油田卧式燃气加热处理器火筒鼓包典型事故分析

(华油惠博普科技股份有限公司 设计研究院， 北京 100088)

油田卧式燃气加热处理器火筒鼓包典型事故分析

苏海鹏

(华油惠博普科技股份有限公司 设计研究院， 北京 100088)

加热处理器是油气田中使用的具有原油加热、分离等多项功能的油气集输专用装置，综合了火筒式加热炉和油水分离器的工艺原理。针对一起加热处理器火筒鼓包事故，在综合设计基础条件、工艺选型计算、机械设计方案及设备运行的基础上，对加热处理器火筒鼓包现象进行了调查分析，指出了火筒鼓包的原因，总结了加热处理器在设计选型和操作运行方面存在的问题，以期对同类装置的设计及设备运行具有指导意义。

加热处理器； 加热分离器； 火筒； 鼓包； 分析

燃气加热处理器是油气田中用于火焰加热和分离出原油、天然气、水及其混合物等介质的专用设备之一，多用于集输站场中油气水的加热和分离，是一种具有加热、分离、缓冲等多种功能的加热分离器[1-3]，其设计、运行综合了火筒式加热炉和油水分离器设备的工艺原理，也可称为一体化加热分离装置，即通过在金属圆筒壳体内设置火筒，将燃料燃烧释放的热量直接传递给被加热介质，将原油、天然气以及井产物加热到工艺所要求的温度，并且进行沉降、分离[4-6]。

国外某燃气原油处理站2台加热处理器采用了可抽出的双火筒卧式结构，对上游来液进行加热、分离。设备于2015-05投产运行，2016-12-16发现其中1台设备的火筒发生鼓包现象，随后对设备进行了停产维护。文中针对加热处理器出现的鼓包现象，对加热处理器的设计、选型、运行等方面情况进行了回顾和调查，分析了火筒鼓包产生的原因，并提出了相应的改进措施。

1 加热处理器与火筒鼓包情况概述

1.1加热处理器

加热处理器按照ASME VIII进行设计及制造，采用双火筒、可抽出结构形式，以便后续运行过程中加热负荷调节和设备维护[7-10]。

加热处理器规格(内径×长度)为Ø 3 m×12 m。火筒采用平直炉胆与波形炉胆相结合的形式，并进行整体热处理，以消除加工制造过程中的焊接应力，材质均采用SA 516 Gr70N。火筒经由位于其左右及下方的滑道装置进行支撑和固定。燃烧设

备采用意大利百得(BALTUR)燃气燃烧器[11]，加热处理器的结构简图见图1。

图1 加热处理器结构简图

1.2火筒鼓包情况

加热处理器火筒鼓包和停产维护时的油污情况见图2。

图2 加热处理器火筒鼓包及油污

由图2可见，火筒的鼓包情况比较严重，鼓包位于左侧火筒底部的波形火筒与平直火筒的结合部位，而且火筒外部还附着大量的油泥。鼓包处已经产生了大量的氧化层，并已经开始脱落。加热处理器停产后，从设备底部的侧面人孔清理出了大量的含油污泥。

结合实际运行情况可知，被加热介质中含有大量的泥沙。在设备的运行过程中，没有及时进行排污、排沙，从而导致设备内部靠近火筒的周围泥沙不断地积累，附着在火筒外表面。

2 加热处理器工艺选型计算与机械设计方案

加热处理器的工艺选型计算主要包括热工工艺计算和设备工艺选型计算两个部分。热工工艺计算的主要目的是进行加热负荷和火筒的热力、烟气系统阻力计算，以确定受热面积大小和火筒的机械结构尺寸。设备的工艺计算是根据技术指标和热工工艺的计算结果，然后确定设备的外形尺寸、火筒在容器内的安装位置、油水界面的高度、油水各自的停留时间等工艺参数。

