高含硫天然氣處理廠放空管網振動安全性評價

2019-03-20 12:10:50

天然氣與石油 2019年1期

中國石油西南油氣田公司川西北氣礦, 四川江油 621700

0 前言

近年來，國家對清潔能源的開發力度增大,對天然氣的利用和開發力度不斷增強。由于不同地質條件,氣田產出氣體組分不盡相同，因此需使用不同的天然氣處理工藝和裝置,脫除產出氣體中的雜質。放空管網作為天然氣處理裝置安全保障的最后一道屏障,在緊急停產放空中,放空氣體將會在放空管網的彎管、三通及異徑處對管道產生巨大的沖擊力,可能導致其發生撕裂、位移過大而脫離管架等安全事故,其安全性和穩定性對全廠的安全生產至關重要[1-3]。

川西某天然氣凈化廠于2016年對老舊放空管網進行適應性改造,主要整改內容是:將高壓與低壓放空管線直三通改為斜三通;將部分管道下部排入放空管網的三通改為管道上部進入放空管網;將部分高凸的放空管網改為步步低的管網結構(坡度管網)。為檢驗新的放空管網是否適應原有的工藝參數,應用仿真模擬軟件對高壓天然氣放空管線在放空過程中的工作狀態進行模擬,對改造后的高壓放空管網進行全面的分析和評價。

1 油氣處理裝置放空管網簡介

川西某天然氣凈化廠建設規模為120×104m3/d,經多次改造后日處理量穩定在15×104m3/d,入廠壓力約2.13 MPa,主要有脫硫、脫水、回收、原穩等裝置及放空系統,放空管網采用門型架支撐,并由管卡固定。根據SH/T 3073-2016 《石油化工管道支吊架設計規范》,油氣處理裝置鋼管管道支撐跨距應符合連續梁(管道)承受均布載荷的剛度條件和強度條件,DN 200壁厚為8.18 mm的管線計算結果門架間距應小于20.8 m,現場門架間距為5 m,門架上固定管線的管卡根據現場條件限制,管卡間距設置在10～30 m之間[4-5]。本文軟件計算模擬的邊界條件均以上述現場的管架、管卡實際情況為準。

川西某天然氣凈化廠的放空系統,在設計時僅考慮基本的固定間距,沒有對彎管、下沉管及地形變化做出相應的調整,導致多次放空過程中,出現放空管道局部振動劇烈、位移過大等問題,存在安全隱患。因此需要對放空系統的管卡布置進行分析和整改[6-7]。天然氣處理廠的放空系統平面布置見圖1。

圖1 放空管網平面布置示意圖

2 放空管網放空過程中激振力分析

2.1 放空過程分析

川西某天然氣凈化廠在發生緊急停電、設備設施泄漏和停產事故時,將自動觸發全廠或者局部裝置緊急停車系統,關斷所有的天然氣進、出廠緊急截斷閥,同時打開脫硫區、脫水區以及硫黃回收區等相關裝置的放空閥進行緊急放空。高壓裝置同時放空時,管網內的氣量會瞬間達到最大,管網中氣體速度也接近0.7 Ma,放空系統很快達到最大工況。隨著凈化裝置放空的繼續進行,管道壓力下降,放空氣流量與氣速逐漸下降,放空管網的振動慢慢減小,對系統安全的影響逐漸減小。本文所選擇的工況為高壓裝置區域同時放空時作為模擬的初始狀態,根據該狀態進行一系列的仿真和分析。

2.2 管道內激振力的分析

天然氣放空管道的激振力主要產生于管道的彎頭或變徑處。引起激振力的主要原因:一是氣流的速度和方向發生改變使管道產生了動壓力,二是壓力方向的變化對管壁產生的靜壓,管壁受力情況見圖2。

對于直角彎管的激振力按下式計算[8]:

式中:Fx為激振力的縱向分力,N;Fy為激振力的橫向分力,N;qv為氣體體積流量,m3/s;qm為氣體質量流量,kg/s;u為氣體流速,m/s;A為管道截面積,m2;g為重力加速度，9.8 m/s;γ為流體密度,kg/m3。

計算整個管網系統的振動時所分析使用的微分方程的矩陣形式為:

式中:[M]為系統總質量矩陣;[K]為系統總剛度矩陣;[C]為阻尼矩陣;y為節點位移向量; f為激振力向量。

根據現場真實數據,建立實際放空管網的三維模型,簡化管網上的附件,在保證計算精度且加快計算速度基礎上,根據物理尺寸和實際工況計算出上述方程的解,從而根據計算結果,指導工程實際。

2.3 三維實體模型的建立和網格劃分

考慮到做整體模型對計算機要求較高,在保證計算準確性的前提下,對放空管網的模型進行了一定的簡化。由于川西某天然氣凈化廠的放空管線分成高壓和低壓管線,兩根放空管網使用的材料為20 G的無縫鋼管,高壓放空管網公稱直寸為DN 200,低壓放空管網在脫硫裝置區域的放空管網公稱尺寸為DN 150,而后擴大到DN 200。根據設計文件,高壓放空管網的工作壓力在0.2～0.4 MPa之間,低壓放空管網的工作壓力低于高壓放空管網工作壓力。因此本文只分析高壓放空管網的安全性。

