加氢反应炉布置及其两相流进出口管道设计

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加氢反应炉布置及其两相流进出口管道设计

张文识

（中石化广州工程有限公司，广东广州　５１００００）

摘要：加热炉是各种加氢装置中的主要热源设备，其进出口管道具有高温、临氢、厚壁及相连设备管嘴受力严苛等特点。本文以某汽油

加氢改造装置为例，结合标准规范阐述了炼油装置中加热炉平面布置的基本要求，对反应加热炉因基础承载问题而引起平面位置调整做了说明。通过不同管道布置方案的对比，从对称布置、管道柔性以及加热炉管嘴允许受力等方面对两相流加热炉进出口管道的设计提出了建议，为加氢装置中同类型混相流管道的规划设计提供了参考。关键词：加氢装置；加热炉；两相流管道；布置；管嘴受力中图分类号：ＴＥ６２４．４３２　　　　　文献标识码：Ａ　　　　文章编号：１００８－０２１Ｘ（２０２１）０４－０１８９－０４

　　反应加热炉作为加氢装置的主要设备之一，为加氢反应必要的高温环境提供热源保证，是实现工艺过程的重要环节。作为明火设备，反应加热炉在加氢装置平面中的方位布置应优先确定，然后依据进料关系和防火间距布置相关设备和设施。除某些高压加氢裂化装置采用氢气加热炉外，大部分加氢装置采

［１］

用炉前混氢工艺，反应进料加热炉炉管内介质为氢油混相，这类加热炉操作条件苛刻，进、出口管道内介质为高温高压的两相流，如果管道布置不合理，极易引起振动，给装置的平稳运行带来安全隐患。现结合某汽油加氢改造装置，对反应炉的平面方位布置，气液两相流进、出口管线合理化布置和管嘴允许受力等方面进行分析探讨。

１．１　加热炉方位布置要求

加热炉通常被布置在装置的边缘地区，宜布置在可燃气

、乙Ａ类可燃液体设备的全年最小频率风向体、液化烃及甲Ｂ

的下风侧，以免泄露的可燃物触及明火，发生事故。以某炼油厂汽油加氢装置为例：装置为长条形布置，西侧为主管桥，设备主要分布在装置的东侧，其中三台加氢反应器等设备布置在装置北侧区域，详见下图１所示。从全厂总平面看，图１中加热炉位置紧邻全厂主干道，利于吊装检修，并且位于反应器相对较小频率风向的下风向，符合规范要求。在装置平面布置过程中，应在综合考虑全厂占地规划、系统管廊位置、吊装检修、安全风向等多种因素后，优先确定加热炉系统的方位，将其布置在装置的某一边缘。

１　加热炉的平面布置要求

图１　某汽油加氢装置平面布置图

利用自然补偿比较容易满足管道柔性设计要求。然形成Π弯，１．２　与相关设备防火间距要求

附属的燃料气分液罐宜与加热炉靠近布置，其与炉体的防在加氢装置中，与加热炉关系最为密切的设备当属各类反

火间距不应小于６ｍ；与操作温度等于或高于自燃点的设备间应器，两者往往是直接进料的关系。加热炉与对应反应器的间

．５距可不考虑防火间距，但又存在火灾危险，故要求不小于４．５ｍ。距不宜小于４

ｍ。此外加热炉与其甲类气体、甲Ｂ、乙Ａ类液体设备防火间距但从加热炉到反应器之间的转油线管道几乎都是高温、高

不应小于１５ｍ；与乙类气体、乙Ｂ类、丙Ａ类液体设备防火间距压、临氢的厚壁管道，材质上往往采用更为稳定可靠的铬钼钢

不应小于９ｍ。或者是奥氏体不锈钢。为减少温降、压降，节约管道成本，加热

以图１所示某加氢装置为例，改造前，进出料关系为：Ｒ－炉与反应器宜靠近副管桥两侧布置或者集中布置在管桥的一

１０１１０２１０１１０２；改造后，增加了一台反应器Ｒ反应器和反应侧。以上述汽油加氢装置为例，从图１中看出：→Ｅ－→Ｆ－→Ｒ－

１０５，改造后的上下游进出料关进料炉布置在主管桥的同一侧，加热炉进出口转油线连接时自－１０３和反应流出物换热器Ｅ－　　收稿日期：２０２０－１１－２４

作者简介：张文识（１９８６—），河南信阳人，工程师，主要从事石油化工装置的管道设计工作。

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１０１进造工期要求紧，在与业主沟通后，决定对反应加热炉Ｆ－