2.1工艺设计条件

加热处理器原始设计数据：总质量流量最大值为3 175 t/h，其中石油的质量流量为635 t/h，水的质量流量为2 540 t/h；进/出口温度为20 ℃/60 ℃；工作压力0.4 MPa(g)；出口油中水质量分数为不大于10%，出口水中油质量浓度为500 mg/L；原油停留时间不大于52 min，水的停留时间不大于4 min。

上述数据在设计阶段为2台设备的处理量，在设计审查阶段，业主将该数据变更为单台设备的处理量。

2.2原油加热负荷计算

原油加热处理器加热负荷的计算以油水界面以上的原油加热所需热量为准，不考虑油水界面以下混合物的加热。在计算加热负荷时，通常假定被加热的原油中含有质量分数为30%的水。

被加热介质所需热量按照下式计算：

Q=qmcpΔt/3.6

(1)

其中

Δt=t2-t1

式中，Δt为被加热介质温差，t2为被加热介质出口温度，t1为被加热介质入口温度，℃；qm为被加热介质质量流量，t/h；Q为被加热介质所需热负荷，kW；cp为被加热介质比定压热容，kJ/(kg·℃)。

这里忽略了油水的偏差，统一按照水的密度进行计算。根据式(1)计算的原油加热负荷见表1。对计算总热负荷圆整后取额定热负荷为1 100 kW。

表1 加热负荷计算结果

2.3火筒热力计算结果

根据加热负荷计算结果，每个火筒的输入热量最小需要550 kW，这样才能够能满足加热要求。根据百得燃烧器的火焰长度、火焰直径与燃烧器功率曲线(图3、图4)，确定以火筒内径为500 mm进行热力计算[11]。

单台火筒热力计算和烟气阻力计算结果见表2。

图3 火焰长度与燃烧器功率曲线

图4 火焰直径与燃烧器功率曲线

名称辐射火管对流火管受热面积H/m212.8811.78入口烟气温度θ'/℃—642.0出口烟气温度θ″/℃642.0～652.0373.0～420.0平均烟气流速wy/(m·s-1)—4.0对数温差Δt/℃—337.80传热系数K/(kW·m-2·℃-1)—0.0265传热量Q/kW444.36105.51计算热效率η/%75.1～77.8—标况下燃料消耗量Bj/(m3·h-1)74.30受热面平均热流密度q/(kW·m-2)28.74火管截面热流密度Φ/(kW·m-2)2802.55烟气系统阻力Δp/Pa48.20

从表2可以看出，火筒的受热面平均热流密度为28.74 kW/m2、火筒的截面热流密度为2 802.55 kW/m2，这些数据满足文献[12]要求的小于受热面最大平均热流密度推荐值31 kW/m2和横截面热流密度不宜大于6 800 kW/m2的推荐值。

2.4设备工艺选型计算结果

加热处理器整体的工艺选型计算方法可以依据API 12J规范执行[13]。根据热力计算结果，确定了如图5和图6所示的火筒机械设计条件。

图5 火筒结构简图

图6 设备内部横截面

火筒整体采用U形结构，辐射与对流段均采用内径为500 mm的圆筒，过渡段采用内径为400 mm的180°钢制弯头、异径管件连接。

根据设计条件和技术指标的要求，设备工艺计算选型结果见表3。

表3 加热处理器工艺选型结果

由表3和图6可知，加热处理器的油水界面为700 mm。

2.5燃烧器选型[11]

燃烧器选型的计算公式如下：

QR=Q/η

(2)

式中，QR为燃烧器功率，kW。

由表2、表3可知，加热处理器火筒热效率为75.1%～77.8%、单个火筒的热负荷为550 kW。将η=75.1%～77.8%、Q=550 kW带入到式(2)中可得QR=707～732 kW。

燃烧器背压与负荷曲线见图7，其中TBG为燃烧器的代号。

图7 燃烧器背压与负荷曲线

由图7可知，在550 kW功率条件下，燃烧器的火焰直径为465～475 mm，该数据小于火筒热力计算所确定的内径。根据计算的燃烧器功率和表3中火筒烟气阻力48.2 Pa，从相应的燃烧室背压与燃烧器负荷曲线(图7)可知，图7中各型号燃烧器都满足加热负荷的要求。

