千萬噸常減壓異地擴能改造塔底高溫泵管道設計探討

王俊杰

鎮海石化工程股份有限公司 寧波 315000

近幾年，隨著國內煉油需求的不斷增加及煉油技術的不斷進步，煉油裝置的單體規模越來越大型化。某煉油廠為滿足煉油老區油品質量升級和產品結構調整的需要，對一套常減壓裝置進行異地擴能改造，計劃建設1000萬t/a的常減壓裝置。考慮到異地擴能改造占地空間有限，在設備平面布置及管道設計時，對設計人員提出了更高的要求：管道布置在滿足工藝流程、機泵應力及日常巡檢要求的同時，還要兼顧經濟、美觀。本文以常減壓裝置中的常壓塔底泵配管為例，分析其在設備平面布置、管道走向、支架設置及應力分析中的注意要點，進而對配管方案不斷進行完善，最終選出最優方案[1]。

1 平面布置

本次常減壓裝置擴能改造占地空間有限，在滿足規范及考慮管道應力的前提下，布置盡量緊湊。結合石油化工工藝裝置布置相關規范要求及中石化總部關于高溫泵的指導意見，本次常壓塔底泵布置在管廊的外側，并在泵(介質操作溫度高于自燃點)附近設置了消防水炮，覆蓋泵體及泵進出口管道上的易泄露部位[2]。根據中國石油化工股份有限公司煉油事業部、化工事業部最新印發的《煉化企業高危泵配置及運行管理指導意見》：高危泵入口罐抽出管線根部要設置切斷閥，切斷閥位置與泵的距離應≥6m。最終，將常壓塔底泵布置在塔正前方管廊右側兩跨(每跨布置一臺)，設備平面布置如圖1所示：

圖1 設備平面布置(標注單位為mm)

2 分析計算

2.1 主要設計參數

常壓塔底泵泵型為BB2(徑向剖分1級和2級兩端支承式泵)，泵管口為頂進頂出，操作介質為常壓渣油。泵進出口管線及管口基本參數見表1。

表1 泵進出口管線及管口基本參數

2.2 應力分析

2.2.1 校核標準

校核泵進出口管線應力時，除管系要滿足一次應力和二次應力的要求外，泵管口荷載還應按照標準API610附錄F的規定進行核算。本文采用應力分析軟件CAESARⅡ中的API610模塊進行核算。管口力和力矩的坐標系如圖2所示，具體核算標準如下[3-4]：

圖2 管口力和力矩的坐標系

(1)作用在每個泵口法蘭上的各分力和分力矩不得超過API610中表4(T4)規定限度的2倍。

(2)作用在每個泵口法蘭上的合成外加力(FRSA、FRDA)和合成外加力矩(MRSA、MRDA)應當滿足適當的相互作用方程式。

[FRSA/(1.5×FRST4)]+[MRSA/(1.5×MRST4)]≤2

(1)

[FRDA/(1.5×FRDT4)]+[MRDA/(1.5×MRDT4)]≤2

(2)

(3)作用在每個泵口法蘭上的外加分力和分力矩必須移到該泵的中心。外加的合力(FRCA)的大小、外加合力矩(MRCA)的大小以及外加力矩的大小應當受方程(3)、(4)和(5)的制約。

FRCA≤1.5(FRST4+FRDT4)

(3)

∣MYCA∣≤2.0(MYST4+MYDT4)

(4)

MRCA≤1.5(MRST4+MRDT4)]

(5)

為防止設備管口法蘭泄漏，還需對設備管口法蘭受力進行校核。關于法蘭的計算方法多種多樣，ASME NC-3658給出了三種校核方法，其中第三種方法較為簡便，被廣泛采用，但一般認為該方法具有一定的保守程度，具體計算公式如下[5]：

P≥P1+16M×1000/(πD3)+4F/(πD2)

(6)

式中,P為法蘭設計壓力,MPa;P1為管道設計壓力,MPa;M為法蘭承受合成彎矩,N·m;F為法蘭承受的拉力,N;D為墊片壓緊力作用中心圓直徑,近似等于墊片面的平均直徑,mm。

2.2.2 方案比選

2.2.2.1 泵入口管線

泵入口管線的各配管方案如圖3～圖6所示。對各配管方案進行應力計算,得到泵管口(A泵節點480,B泵節點580)的受力及力矩值(表2),其中限定值為API610規定值的2倍。

表2 各方案下泵入口荷載比較

圖3 泵入口配管方案1

圖4 泵入口配管方案2

圖5 泵入口配管方案3 圖6 泵入口配管方案4

方案1為初始配管方案，方案2～方案4是在方案1的基礎上通過結合管道走向及應力計算結果不斷進行優化所得，通過對上述方案進行分析比較，將方案4作為最終配管方案。方案4相比方案1～3，優化了塔與泵之間的補償，并在靠近管口的彎頭處增加了彈簧及止推支架，各管口受力也滿足API610規定值的2倍的要求。各方案比較分析見表3：