行移位处理，移位后的平面布置图见图２，但移位后会使原有燃料气阀组上的阻火器与炉体距离超过规范要求的１２ｍ，需要对燃料气阀组进行整体移位。

系为：Ｒ－１０１１０２１０３１０５１０１１０２，→Ｅ－→Ｒ－→Ｅ－→Ｆ－→Ｒ－由于它们直接关联，为减少它们之间管道的温降和压降，故此它们的防火间距不限。但从当时的施工实际情况出发，Ｆ－１０１辐射段需要加长，经相关专业计算可知：原有加热炉基础已不满足改造后的加热炉承载需要，需要重新设置基础。考虑到改

图２　反应加热炉移位后的装置平面布置图　　对于新建加氢装置，一般优先考虑加热炉的位置布置，防ＤＮ２５０。其中４路进料管嘴受限于弯头箱的结构，呈并排分布，火间距的控制相对简单；但对于改造装置，应当特别关注加热管嘴间距较近，只有３２４ｍｍ；相较于进口管嘴，４路出口管嘴对炉与反应器、反应流出物换热器等相关设备之间的进出料关称布置在炉本体两边，更易于满足出口管道的对称性要求。系，防止出现防火间距不足的状况。

２　介质流态与管道布置要求

目前的加氢工艺路线中，主要有两种方案：炉前混氢和炉

［２］

后混油。炉后混油方案主要应用在某些加氢裂化装置中，氢气和原料油在不同的加热炉中单独加热，出炉后经混合器混合后进入反应器。这两种加热炉进、出口管道内介质均为单相流，管道不会产生由气液两相不断分离和汇合而引起的振动，仅从管道布置合理和美观角度尽量满足对称性，工艺角度不做严格要求。

诸如汽柴油加氢、航煤加氢、渣油加氢等装置普遍采用炉前混氢，即原料油先由加氢进料泵加压，注氢以后经混合进料高压换热器换热后，混氢油分多路（常见２路和４路）进入加热炉共同取热，反应进料加热炉炉管内介质为氢油混相。这类加热炉进、出口的管线布置较为苛刻，管内介质处于高温高压的气液两相流状态，管道易引起振动，给整个管系的稳定性带来安全隐患。

对于气液两相流管道，管内介质流态比单相流复杂的多，理想状态是雾状流，但实际上由于管内介质温度、压降、流速以及管道的布置安装等因素影响，会出现容易引起管线振动的块状流或柱状流。因此工艺又要求进、出口管道设计必须同时满

０倍公称直足对称平衡布置要求：主管分支点前应有不少于２

径的直管段，且（有工艺商要求为“或”）直管段前、后的弯头必须与下、上游连接的三通异面垂直，并保持５倍公称直径以上的立管高差。

图３　某汽油加氢装置反应加热炉总图三维模型

　　该汽油加氢装置采用炉前混氢工艺，加热炉进、出管内介质为两相流，并且进料各分支流程上并未设置调节阀进行流量调节，为保证各分支流量获得最佳分配，必然要求进口管道布置满足几何对称性。此外每一分支为了试压检修等用途，均设置了拆卸短接，需要一定的操作检修空间。从管道设计的可行性出发，考虑到管道的支撑、短接法兰上螺栓的拆装空间以及对称布置“一分为二”的本质要求等因素，进口管道仅在前半程满足流量均分，后半程无法做到严格的流量均分，只能在管道对称设计和进料流量均匀之间寻找一个平衡点。３．１．１　进口管道对称设计

加热炉入口主管道公称直径为ＤＮ４００，工艺分支路径为：ＤＮ４００ＤＮ３００ＤＮ２５０。鉴于加热炉管嘴方位、高度与→２×→４×炉前管桥的相对位置关系（见图２），ＤＮ４００三通分支（点Ａ）前

３　气液两相流管道设计与管嘴允许受力

３．１　四管程加热炉管嘴布置特点

图１中所示反应加热炉为管式圆筒炉，总图模型见下图３，可以看出其进、出口均为４路对焊管嘴，所有管嘴公称直径为

　第４期张文识：加氢反应炉布置及其两相流进出口管道设计

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因为进料在流经Ｄ处的直管段选择水平布置，见下图４所示，

连续弯管时，气液两相密度差会导致介质呈层状流（左右分布），如果得不到充分混合，直接进入分支管道（点Ａ）时，两分支气液分布必然不均，一支氢多，一支油多。为了在分支点达

