換熱器至初餾塔管線的阻尼減振技術(shù)應(yīng)用研究

范文強(qiáng) 何立東 陳 釗 張翼鵬 亢嘉妮

(北京化工大學(xué) 化工安全教育部工程研究中心， 北京 100029)

引 言

管道被稱為化工生產(chǎn)的脈絡(luò)，它將石油化工裝置中的設(shè)備連接起來(lái)，完成各道工序。然而隨著生產(chǎn)工藝過(guò)程的日益復(fù)雜、處理量的加大，往往會(huì)引起管道及設(shè)備的振動(dòng)[1]。強(qiáng)烈的振動(dòng)會(huì)使管道的連接部位發(fā)生破裂或松動(dòng)，導(dǎo)致介質(zhì)泄漏甚至引發(fā)爆炸，造成嚴(yán)重事故。

在工程實(shí)際中，通常采用增加孔板、設(shè)置緩沖罐或?yàn)V波器、增設(shè)管架等措施來(lái)控制管道振動(dòng)[2]，但這些方法均需在設(shè)備停車的情況下實(shí)施，影響其正常生產(chǎn)，并且還可能會(huì)使管道產(chǎn)生附加應(yīng)力。增加孔板可以消除管道中的氣流脈動(dòng)，但孔板的安裝需要在設(shè)備停車的情況下進(jìn)行[3]；緩沖罐通常被用于壓縮機(jī)上，可以顯著改善管道中的流量和壓力脈動(dòng)現(xiàn)象[4]，然而其效果易受到現(xiàn)場(chǎng)空間結(jié)構(gòu)的限制[5]；增加管架是針對(duì)低頻振動(dòng)管道常用的方法，但是管架不能從根本上解決振動(dòng)，而是會(huì)將振動(dòng)傳遞到其他地方[6]，引起二次應(yīng)力。

山東某化工廠分餾裝置的換熱器出口至初餾塔入口管線自投產(chǎn)以來(lái)就一直存在振動(dòng)過(guò)大問(wèn)題，雖然已采取了一些措施，例如將管道彎頭轉(zhuǎn)彎半徑擴(kuò)大，但仍然存在肉眼可見(jiàn)的晃動(dòng)。本文將阻尼減振技術(shù)應(yīng)用到管道振動(dòng)問(wèn)題上，該技術(shù)不僅對(duì)抑制管道振動(dòng)非常有效，還可以在設(shè)備不停車的條件下實(shí)施，且不會(huì)產(chǎn)生附加應(yīng)力。

1 管道參數(shù)及振動(dòng)情況

此次改造的管線為分餾裝置的E1001B換熱器殼程出口至初餾塔入口的管線，該換熱器殼程介質(zhì)為中質(zhì)原油，設(shè)計(jì)流量416 t/h，實(shí)際工作時(shí)流量為370 t/h，壓力0.9 MPa，溫度220 ℃，換熱器出口管徑為DN400，換熱器出口管線現(xiàn)場(chǎng)分布如圖1所示。

從圖1中可以發(fā)現(xiàn)，該換熱器出口至初餾塔入口管線跨度較長(zhǎng)，存在多個(gè)彎頭，且管道支撐較少，有很長(zhǎng)一段的懸臂管線，管道剛度較低。改造前，該管線存在明顯的肉眼可見(jiàn)的晃動(dòng)。

用德國(guó)SCHENCK公司生產(chǎn)的Smart Balancer振動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)管道振動(dòng)進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量結(jié)果顯示，各個(gè)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)幅值均超過(guò)1 000 μm，最大達(dá)到2 089 μm。由于換熱器出口管道內(nèi)介質(zhì)溫度極高且易燃易爆，對(duì)工作人員的生命安全造成嚴(yán)重威脅，因此急需進(jìn)行減振改造，消除安全隱患。

2 振動(dòng)原因分析

2.1 管道振動(dòng)原因

(1)所研究管線走向復(fù)雜，經(jīng)過(guò)6個(gè)彎頭，管道中的原油在流經(jīng)這些彎頭處時(shí)流速和流向會(huì)發(fā)生急劇變化，對(duì)管道產(chǎn)生巨大沖擊力[7]；管道中原油含水量大，在220 ℃下，水分蒸發(fā)隨介質(zhì)進(jìn)入管道，出現(xiàn)氣液兩相，造成壓力波動(dòng)，從而產(chǎn)生激振力，對(duì)管壁造成沖擊。

(2)換熱器出口至初餾塔入口管線長(zhǎng)度超過(guò)20 m，主要靠?jī)蓚€(gè)彈簧支架支撐，管道缺少支撐，整體剛度較小；另外管道中介質(zhì)為液體且流量大，導(dǎo)致彈簧支架受力過(guò)大從而失效，管道在流體沖擊下易造成振動(dòng)。

