行中起着非常关键的作用。DMTO装置中由于其产品烯烃主要在低温状态下输送,用到大量的低温介质泵。基于此,结合浙江180万t/a的DMTO装置泵管道的配管设计,对低温介质泵的平面布置、出入口管道及辅助管道走向布置、保冷支架布置等进行总结。
关键词：DMTO,低温管道,泵,配管设计
参考文献
[1]张晓宁.浅析低温管道及保冷关架设计[J].山东化工,2013(5):111-114.
[2]张德姜,赵勇.石油化工工艺管道设计与安装[M].北京:中国石化出版社,2003.
蒸汽管道配管 篇6
1 加氢反应器平面布置
(1) 加氢反应器布置应满足项目所在地的自然条件和地理位置的要求。加氢反应器和反应进料加热炉时装置中有火灾隐患的设备, 因此宜布置在装置的边缘且靠近消防通道处, 且位于可燃气体、液化烃、甲B类液体介质设备的全年最小频率风向的下风侧, 并且保证反应器基础稳固[1]。
(2) 加氢反应器布置应满足工艺流程的设计要求, 控制反应的温降压降, 因此反应器、换热器及反应进料加热炉等设备宜靠近布置, 布置在装置的一端或一侧。反应器与反应进料加热炉之间的净距不应小于4.5 m[2]。
(3) 加氢反应器布置应满足操作和检修的要求。构架内布置的反应器的顶部应设置装催化剂和检修用的平台及吊装设施。厂房内布置的反应器应设置吊装设施, 并在楼板上设置吊装孔, 吊装孔应靠近厂房大门和通道。反应器一侧应有运输催化剂所需的场地和通道。反应器应在顶部或侧面流出设备安装、检修所需的空间和场地[2]。
2 加氢反应器管道的布置要点
2.1 反应器进口及出口管道布置要点
由于管道的特点是高温高压临氢, 而且管径较大, 因此管道通常为不锈钢材质, 壁厚很厚, 材料等级高, 管道造价偏高。为了减少项目造价, 节省投资, 同时考虑减少管道的压力降, 所以在满足工艺设计要求的前提下, 还要求加氢反应器设备管嘴及与其相连管道因热膨胀量产生的热应力在不超过管道许用应力和设备管嘴允许受力的前提下, 加氢反应器管道布置应尽可能短, 尽量少拐弯。
高温管道布置应考虑管道有较大的热胀量, 应避免管道热涨后与框架的梁、斜撑、平台等的碰撞。避免法兰、阀门等易泄露的位置位于操作通道上方, 以免造成人身伤害。反应器进出口法兰处设有“8”字盲板, 因此需要设置检修平台。
2.2 冷氢管道的布置要点
加氢裂化装置的加氢反应器一般有好几个催化剂床层, 每个床层之间都有冷氢箱接受循环机出口来的急冷氢。为了控制反应温度, 催化剂床层间需要注入冷氢。冷氢管道中的介质温度比反应器管道介质温度低, 因此反应器设备管嘴的热胀要远远大于冷氢管道的热涨, 要避免反应器高温高压管道对冷氢管道的牵制, 造成注氢三通二次应力超标, 设计时需要考虑反应器高温管道的柔性设计。
2.3 注硫线和注氨线
反应器管道是高温高压管道, 而注硫线和注氨线管线温度接近于常温, 基本上不热涨, 需要注意反应器管线的柔性, 保证注硫线和注氨线的注入口处二次应力不超标, 合理的设置反应器管道上的弹簧支吊架。
3 管道支吊架的设计要点
(1) 连接反应器的高温管道热膨胀量大, 为保证支架不脱空, 设置了很多弹簧支吊架。需要注意弹簧吊架的吊杆长度不宜过短, 应保证在热态时吊杆的偏移角度不能超过4°。
(2) 为保证管道水平方向位移在控制范围内, 选用的导向支架也宜选用框型导向支架, 尽量避免选用管卡式导向支架。
4 加氢反应器出口至高压换热器管程入口管道应力分析
以某炼油厂800 kt/a加氢改质装置的加氢反应器出口至高压换热器管程入口管道为例对管道应力分析进行方案解析, 通过几个方案进行分析, 使得设备管嘴的法兰和处满足。本例管道材质为A312 TP321不锈钢, 主管外径DN350, 壁厚为27.29 mm, 操作温度414℃, 操作压力12.82 MPa, 法兰1 500 lb。加氢高温高压管道应力分析时较为困难, 原因如下:
(1) 加氢反应器出口管道引起高温高压临氢的介质环境特点, 且会发生氢腐蚀, 高温硫化氢腐蚀, 硫酸腐蚀, 按照工程设计选材应遵守的原则确定的壁厚一般较大。壁厚为27.29 mm, 所以管道本身的刚度大, 柔性差。反应器管道按照工艺要求还需尽量减少管道长度和尽量少拐弯, 这就对应力分析造成一定困难。
(2) 按照设备平面布置的原则确认的设备间距, 对于414℃12.82 MPa高温高压厚壁管而言间距较为紧凑, 管道本身柔性较小, 由温度产生的作用在设备管嘴处热位移和热载荷大。