０ＤＮ）的水平直管段确保到理想的雾状流，需要足够长（至少２

气液两相流介质充分混合。对于ＤＮ３００Ｎ２５０过渡段分支→ＤＤＮ３００×２５０三通分支（点Ｂ、管道的对称布置则有两种形式：

Ｃ）前的直管段水平布置，见下图４〔ａ〕；三通分支前的直管段竖直布置，见图４〔ｂ〕。对于拆卸短节之后的管道，对于点Ｂ和点Ｃ之后的过渡段分支而言，分支１与２、３与４的不对称性不可

、２与３是相避免；但从整个进料管系考虑，可以认为分支１与４

对满足对称布置要求的。

图４　四管程加热炉进口管道对称布置模型

　　上面两种管道布置均可认为满足对称性要求，并且管道支应，从工艺管道设计的角度和流动连续性看，炉管可作为进口

［３］

吊架也易于设置。假定进口管道为绝热、均匀两相流，选择管道的延伸部分，被相同地支撑在炉体内部均匀受热，介质流加热炉进口各分支管线直管段长度和弯头个数作为压降参数，态、温度、压降变化一致，维持了进口各分支管道的流动稳定两种布置方案中各分支９０°弯头数目一样，并且对应各分支（分性，因此出口管道的设计只需要满足几何对称性即可，对汇合支１与４、２与３）直管段长度很接近，因此两种管道布置压降基点前后的直管段长度不做严格要求。而且从图３所示加热炉本一致。但对比方案（ａ）和（ｂ）中点Ａ至点Ｂ（或Ｃ）之间的管总图看到，对流段箱体、副框架和检修通道等因素也了对道可以发现，方案（ｂ）中Ａ点之后为连续的两个９０弯管，中间称设计中直管段的布置空间。

ａ）理想；方案（ａ）中直管段长度较短，管内介质流态不如方案（受限于空间因素，可实现的出口管道布置主要有两种，见

下图５２路过渡段上的就地压力表布置在水平管道上，和拆卸短节共。对于图５（ａ），出口管线第一次汇合点后的三通和下游

ｂ）则不如（ａ）简便。综合平台设置等２路分支进入三通后享一个操作平台，而方案（的弯头满足“在对称平面内垂直”的要求，

因素，确定图４会降低由于介质流动惯性引起的偏流趋势，对出口管线的等量（ａ）中管道布置形式作为四管程反应炉进口预选

流动有一定好处；图５方案。（ｂ）在各汇合分支上减少一个９０°弯头，不完全满足对称布置要求，流动惯性会使分支１与４的流量稍３．１．２　出口管道对称设计

多于分支２与３，但减少２个９０°弯头对降低管道阻力降和建设加热炉出口管嘴两两对称布置在辐射段顶部炉体的两侧，

成本更有意义。综合考虑图５（ｂ）作为四管程反应炉出口预选出口主管道公称直径为ＤＮ４５０，工艺分支路径为：４×ＤＮ２５０→２

方案。Ｎ４５０。由于加热炉进口管嘴与出口管嘴一一对×ＤＮ３５０→Ｄ

图５　四管程加热炉出口管道对称布置模型

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３．２　两相流进口管道的柔性设计

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热炉进、出口管线运行平稳，未得到有振动现象的反馈。

加氢装置的反应炉进、出口管线时刻处于高温、临氢工况，

为了保证装置安全运行，这部分管道材质多选用铬钼钢或奥氏体不锈钢，如ＴＰ３２１，ＴＰ３４７等。钢材强度高，但相同温度变化下热胀量比碳钢大，因此反应炉进、出口管道柔性设计的主要

１）保证管道在开停工过程中由于自身热胀冷缩目的有两点：（

引起的二次热应力不超过许用应力；（２）确保由于加热炉炉管对其进、出口管道施加的端点位移而引起的二次应力不超过两者接头焊缝处的许用应力，如果接头采用法兰连接，即要求二次应力不破坏原有静密封效果。

一般加氢反应炉进、出口管线通过合理设置支吊架位置即可满足管道的柔性要求。以图１中所示反应加热炉进口管线为例：管道材质为Ｓ３２１６８不锈钢（ＧＢ／Ｔ１４９７６－２０１２），管道外