表3 各方案比較分析

2.2.2.2 泵出口管線

泵出口配管方案如圖7所示，泵出口荷載見表4，其中限定值為API610規定值的2倍。高溫泵出口一般采取將管線從泵出口高點拐至低點，安裝完閥門后再升至高點的“迂回型”補償方式，此種補償方式在方便泵出口閥門操作的同時，也便于吸收泵出口管線作用在泵出口管嘴的力與扭矩，應用較為廣泛。通過初步計算分析，采用上述配管方式，除A泵出口X方向位移過大，對A泵出口管嘴產生了較大的扭矩MY外，其余受力均滿足要求。后期在泵出口第三個彎頭處增加了X方向的止推，使扭矩MY得到了明顯改善，各管口受力和力矩也均在限定值范圍內，符合荷載要求。

表4 泵出口荷載

圖7 泵出口配管方案

2.2.3 管口校核

2.2.3.1 泵進出管口整體校核

整體校核利用應力分析軟件CAESARⅡ的API610模塊進行(需要注意的是當模型坐標系與API610模塊里的坐標系不一致時，需要對坐標進行轉換)，整體校核結果見表5。該表與2.2.1節所列方程式(1)～(5)對應。計算值為方程式左邊計算結果，系數或限制值為方程式右邊計算結果，方程式成立則校核結果為Passed。可以看出，各項校核結果都為Passed，因此，整體校核為Passed[1]。

表5 整體校核結果

2.2.3.2 塔抽出口法蘭泄漏校核

對于塔抽出口法蘭泄漏校核，本文采用CAESARⅡ中的法蘭校核模塊進行核算，通過模擬計算出法蘭的當量壓力Peq[對應2.2.1節所列方程式(6)右邊計算值]與相應溫度下的法蘭設計壓力P[對應2.2.1節所列方程式(6)左邊數值]進行對比。其比率小于100%即可認為法蘭校核通過，但在實際設計中為了留出足夠裕量，其比率最大一般不超過80%。塔抽出口法蘭泄漏校核結果見表6。

表6 塔抽出口法蘭泄漏校核結果

2.2.4 分析總結

本次常壓塔底泵應力計算是一個不斷分析、調整、校驗的過程。其整個分析優化過程也可為應力工程師提供一定的分析思路：

(1)本次常壓塔底泵出入口均配置了雙閥。由于泵入口雙閥重量較重，而入口管口位移為豎直向上，因此，需增加彈簧支架減小管口豎直方向上的受力，必要時可在泵入口管線附近增加兩個彈簧支架[6]。

(2)管線X方向位移過大，對泵管口產生的相應扭矩需要在管線X方向適當位置增加止推支架進行消減，考慮到實際增加止推支架的可行性(支架不影響巡檢，不會對管口其余方向的力及力矩產生較大影響)，通過嘗試比較，本次應力模型在靠近泵入口第二個彎頭處設置X方向的止推比較合適。X方向具體止推間隙則根據該點熱態位移、受力及管口受力進行綜合評估：先查看該點熱態位移，再設置小于該點位移的止推間隙，逐步嘗試，保證在管口受力滿足要求的基礎上止推力不能過大(止推力過大會將支架或梁頂歪，此止推力需提交結構專業核算，評估其安全可靠性)。此外，通過減少止推支架前路管線剛性支架的摩擦系數(通常鋼對鋼為0.3，在剛性支架下端增設聚四氟乙烯板可將摩擦系數降為0.1)，可減少止推支架的推力。

(3)由于AB泵距離較近，管線溫度高、管徑大，兩泵之間相互制約大，在設置限位支架對其中一臺泵進行制約時，會影響另一臺泵的管口受力。因此，主管至AB泵的分支管線應盡量“提早分離”，各分支管線也要做一定的補償。

(4)機泵管口受力對摩擦力比較敏感，在管道應力分析時，應注意摩擦系數(通常鋼對鋼為0.3)。對靠近機泵布置的剛性支架，如有必要可在其下端增設聚四氟乙烯板(摩擦系數為0.1)，以減少該部位的剛性支架摩擦力對機泵管口的影響[7]。

(5)由于常壓塔存在沉降問題，而高溫泵塔抽出口一般設置了緊急切斷閥，重量較重，故靠近常壓塔的第一個支架可采用可變彈簧支架，同時也可減小塔抽出口的管口受力。本文表6中塔的管口受力就是在緊急切斷閥后，在設置了彈簧支架后的數據，使得塔抽出口法蘭泄漏校核能夠順利通過。

3 實際運行效果

本次改造的常減壓裝置于2021年9月底開工運行至今，常壓塔底泵運行平穩，泵體振動值滿足各項指標，在實際運行過程中，管線上各彈簧支架載荷與設計值基本吻合，各止推支架均實際受力，且強度可靠未發生偏移。

4 結語

隨著現代煉油技術的不斷更新改進，單體裝置的規模也越來越大型化，高溫泵的布置及配管難度也會隨之增加，對其管道進行柔性設計就顯得尤為重要。配管工程師在前期選擇配管方案時，應充分考慮管道的柔性，合理布置管道走向，同時也要兼顧管道支架設置的可行性[3]。管道設計人員在做管道應力分析時，必須充分了解管口受力和力矩產生的根源，以便找到合理的解決方案，使管道應力及設備管口受力符合標準要求，以確保重要設備以及附屬管道的安全運行。