轉化爐高壓蒸汽過熱器模塊振動原因分析及優化調整

李清博，曹文欣，帥敏剛，木鋒濤

(陜西延長中煤榆林能源化工股份有限公司，陜西 靖邊 718500)

0 引 言

陜西延長中煤榆林能源化工股份有限公司(簡稱榆林能化)一期啟動項目填平補齊工程1 920 kt/a甲醇聯合裝置以煤和油田氣為原料，通過煤氣化和油田氣蒸汽轉化制備甲醇合成氣，甲醇合成氣經低壓甲醇合成系統生產MTO級甲醇。其中，甲烷轉化系統于2020年底一次投料成功并產出甲醇產品。轉化爐是甲烷轉化系統的核心設備，由莊信萬豐設計、中國成達工程有限公司承建安裝，其熱負荷達392.3 MW，是一臺吸熱反應設備，所需熱量通過轉化爐頂部安裝的燒嘴燃燒混合燃料(設計混合燃料氣由天然氣、DCC干氣、MTO裝置干氣、甲醇合成弛放氣膜分離非滲透氣、穩定塔不凝氣、甲醇合成閃蒸氣組成)獲得；轉化爐為頂燒方箱爐，由輻射段、過渡段和對流段組成，對流段在轉化爐端部水平布置，共有7組模塊，2組蒸汽過熱模塊，2組轉化爐進料預熱模塊，2組預轉化爐進料預熱模塊，對流段尾部設置板式空氣預熱器以回收煙氣中的余熱，用來加熱由鼓風機送來的助燃空氣，預熱后的空氣送轉化爐輻射段，出空氣預熱器的煙氣則通過引風機抽至煙囪排放；轉化氣(即甲醇合成新鮮氣)組分為H272.7%(摩爾分數，下同)、CO 14%、CO26.96%，流量約335.1 km3/h(標態，下同)。本轉化系統負荷在95%以下時，轉化爐對流段高壓蒸汽過熱器模塊運行正常，但隨著轉化系統負荷的提高，轉化爐對流段高壓蒸汽過熱器模塊頂部出現振動偏高問題(振動速度>10 mm/s)，滿負荷運行時這種情況愈發明顯，此問題制約著轉化系統的安全、穩定、滿負荷、長周期運行。后經優化調整，轉化爐對流段高壓蒸汽過熱器模塊頂部振動過大問題有所改善。以下對有關情況作一介紹。

1 運行中的異?，F象及分析

1.1 轉化爐爐膛出口煙氣溫度高

轉化系統滿負荷運行時，轉化爐爐膛出口煙氣溫度最高點達1 083 ℃，超過聯鎖值1 075 ℃，出口煙道剩余10個溫度測點溫度全部超過報警值，導致聯鎖無法投運，起不到保護作用。爐膛煙氣溫度高，最應關注的是轉化爐爐管壁溫、轉化催化劑活性和對流段各支撐的極限耐溫能力，經與轉化爐專利商及設計院交流，共同分析轉化爐爐膛煙氣溫度高的原因，并根據分析結果采取可行措施不斷優化工況，保證轉化爐爐管等的安全運行。期間對轉化爐爐管進行了測溫，具體情況如下。

(1)轉化爐底部窺視孔測量到的爐管絕大部分溫度都在860～920 ℃之間，最高點溫度為926 ℃(設計值≤950 ℃)，表明爐管運行是安全的。

(2)據工藝運行數據分析，轉化催化劑的活性良好，平衡溫距僅約1.3 ℃，轉化爐出口氣甲烷濃度為3.93%，可能的積炭溫度余量為37 ℃，即當前操作條件下很難發生積炭。

(3)轉化爐爐膛出口煙氣溫度高于預期值，而轉化爐工藝側出口氣溫度低于預期值，表明轉化爐內煙氣與爐管之間的傳熱低于預期--在轉化爐頂部窺視孔觀察到的爐管壁溫較低也證實了這一點，轉化爐頂部火焰/煙氣溫度低于預期值。