０６．４ｍｍ＼３２３．９ｍｍ＼２７３．１ｍｍ，对应壁厚分别为径依次为４

１２７ｍｍ〉．５３ｍｍ〉．２７ｍｍ，设计温度３９０℃，设计压力为２．７５

图６　四管程加热炉出口管道布置示意图

；对流段炉管材质为ＴＰ３４７Ｈ，外径为１９３．７ｍｍ，壁厚为８．２ＭＰａ

３．３　加热炉管嘴允许受力

ｍｍ。经过ＣＡＥＳＡＲＩＩ软件建模计算，确定各支吊架位置，见下

在加热炉进、出口管线的应力分析中，计算结果在满足管

图６所示。

道自身的应力要求的同时还应考虑加热炉管嘴的允许受力限

　　从图６可以看到，４路分支管在与炉子管嘴同高度的部分

制。关于加热炉管嘴的允许受力，ＳＨ３０４１上规定加热炉接管的

均设置为普通承重支架，允许沿炉管嘴轴向和径向有一定位移

允许受力值和位移量由加热炉设计单位确定，并未要求上述值

或扭转。通过计算得知，图中８２０、８７０等６个节点处均在操作

符合ＡＰＩ５６０（或ＳＨ／Ｔ３０３６）的推荐值。以图６中反应加热炉

工况下有向下的热位移，因此这些位置都需要设置可变弹簧支

４个管嘴在不同操作工况下的受力极值见下表进口管道为例，

架，对于两相流管道，优先考虑采用下支撑搁置型弹簧，而且此

１。

处平台设置也便于弹簧的安装维护。此装置自开工生产后，加

表１　加热炉进口管嘴应力计算结果

ＮＯＤＥ９９０１１９０１４９０１６９０

Ｆｘ／Ｎ－１４７２６６８１３３９５５２

Ｆｙ／Ｎ６８９９７５５２６－１２７７

Ｆｚ／Ｎ－６３９６－１７３１－５６５６－６５６０

Ｍｘ／Ｎ·ｍ－２９０－２１５－４０５－２２５０

Ｍｙ／Ｎ·ｍ－２４４７－１８７２５２８３７８

Ｍｚ／Ｎ·ｍ５３９－８４－１０８１－７０１

Ｄｚ／ｍｍ２０．０５６－４．２１７７２２．３５３８２０．０５７３

的Ｚ方向）　　对于ＤＮ２５０的水平加热炉管嘴，ＡＰＩ５６０给出的允许受力。

值见表２（表２中Ｘ方向对应本文计算模型的Ｚ方向，即表１中

表２　ＡＰＩ５６０推荐的ＤＮ２５０加热炉管口允许受力

管嘴公称直径／ｍｍ

ＤＮ２５０

允许作用力／Ｎ

Ｆｘ１５５７

Ｆｙ２８９１

Ｆｚ２８９１

Ｍｘ１２６１

允许作用力矩／（Ｎ·ｍ）

Ｍｙ９４９

Ｍｚ９４９

　　通过对比发现，表１中４个轴向力Ｆｚ大小均不满足要求，立管的长度（图６中所示立管Ｌ值）已补偿Ｚ方向上产生的位

个别管嘴的力矩也超出了允许值。分析图６中应力计算模型移，减小炉管嘴轴向受力Ｆｚ。下表３是将Ｌ段立管加长１．５ｍ

后重新计算的加热炉管嘴受力结果。可以得出，炉子管嘴方向水平段当量长度过长是造成接管处轴

向力超标的因素之一，结合管道布置实际，增加拆卸短接之后

表３　Ｌ段加长后加热炉进口管嘴应力计算结果

ＮＯＤＥ９９０１１９０１４９０１６９０

Ｆｘ／Ｎ－１０９８３６０１３９９５３２

Ｆｙ／Ｎ５９６６１５４２１－１００６

Ｆｚ／Ｎ－５０９１－１５７２－５５２８－６２２２

Ｍｘ／Ｎ·ｍ－３３４－４９３－４４６－２５２９

Ｍｙ／Ｎ·ｍ－１８７９－１６５７１０４２７４２

Ｍｚ／Ｎ·ｍ５６３１５６－１２７１－６８３

Ｄｚ／ｍｍ２０．１３３－５．３７３２２．３８１２０．０５３

　　与表１比较发现，４个管嘴轴向力Ｆｚ均有不同程度的下

降，但大部分管嘴受力值仍然远远超过ＡＰＩ５６０的允许受力值。

通过考察多个加氢装置反应加热炉进、出口管道的应力结果，发现要使管道设计完全满足允许受力值的要求很难做到，常会遇到某一项或某几项力、力矩不合格的情况。ＡＰＩ５６０在给出端部接头允许承载时，对诸如炉型，端部接管型式，炉管支撑、排布方式、材质壁厚等众多因素未做区分，具有较大的保守［４］性，常由管道设计专业在设计前期与加热炉专业或者制造商