根据以上计算结果，首先要考虑到在加热处理器实际运行过程中，设备热效率降低的可能性和加热处理器峰值处理量的需要。选型假定火筒的热效率为70%，此时计算所得的燃烧器功率为785.7 kW。其次，燃烧器一般在最大需要热负荷的80%下运行，考虑到这个因素，参考图7，TBG80和TBG85均不能满足加热处理器的加热负荷要求。所以，综合考虑后选择了TBG120型燃烧器。在假定的燃烧器计算功率条件下，由图7可知，燃烧器的火焰直径约为485 mm，小于计算选型确定的内径，满足设计选型要求。

2.6机械设计方案

加热处理器设计过程中主要考虑了以下因素。

(1)要求火筒可抽出维护且考虑到U形火筒的稳定性。因此，设计过程中将火筒底部和侧面分别设置了滑道和导轨、支撑和垫板。

(2)为了缓解火筒在受热过程中产生的热膨胀效应，分别在火筒烟气高、低温部分设置了波纹火筒，波形火筒公称内径与火筒的直段部分直经均为500 mm，波形火筒波峰高度38 mm、最小内径为424 mm，火筒和支撑结构材质为SA516 70N，火筒壁厚为16 mm 。

(3)2个火筒位于设备内部的两侧(图6)，分别有各自的支撑结构和滑道支撑，并且垂直安装在容器内部。

(4)进液竖管位于2个火筒中间，竖管底部设置了具有防冲击功能的布液盘。

(5)火筒底部距离油水界面的垂直高度为173 mm，即火筒底部距离设备底部的垂直高度为873 mm。

(6)为了使火筒的支撑和固定良好，设备内部设置了诸多钢结构件，以保持整个火筒的稳定，实现火筒的可抽出功能。

(7)火筒顶部设置冲沙管，实现设备运行过程中对火筒顶部进行冲洗，保持火筒的清洁和良好的传热效果。

3 火筒鼓包设计选型原因分析

根据现场出现的问题，经过初步分析认为，加热处理器火筒鼓包的原因集中在材料、工艺设计选型、机械设计方案和设备运行等方面，并分别就这几个方面展开核查和分析。其中，工艺设计选型有关的问题集中在火筒的热力计算与选型、燃烧器的选型和火筒的机械设计，机械设计方面主要集中在火筒和设备内部火筒周边的支撑结构和进液竖管。

3.1火筒壁金属材料调查与分析

对火筒材质进行了调查与分析。根据制造厂提供的材质证明显示，火筒材质各项化学成分和力学性能均符合ASME规范的有关要求[14]。

业主方从鼓包的火筒上切割下一块尺寸约100 mm×50 mm的钢片进行金相实验。根据实验结果显示，材料的各项化学成分和力学性能试验均合格。

从这两方面反馈结果来看，用于制造火筒的钢板材质是合格的，从而排除了可能因为材质问题而造成的火筒鼓包。

3.2热力计算与火筒设计选型核查与分析

从表2可知，受热面平均热流密度为28.74 kW/m2，虽然符合文献[12]的最大推荐值，不大于受热面最大平均热流密度推荐值31 kW/m2，但此数值超出了推荐的11～25 kW/m2的范围。

计算后得到的辐射火管和对流火管的受热面平均热流密度数值分别为34.5 kW/m2和8.96 kW/m2，其中辐射段的数值明显超出了规范的推荐值。

上述分析显示，辐射火管的受热面平均热流密度大于推荐范围的受热面最大平均热流密度值。因此可以判定，火管受热面积的选择偏小，从而造成受热面平均热流密度不符合规范的推荐值。

3.3燃烧器选型调查与分析

根据计算结果，燃烧器的计算选型功率为707～732 kW、假定选型功率为785.7 kW。在这个功率条件下，燃烧器火焰直径为465～475 mm和485 mm。根据上述机械设计确定的火筒结构，波形火筒的最小内径为424 mm，将造成燃烧器火焰直接冲刷到波形火筒壁面。