(4)通過對工藝流程進行模擬，對轉化爐爐管、對流段支撐進行詳細分析與計算，轉化管峰值壁溫不得超過950 ℃，對應的轉化爐過渡段煙氣溫度不得超過1 085 ℃。

(5)頂燒式轉化爐運行過程中，燒嘴火焰燃燒狀態的好壞直接影響轉化管和催化劑的使用壽命?；鹧嫒紵涣紩霈F偏燒、舔管、爐管局部過熱的現象，而熱量平衡良好的轉化爐是優化生產和爐管使用壽命最大化的基礎。爐管管壁溫差<75 ℃表明轉化爐運行狀況良好，操作中幾乎可以不用作任何調整；爐管外壁溫度不宜出現較大幅度的波動，爐管外壁溫度低不僅可防止局部過熱造成金屬蠕變膨脹致爐管過早失效，而且可在相同平均溫度下實現較低的出口氣甲烷含量[1]。

1.2 高壓蒸汽過熱器出口減溫水用量大增

由于煙氣溫度高，導致對流段高壓蒸汽過熱器模塊熱平衡與設計情形出現偏差，主要表現為高壓蒸汽過熱器出口減溫水使用量在19 t/h左右(設計值為0)、高壓蒸汽過熱器出口集合管溫度458 ℃(設計值433 ℃)。轉化爐出口對流段高壓蒸汽過熱盤管，其進口集合管材質為304、出口集合管材質為304H，出口管線材質為P91，換熱管材質為316H/304，支撐管板材質為ASTM A297Gr-HF。經對高壓蒸汽過熱器模塊的換熱管、彎管、出口集箱、集箱大小頭、集箱封頭管帽進行模擬計算，確認高壓蒸汽過熱器出口集合管最高允許溫度為470 ℃，實際操作中其溫度不宜超過465 ℃。

1.3 不同負荷和不同位置模塊振動速度各異

滿負荷工況下，轉化爐對流段高壓蒸汽過熱器模塊頂部振動偏大，隨著系統負荷升高、煙氣量增加而愈發明顯，測得模塊表面振動速度峰值為20 mm/s。系統運行6個月時，負荷不足100%，模塊振動主要在回彎側表現較為明顯，測得的振動速度峰值為14 mm/s；系統運行10個月后，負荷加至100%時，模塊中南部靠近支撐處振動明顯，振動最大處測得模塊表面振動速度為20 mm/s，彎頭箱處振動速度則降至4 mm/s以內。通過對運行數據的初步分析，認為對流段高壓蒸汽過熱器模塊管束內蒸汽高速流動引發模塊管束振動大或煙氣與模塊間的共振是模塊頂部振動大的可能原因，將蒸汽過熱盤管模塊回彎側彎頭箱面板拆除后觀察，測得管束振動速度<1 mm/s，未發現異常，排除了蒸汽過熱盤管模塊管束內蒸汽高速流動引起管束振動的可能。

1.4 一期與二期系統運行數據及設備參數對比

1.4.1 蒸汽過熱盤管運行數據

由于蒸汽過熱盤管運行參數及材質會影響高壓蒸汽過熱器模塊的熱負荷與換熱情況，針對轉化爐對流段高壓蒸汽過熱盤管出口集合管超溫和模塊振動大的問題，榆林能化技術中心相關專業人員將填平補齊工程轉化爐(簡稱二期轉化爐)產生振動的對流段高壓蒸汽過熱器模塊的操作/設計參數與一期啟動項目轉化爐(莊信萬豐設計，華陸工程科技有限責任公司承建安裝，熱負荷383.65 MW)對流段高壓蒸汽過熱器模塊的操作/設計參數進行對比分析。一期轉化爐和二期轉化爐100%負荷下蒸汽過熱器典型運行數據及設計值見表1(注：02E04-1為二期第一組蒸汽過熱器模塊、E04-1為一期第一組蒸汽過熱器模塊、02E04-2為二期第五組蒸汽過熱器模塊、E04-2為一期第五組蒸汽過熱器模塊)?？梢钥吹剑阂黄?、二期轉化爐對流段高壓蒸汽過熱器模塊設計數據基本相同；02E04-2與E04-2相比，進口蒸汽溫度相當、出口蒸汽溫度更高，盤管前煙氣溫度接近、盤管后煙氣溫度更低，表明02E04-2設計換熱面積更大，實際生產中02E04-2出口蒸汽溫度高于設計值，存在超溫情況，而煙氣流經此模塊時，模塊內流通面積更小，煙氣流動存在受阻情況。