根據前述,放空管網通過管卡固定在管架上面,由于管架是多連體鋼結構,且離地距離很小,可以視為管道鋪設在地面基座上。因此,管卡和管架可以簡化成如圖3所示的結構,管卡底面設置為固定約束[9-11]。

圖3 放空管網三維模型

本文使用計算模型在三維建模軟件裝配好模型后導入網格劃分軟件,在網格劃分軟件中分別對計算模型的流道、管卡、管壁劃分計算網格。流道劃分采用的是非結構四面體網格,其中,連管的網格數為 3 949 223,節點數為 687 925,單個固定管卡網格數為 33 422,節點數為 1 458。

3 放空管網流體力學分析

3.1 邊界條件設定

本文使用的計算流體力學軟件邊界條件為:流量入口,常壓出口。入口流量0.13 m3/s,出口壓力0 MPa(常壓)。由于最高設計使用壓力0.35 MPa,且該放空管使用溫度大部分時間大于10℃,不會出現降壓形成水合物的情況,因此,設置溫度為25℃。考慮到放空操作和放空安全閥出口流體模型以及穩態分析和瞬態分析結果對所述問題的關聯性,本文選取穩態分析模式,計算步數為殘差值小于10-4計算停止。

3.2 計算結果分析

經過計算流體力學軟件對具體工程實例的求解,可以得到放空管網全部管道內部流場分布情況(包括任意一點的壓力、流速、溫度等),然后將計算出的流體動力學結果加載到固體上,求解管道受力及管道附件受力情況。根據這些計算結果對管道的受力及其安全性進行評價和建議。

觀察高壓放空管線全線壓降云圖可以看到:整個放空管網在工作狀態時,從入口到出口管道內的壓力依次逐步降低,最后在出口部分降至常壓,根據云圖顯示,管道內氣體在彎頭部分的壓力下降遠大于直管的壓力下降,氣體每經過一次彎頭,就會改變流體方向,損失一部分壓力,損失的壓力轉換為動能,使管道振動加劇[12],見圖4。

圖4 高壓放空管線全線壓降云圖

結合圖5壓降-振幅關系示意圖，觀察高壓放空管線全線壓降和振幅的變化可以發現:管道內氣體在彎頭部位的壓力下降遠遠大于直管的壓力下降。觀察整個管網的壓力降,在整個尾端彎頭處(4號彎頭)氣體壓力降幅最大;由于氣體沖擊管壁,壓力能轉換為動能,導致管道振動加劇,并且管道振幅與該部分管道內氣體壓力降幅呈正比。觀察整個壓力降幅情況,可以看出管道尾部彎頭前后壓力降幅最大,振幅也最大[13]。

圖5 壓降-振幅關系示意圖

觀察高壓放空管道末端彎頭處前后受力云圖可以發現:管卡主要受力部分為未與彎管接觸的部分,即管卡下半段與門架固定的部分,并且可以發現在放空管網的末端處彎頭后管卡所受的最大應力約為彎頭前管卡所受應力的1.75倍;同時可以發現管壁受力較大的地方主要出現在管卡固定處的后端,見圖6～7。

圖6 末端彎頭后端的管卡受力云圖

圖7 末端彎頭前端的管卡受力云圖

模擬管卡間距依次為5、15、30 m的布置方案,選取管卡間距為5 m的距離作為取樣點,將數據進行擬合可以得到直觀的振動趨勢,在觀察彎頭后管卡間距與管道振幅關系圖可以看出:不同布置方案的情況下,管道振幅都呈正弦波狀分布,但是擁有不同的周期,管卡間距越小周期越小。管卡間距為30 m方案中,振幅最大部分出現在距管卡15 m位置,最大振幅約為2.5 mm;管卡間距為15 m和5 m方案中,振幅最大部分出現在兩管卡中點位置,兩方案最大振幅分別為0.5 mm和0.3 mm。從管道的最大振幅來看,管卡間距5 m和15 m的方案相差不多,見圖8。

圖8 彎頭后管卡間距與管道振幅關系

模擬管卡間距依次為5、15、30 m布置方案,從圖9彎頭后的管卡所受最大應力圖可以看出:在管卡間距為30 m的布置方案中,兩相鄰的管卡所受應力相差無幾,管卡受到的最大應力在100～110 MPa之間;在管卡間距為15 m的布置方案中,兩相鄰的管卡所受應力已經有明顯的下降趨勢,能量被管卡和門架吸收和傳遞,管卡受到的最大應力在90～105 MPa之間;在管卡間距為5 m的布置方案中,兩相鄰的管卡所受應力有了更明顯的下降趨勢,能量被多個管卡和門架分攤、吸收和傳遞,管卡受到的最大應力在70～85 MPa之間。同時,與前述方案相比間距5 m方案中,管卡所受最大應力是最小的,有著更高的安全系數[14]。

圖9 彎頭后的管卡所受最大應力

2016年川西某天然氣凈化廠大修期間將放空管網由之前的直三通改為斜三通。觀察整改前后的仿真結果,對比整改前后的管道受力云圖、氣液相組分云圖和放空管網入口振幅云圖,見圖10～15,可以發現:整改前管道受力主要集中在三通和彎頭部分,使用斜三通后優化了管道受力方向,降低了管道所受到的沖擊力,降低了放空管網入口處的最大振幅和振動頻率;使用斜三通與之前的直三通相比,可以有效地減少管道彎頭和端部的積液,進而減輕因酸性和潮濕環境對放空管網的腐蝕[15-21]。