根据燃烧器选型的调查情况可以看出，燃烧器的选型与波形火筒的匹配存在一定的问题。一方面，燃烧器的选型过程忽略了在热效率较低的典型工况下，燃烧器功率增大后引起火焰尺寸变大对燃烧室的影响。另一方面，与加热功率条件下的火焰尺寸相比较，辐射火管与波形火筒的公称直径选择偏小，特别是靠近燃烧器侧的波形火筒的设置，造成燃烧器火焰直接冲刷到了波形火筒壁面，使得火焰周边的火筒壁长期处于高温状态。

3.4机械设计方案调查与分析

根据图2可知，火筒鼓包处正好位于燃烧器火焰直径最大的圆周上，造成燃烧器火焰直接冲刷到了波形火筒壁面。由此判断，靠近燃烧器侧的波形火筒设置考虑有所欠缺。火筒鼓包处的圆筒外壁有1块支撑U形火筒的支承垫板，这块垫板直接焊接在了火筒外壁上，从火筒传热角度考虑，在外壁焊接垫板不利于热量的传递，从而加速了局部过热。因此，这些垫板只能用作临时支撑，而不能作为永久性固定支撑使用。

由于要求火筒具有可抽出的功能，故在火筒底部设置了滑道支撑板和辊轮。同时为了支撑火筒，在设备底部设置了支撑钢架和辊轮。这些支撑结构和滑动装置极易造成原油中的泥沙在火筒周边的累积，从而影响火筒的传热，造成火筒壁温度的升高。

从图1可知，旋流器位于2个火筒中间，旋流器底部设置了具有防冲击功能的布液盘。来液进入设备内部并经过旋流器引导至布液盘，介质在接触布液盘的一瞬间，由于巨大的压力与反冲击作用，造成液体向周边急剧扩散和上翻，刚好带动介质中的泥沙流动至火筒支撑板和支撑结构的结合部位，造成泥沙的长期积累。因此，从旋流器底部的设置和进液方向来看，旋流器底部的设置存在一定的缺陷。

根据机械设计方面的情况，认为火筒及周围的机械结构存在设计缺陷，导致火筒周边泥沙大量积累，并且附着在火筒外壁，造成燃烧产生的热量不能够及时传给火筒外的原油，使得火焰周边的火筒壁长期处于高温状态，从而加剧了火筒金属壁面的局部过热，最终导致火筒鼓包[15，16]。

4 火筒鼓包运行原因分析

4.1实际运行参数和加热负荷

根据设计基础条件和技术指标的要求，选取处理量相对比较稳定、更接近设计基础要求的一个昼夜内，原油、水的处理量和温升情况作为典型代表。选取的现场操作运行情况记录统计表见表4，其他每天的处理量在表4的基础上，上、下浮动大约10%。

表4 实际原油处理量统计表(2015-11-11～12)

根据表4统计的数据，2台加热处理器每天的处理量为3 332 m3，其中原油的处理量为418 m3、水的处理量为2 914 m3。结合其他日期的处理量数据分析如下。

表1给定的设计基础条件应为2台设备的处理量。根据实际运行的数据计算，单台加热处理器的额定热负荷约350 kW、每台火筒所需要的输入热量为175 kW，该数据远小于每个火筒的设计输入热量550 kW。假定所需的热量全部被火筒的辐射段吸收并释放，此时的辐射段受热面平均热流密度为13.59 kW/m2，满足文献[12]推荐的11～25 kW/m2的要求。因此，按照实际加热负荷调整燃烧器的输出功率，设备运行过程将不存在火焰冲刷火筒壁的现象。