表1 100%負荷下蒸汽過熱器典型運行數據與設計值

1.4.2 設備參數

二期第一組蒸汽過熱器模塊(02E04-1)：入口集合管，規格φ610 mm×46.02 mm，材質304H；出口集合管，規格φ610 mm×46.02 mm，材質304H；換熱管，規格φ114.3 mm×13.49 mm，材質316H；支撐管板，材質30Cr-50Ni-W。一期第一組蒸汽過熱器模塊(E04-1)：入口集合管，規格φ610 mm×40 mm，材質304H；出口集合管，規格φ610 mm×45 mm，材質304H；換熱管，規格φ114.3 mm×14.2 mm，材質316H；支撐管板，材質ZNiCr28Fe17W5Si2CO.4。

二期第五組蒸汽過熱器模塊(02E04-2)：入口集合管，規格φ559 mm×41.28 mm，材質304；出口集合管，規格φ610 mm×46.02 mm，材質304H；換熱管，規格φ114.3 mm×8.56 mm，材質316H/304；支撐管板，材質ASTM A297Gr-HF。一期第五組蒸汽過熱器模塊(E04-2)：入口集合管，規格φ508 mm×40 mm，材質SA106；出口集合管，規格φ610 mm×60 mm，材質304H；換熱管，規格φ114.3 mm×11 mm，材質316H/304；支撐管板，材質ZG25Cr18Ni9Si2。

二期輻射段轉化爐爐管，規格φ148 mm×14 750 mm，材質25Cr-35Ni。一期輻射段轉化爐爐管，規格φ152 mm×14 800 mm，材質25Cr-35Ni。

1.4.3 小 結

綜上，二期轉化爐與一期轉化爐熱負荷相當，輻射段爐管材質相同，轉化反應所需熱量傳遞效率一致；一期轉化爐爐膛煙氣溫度與轉化爐爐管壁溫基本正常，而二期轉化爐爐膛煙氣溫度高、轉化爐爐管壁溫偏低，表明二期轉化爐燒嘴燃燒狀態可能未達預期效果，導致熱量未充分傳遞至轉化管內。為確保正常的出口轉化氣溫度，二期轉化爐運行時增加了燃料氣量，導致煙氣量增加；而二期轉化爐對流段第五組模塊(02E04-2)換熱面積大，導致對流段模塊內流通面積小，在較高的煙氣流速下，煙氣在02E04-2處發生湍流，這可能是引起模塊振動的原因之一。

2 優化調整

優化調整前，二期轉化爐水碳比為2.9～3.0(設計值為2.86)，出口轉化氣溫度約845 ℃(設計值為880 ℃)，轉化氣組分(干基)H2、CO2高于設計值，CO低于設計值，轉化氣量329 km3/h(干基)，略低于設計值335.1 km3/h(干基)。在確保系統安全、穩定、滿負荷運行的前提下，擬通過降低轉化系統水碳比來減少轉化反應輻射熱需求，減少燃料氣的消耗，降低轉化爐爐膛煙氣溫度，從而降低轉化爐煙氣量，改善轉化爐出口高壓蒸汽過熱器頂部振動狀況。

2.1 調整系統負荷至滿負荷

水碳比調整前，維持蒸汽管網穩定。先將轉化爐負荷提至100%，通過上游脫硫系統前后自控閥交替調節來增減進入轉化爐爐管的原料天然氣流量，單次增減不超過1 000 m3/h，待工況穩定后，通過燃料氣控制器調節燃氣壓力適當提高爐溫；負荷調整時，分步小幅度調增燃料氣和燃燒空氣流量，確保煙氣殘氧和助燃空氣壓力受控。

2.2 水碳比調整

轉化爐100%負荷穩定運行后，計算水碳比，通過中壓蒸汽自控閥減少蒸汽的加入量，確保工藝冷凝液回收量不低于設計值，單次退出蒸汽量不超過2.5 t/h；蒸汽退出后，控制轉化爐爐管出口轉化氣溫度在842～845 ℃，逐漸減少燃料氣量，減少助燃空氣量以降低轉化爐煙氣量，在保證轉化爐各部位運行安全的前提下，逐漸退出蒸汽總量約10 t/h。轉化爐各部分熱量平衡后，逐漸降低水碳比至2.71。

2.3 工況優化

完成水碳比調整后，現場進行工況優化：對轉化爐所有燒嘴逐個檢查其運行情況，并及時對燃燒狀況差的燒嘴進行調整；加強巡檢，及時測溫，檢查轉化爐爐管、爐墻、外壁、人孔、集氣管三通與人孔、廢鍋人孔、預轉化爐外壁溫度是否在正常范圍內；檢查轉化爐各彈簧支吊架、對流段高壓蒸汽過熱器模塊振動情況是否異常，多點監測振動情況并及時通報；巡檢人員加強燃料氣分離罐重組分排液工作，如有異常及時匯報調整。轉化爐混合燃料氣[天然氣、渣油裂解裝置(DCC)干氣、MTO裝置干氣、甲醇合成弛放氣膜分離非滲透氣(尾氣)]等工藝優化調整數據見表2。