(3) 本管道属于GC1等级, 按照相关的管道设计规定, 需要根据法兰公称压力和管道设计温度从法兰的压力与温度等级参数表中查出法兰的最高使用压力Pf。
按照公式 (1) 计算出从外作用力折算出的当量压力Peq。
式中:Pf———法兰设计压力, MPa
Pp———管道设计压力, MPa
M———由除内压力之外荷载产生的作用于法兰的外力矩, N·mm
F———由除内压力之外荷载产生的作用于法兰的外拉力, N
DG———垫片的有效直径, mm
按照公式 (1) 核算法兰泄漏, 本管道的设计压力Pp为12.82 MPa, 法兰在设计温度414℃下最高使用压力Pf为15.36 MPa, 法兰允许的当量压力Peq为2.54 MPa, 相对较小。如果施加给法兰的外荷载太大, 超过Peq的允许值, 将导致法兰泄露, 必须减小该外作用力或提高法兰压力等级;反之, 则法兰不会泄露。
针对以上问题, 分以下几种方案进行分析:
方案一:高压换热器E-101的设备固定端与加氢反应器R-101中心点A在南向的差值为5 600 mm (见图1和图2所示) , 且R101自带的出口管道材质为12Cr2Mo1, 与管道材质A312 TP321相比较, 12Cr2Mo1在相同温度下热胀系数要小于A312 TP321, 管道操作温度414℃, 由该差值产生的热位移BC (L=6100 mm) 管段无法全部吸收, 最终在设备管嘴法兰处形成MY=145376 N·mm的力矩, 造成R101管嘴处法兰泄露 (见表1所示) 。
改进方法1:在D点设置轴向止推支架, 让AB管段和DC管端发生等量热位移, 减小MY, 但是E-101管嘴受力及止推支架受力较大F=257198 N, 方案不可行。
改进方法2:升高EF管段高度, 利用垂直管段帮助吸收DE端的热位移。但是, 将该EF抬高至1500 mm, R-101管嘴法兰受力仍然很大, 方案不可行。法兰受力见表2。
方案二:将高压换热器E-101向南移动2 000 mm, E-101的固定端与J柱子对齐 (见图3~图4) 。
结论:将R-101法兰受力提交相关专业进行核算, 但是法兰核算受力不通过, 此方案不可行。
方案三:增加BC段长度, 需调整R101出口管道开孔方位 (见图5所示) 。
采用方案三R101管嘴法兰按照公式 (1) 核算通过, 并且管道上的法兰需在距离弯头2.2 m处设置。
5 结语
(1) 本文前半部分主要针对加氢装置的加氢反应器的平面布置和加氢反应器的管道布置要点以及管道支吊架设计要点进行系统的论述, 加氢反应器是加氢装置的重点设备, 因此它的配管设计也决定了整个加氢装置平面布置的优劣, 会影响到整个加氢装置的操作、检修、消防和能否长周期安全平稳的运行。
(2) 本文的后半部分主要以加氢反应器出口管道的应力分析为例, 讲述了加氢反应器高温高压管道应力分析的思路和注意事项, 对不同的设计方案进行优化设计。反应器出口管道布置由于其高温高压临氢, 在调整管道布置方案适应综合考虑管道在各个方向上的热位移是否能被吸收, 避免某一方向管段较长, 最终满足设备法兰核算要求。
(3) 还需要注意:R101反应器本身自带的DN350管道和配管管道材质壁厚不同, 如表5所示。
反应器R101出口见图6所示。
如果按照与管道同材质计算, 计算结果偏小, 需要引起注意。R101反应器出口法兰受力结果对比见表6。
(4) 考虑R101出口法兰检修时拆卸方便, 在反应器出口管道上设置配对法兰。由于两法兰之间管段要向南 (即-Z向) 热膨胀一定距离, 这样弹簧支架会形成一个偏角, 因此将第一个弹簧设为吊簧, 并且保证弹簧吊杆偏角小于4°。
摘要：本文先介绍加氢反应器的平面布置、管道布置要点及管道支吊架的设计要点。再以某炼油厂800 kt/a柴油加氢精制装置为例, 通过应力分析软件CAESARII建模分析, 重点阐述了加氢反应器出口管道的应力分析, 该管道为高温高压管道, 属于GC1级, 因此分析时还需要进行法兰核算。本文通过介绍加氢反应器出口管道应力分析的思路和注意事项, 为以后类似装置提供参考和设计经验。
关键词：加氢精制装置,加氢反应器,配管设计,管道应力分析,CAESARⅡ
参考文献
[1]GB50160-2008石油化工企业设计防火规范[S].2008.
[2]SH-3011-2011石油化工工艺装置布置设计规范[S].2011.
[3]唐永进.压力管道应力分析[M].中国石化出版社, 2003:76.
[4]丘平.加氢反应器的配管设计[J].石油化工设计, 2008, 25 (2) :1.