4.2设备的操作运行

根据现场的实际运行情况，加热处理器正常运行阶段的操作主要存在油水界面偏高、燃烧器负荷偏大、介质泥沙含量较高及设备排沙不及时等方面的问题。

根据设计基础条件和技术指标的要求，设备工艺选型确定的油水界面为700 mm，加热处理器调试运行阶段，在按照设计要求的基础上运行，故各部分参数和技术指标均达到要求。而实际运行过程中，油水界面经常被现场操作人员提高1 000 mm左右。同时，由于未能及时进行排污，导致泥沙占据了水层体积，变相提高了油水界面，破坏了油水的沉降、分离和停留时间，从而使相当一部分热量被介质中的水吸收，导致原油温度达不到设计要求，从而引起一系列连锁反应。此时，因为原油温度不满足工艺要求，操作人员通过提高燃烧器出力来满足原油加热温度的要求。燃烧器出力的增大，进而导致火焰冲刷火筒壁面，同时增加了辐射段火管的受热面平均热流密度，从而使火筒壁长期处于较高的温度状态。

由图2可知，被加热介质中含有较多的泥沙，而且在运行过程中没有按照操作要求进行及时排沙，导致泥沙不断地在设备内部和火筒外壁累积，从而造成火筒局部温度过热，导致火筒鼓包。造成这些后果的原因，首先是设计基础数据未能正确反映介质的物性和泥沙的含量。其次，现场操作人员对来液中所含泥沙对设备运行的危害性没有正确的认识，导致未能及时采取排沙、排泥措施。最后，由于泥沙未能及时排放，造成水层体积被占据，而使油水的停留时间不足，从而造成原油温度不达标等一系列问题。

5 结论及措施

5.1火筒鼓包原因

(1)在设备操作运行阶段，没有按照设计要求调节原油的停留时间和油水界面的高度，使得油出口温度不达标，从而引起燃烧器的出力被提高，造成火焰冲刷火筒金属壁面。

(2)燃烧器在设计工况下的选型功率偏大，导致在大负荷条件下火焰冲刷火筒内壁。

(3)运行过程没有及时进行泥沙的排放，导致大量泥沙堆积并附着在火筒外壁，加剧了火筒的局部过热。

(4)火筒外部支撑等结构设置存在缺陷，加剧了介质中的泥沙在火筒外壁的沉积。

5.2采取措施及效果

(1)对鼓包部分的火筒进行彻底更换，去掉靠近燃烧器侧的波型火筒。

(2)对现有的燃烧器进行更换，选择TBG80型燃烧器，在满足加热负荷的情况下，有效防止人为提高燃烧器的输出功率，从而降低火筒受热面平均热流密度。

(3)提高设备运行过程中排污频率，防止介质中的泥沙在设备内部的堆积。

(4)增加装置，对介质进行预处理，以脱除介质中含有的大量泥沙，确保加热处理器的正常运行。

经过改造过后的加热处理器目前运行正常，处理指标达到了技术要求。

6 改进建议

(1)加热处理器火筒的选型应按照规范要求进行，尽可能降低受热面平均热流密度。

(2)燃烧器的选型应充分考虑到设备热效率所引起的燃烧器火焰直径与火筒的匹配问题。

(3)对于含泥沙的油气田介质，加热处理器的设计中应充分考虑泥沙的预处理或泥沙对设备运行的危害。

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(许编)

TypicalAccidentAnalysisonFireTubeBumpforHorizontalGas-firedHeatingTreaterinOilField

SUHai-peng

(Design & Research Institute, China Oil HBP Science & Technology Corporation Ltd.,Beijing 100088, China)

Heating treater is a special oil and gas gathering and transportation device with functions such as heating and separation of crude oil in oil and gas field. It combines the technological principle of fire tube heater and oil-water separator. For an accident of fire tube bump of heating treater, the plenomenon and its causes of fire tube bump of heating treater has been investigated and analyzed based on comprehensive review of the basic design conditions, process & calculation selection, mechanical design and equipment operation. The problems existing in the design and operation of the heating treater have been summarized to provide guidance for the design and operation of similar equipment.

heating treater; heating separator; fire tube; bump; analysis

TE977； TK223.3

B

10.3969/j.issn.1000-7466.2017.04.009

1000-7466(2017)04-0046-07①

2017-03-09

苏海鹏(1978-)，男，陕西商洛人，高级工程师，学士，从事热能工程和油田热工工艺的设计研究工作。