表2 轉化爐工藝優化調整有關數據

2.4 優化調整結果綜合分析

(1)轉化爐水碳比適當降低，工藝系統加入的總水量減少約10 t/h，中壓蒸汽(4.0 MPa、425 ℃)消耗量降低，噸甲醇綜合能耗降低?？刂妻D化爐爐溫不變的情況下，燃料消耗量下降，轉化爐煙氣量減少，轉化爐爐膛出口煙氣溫度降至1 075 ℃。

(2)水碳比降低后，送至甲醇合成系統的轉化氣量(干基)下降約7 800 m3/h，按照生產噸甲醇消耗新鮮氣2 350 m3計，每天減產甲醇約80 t；降低水碳比后，甲烷轉化反應動力下降，提溫增加反應熱負荷也不能滿足甲烷轉化率要求，轉化氣組分中H2含量微降、CH4含量上漲、CO含量微漲、CO2含量微降，甲醇合成有效氣組分穩定、氣量減小。當然，考慮到轉化系統運行的安全性和經濟性，水碳比也不宜過低，以避免爐管超溫、轉化催化劑析碳風險，且應保證甲醇聯合裝置的產能和效益。

(3)由于高壓蒸汽過熱器模塊熱平衡與設計有偏差，導致對流段減溫水量遠大于設計值(設計值為0)，優化調整后，減溫水量未有明顯下降，調整期間，現場檢查振動情況，排除了減溫水量大產生波狀流造成模塊振動大的可能。系統加負荷期間，經監測得出，轉化爐對流段高壓蒸汽過熱盤管的振動速度與煙氣流量成正比，可以認為煙氣阻力與模塊振動速度成正比。

(4)轉化爐混合燃料氣設計上由天然氣、DCC干氣、MTO裝置干氣、甲醇合成弛放氣膜分離非滲透氣、穩定塔不凝氣、甲醇合成閃蒸氣組成，調整期間，為持續優化轉化爐工況，將甲醇合成系統閃蒸氣和穩定塔不凝氣退出燃料氣管網，40 h后，轉化爐水碳比降至2.71，轉化爐爐管出口轉化氣溫度為847 ℃，轉化爐運行穩定，高壓蒸汽過熱器模塊振動速度(最大值)由20 mm/s降至14 mm/s。于是，保持轉化系統水碳比在2.71穩定運行。

3 改進措施

(1)轉化爐運行已近30個月，雖然除轉化爐對流段高壓蒸汽過熱器模塊振動偏高外，對流段其余模塊雖未見明顯振動(均運行正常)，但仍然應定期委托設計院協助對輻射段底板和橫梁以及對流段高壓蒸汽過熱盤管第一組模塊支撐、盤管、集合管與第五組模塊支撐、盤管、集合管運行的安全性進行評估。

(2)一是對轉化爐燒嘴進行改造升級，優化燒嘴火焰燃燒效果，即通過改造燒嘴燃氣噴槍與噴頭設計，提升燃氣壓力，增加火焰剛性，嘗試改善轉化爐燒嘴燃燒不佳的狀況，以提高轉化爐輻射段熱效率，降低轉化爐煙氣量；二是由設計院提供模塊加固方案，停車搶修期間實施模塊加固，改變高壓蒸汽過熱器殼側固有振動頻率，同時在系統停車時進入模塊內部進行檢查，確認模塊盤管組及支撐是否正常[2]。

4 結束語

綜上所述，在確保甲醇聯合裝置安全、穩定、高效運行的前提下，通過優化調整，適當降低轉化系統水碳比以減少轉化反應輻射熱需求，減少燃料氣的消耗，降低轉化爐爐膛煙氣溫度，降低轉化爐煙氣量，轉化爐出口高壓蒸汽過熱器模塊頂部振動過大問題有所改善。下一步榆林能化擬利用甲醇聯合裝置停車檢修機會改造升級轉化爐燒嘴，并對對流段高壓蒸汽過熱器模塊進行加固，以徹底解決蒸汽過熱器模塊振動大的問題。