根据以往成熟经验协商放宽至ＡＰＩ５６０允许受力的３～５倍。

如果后期管道规划过程中，管道柔性布置难以完全满足上述值时，应将管道布置提交给加热炉专业或者加热炉制造商进行应力再核算；或者在管道应力模型搭建过程中，由加热炉专业完善炉管的约束条件。

４　结论

本文以加氢改造装置为例，结合反应炉平面位置调整过

（下转第１９６页）

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图１６　驱动轴模态四

　驱动轴模态分析各阶的频率表２

图１２　驱动轴等效应力图

３．２．２　模态分析

驱动轴模态分析的步骤如底盘分析的步骤一样，只是材料

这里选择灰铸铁，施加的力为１０ＭＰａ，得到的结果如图１３～图１６。

阶数频率／Ｈｚ

１１５．５１

２１１０．６４

３１７５．７３

４３７１．１８

　　观察模型的变化及参考表２数据可知，一到三阶形变几乎没有形变，主要到了四阶才有变形，这个也不影响对它的使用，因为应尽远远满足了设计的需要。

４　结语

本文在现有清扫设备的基础上提出了设计一款结构紧凑多功能的落叶请扫设备，同时又提出了驱动行走装置的优化设计方案。装置优化的成果概括：吸叶装置吸叶口的优化结合实际的需求在吸叶口前端开了个延伸软管的接口，使得清扫到绿围底下树下等一些地方的时候可以使用软管实现吸取；驱动装置使用垂直使得汽油发动机在保证风机的转速的情况下用带轮、减速器、链轮降速得到行走速度；碎叶装置安装在叶子进入

图１３　驱动轴模态一

风机的下方，随着发动机的带动完成碎叶任务；压缩装置以电力驱动真空泵，由真空泵抽气压缩已收集好在压缩袋的碎叶使其体积变小方便存储运输。以上是对各个装置的功能设计优化的优点好处，但是设计还存在着不足之处，比如小车行进过程中缺乏有效的制动装置；成本上控制得不是很恰当，在后续的研究过程中需要不断的改进。

参考文献

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图１４　驱动轴模态二

６４．７［Ｊ］．小康，２０１１（０５）：６１．

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［４］李羽竹，董淑婧．清洁收容式垃圾车设计［Ｊ］．机械工程师，

２０１６（１２）：１１７－１１８．

（本文文献格式：王海霞，王帅帅，赵成龙．落叶清扫机的设计与

图１５　驱动轴模态三

（上接第１９２页）程，介绍了加氢装置加热炉在平面布置时需要综合考虑的方位和防火间距等基本要求，从管道优化设计角度对两相流进、出口管线对称设计、支吊架设置等方面进行了对比分析，总结出此类两相流管道在管线布置时的一些要点和注意事项，最后探讨了加热炉管嘴允许受力的影响因素，提出将加热炉管嘴受力

ＰＩ５６０推荐值３～５倍的建议。放宽至Ａ

研究［Ｊ］．山东化工，２０２１，５０（０４）：１９３－１９６．）

檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪［２］李红宇．高压加氢反应炉设计方案［Ｊ］．河南化工，２０１０，２７

（６）：５２－５５．［３］崔绍华．ＣＦＸ在加氢精制装置加热炉入口管道布置的应用

Ｊ］．石油化工设计，２０１３，３０（３）：２４－２６．［［４］宋东明．加氢裂化反应转油线应力分析与布置方案比较

Ｊ］．石油化工设计，２０１２：２９（３）：４８－５０．［（本文文献格式：张文识．加氢反应炉布置及其两相流进出口管道设计［Ｊ］．山东化工，２０２１，５０（０４）：１８９－１９２＋１９６．）

参考文献

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石油化工设备技术，２００１，２２（６）：２２－２５．