(3)整條管線位于24 m高的新起平臺(tái)上，平臺(tái)本身支撐立柱單薄，而且頂部受力較大，容易引起晃動(dòng)。

2.2 管道模態(tài)分析

在ANSYS 16.0有限元分析軟件中依照現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際測(cè)量尺寸對(duì)管道結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元建模，如圖2所示。采用Solid 185實(shí)體單元，設(shè)定其泊松比為0.3，彈性模量為2.1×1011Pa，對(duì)模型定義屬性，劃分網(wǎng)格，施加約束后進(jìn)行分析。經(jīng)過(guò)計(jì)算，換熱器出口管道前5階固有頻率如表1所示。

在工程上，激振頻率的共振區(qū)為0.8f～1.2f(f代表激振頻率)，當(dāng)管道的固有頻率剛好落在共振區(qū)內(nèi)時(shí)，就會(huì)導(dǎo)致管道強(qiáng)烈振動(dòng)，并且越接近激振頻率就越容易產(chǎn)生共振[8]?，F(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)換熱器出口管道的振動(dòng)頻率為5 Hz，處于二階固有頻率共振區(qū)(3.65～5.47 Hz)內(nèi)，分析可知，高溫原油的劇烈脈動(dòng)引起了換熱器出口管線的基頻振動(dòng)[9]，是導(dǎo)致?lián)Q熱器出口管道發(fā)生共振的主要原因。

表1 換熱器出口管道前5階固有頻率

換熱器出口管道第2階模態(tài)下的振型圖如圖3所示。

從圖3中可以看到管道在兩個(gè)彎頭位置振動(dòng)最大，管道模擬的振動(dòng)情況與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況相符。

2.3 管內(nèi)流體脈動(dòng)的CFD模擬

在換熱器出口至初餾塔入口管道中，流體經(jīng)過(guò)6個(gè)彎頭，運(yùn)動(dòng)狀態(tài)不斷發(fā)生改變，形成壓力脈動(dòng)，使管道產(chǎn)生強(qiáng)烈振動(dòng)。將SolidWorks中建立的模型導(dǎo)入Fluent中進(jìn)行流場(chǎng)分析[10]，根據(jù)實(shí)際參數(shù)，設(shè)置模型為湍流模型，管道入口速度(velocity-inlet)為0.787 7 m/s，水力直徑(hydraulic diameter)為0.406 m，出口壓力(pressure-outlet)為0.9 MPa，其余邊界條件設(shè)置為固體壁面(wall)。將Fluent中流體計(jì)算結(jié)果作為載荷施加到workbench中的管道結(jié)構(gòu)上，得到管道中的速度流線圖如圖4和圖5所示。

以彎頭M和N為例，如圖5所示，由于流體經(jīng)過(guò)彎頭時(shí)，彎頭內(nèi)外側(cè)的曲率半徑不同，使流體在彎頭兩側(cè)的離心力不同[11]，進(jìn)而形成壓差，在彎頭位置出現(xiàn)流體流動(dòng)旋渦，最終產(chǎn)生流體脈動(dòng)[12-13]，對(duì)管道產(chǎn)生激振力，導(dǎo)致管道振動(dòng)。

3 阻尼減振模擬分析

3.1 管道阻尼減振技術(shù)

黏滯型管道阻尼器廣泛應(yīng)用于化工廠與工業(yè)設(shè)備的各種管道系統(tǒng)和其他裝置上，其主要由上連接件、下連接件、阻尼缸、動(dòng)體和密封片組成。阻尼缸中裝有黏滯性阻尼液，動(dòng)體浸沒(méi)在阻尼液中。上連接件與振動(dòng)管道相連，可以將管道振動(dòng)的能量傳遞至動(dòng)體，使得動(dòng)體攪動(dòng)阻尼液，從而產(chǎn)生黏滯阻尼力。阻尼液是由特定的高黏度液體制成，可以將管道系統(tǒng)的振動(dòng)能量以熱能的形式釋放到大氣中，從而控制管道系統(tǒng)的振動(dòng)[14]。

在管道上施加阻尼器后，可以將管道系統(tǒng)簡(jiǎn)化為如圖6所示的模型，管道相當(dāng)于一個(gè)質(zhì)量塊，受到外部激勵(lì)力、支撐結(jié)構(gòu)的彈性力和阻尼器中的阻尼力作用[15]。

選取管道的主振方向進(jìn)行分析，則管道振動(dòng)的微分方程為

(1)

式中，m為系統(tǒng)質(zhì)量，c為阻尼系數(shù)，k為系統(tǒng)剛度，x為管道振幅，F(xiàn)為激勵(lì)力，ω為振動(dòng)頻率，t為時(shí)間。

由式(1)可知，在系統(tǒng)中施加了阻尼后，對(duì)耗散振動(dòng)系統(tǒng)的能量會(huì)產(chǎn)生一定效果。

管道上某點(diǎn)的強(qiáng)迫振動(dòng)穩(wěn)態(tài)響應(yīng)為

x=Bsin(ωt-φ)

(2)

將式(2)對(duì)時(shí)間求導(dǎo)得到阻尼力大小為

(3)

在整個(gè)周期內(nèi)對(duì)阻尼力積分得到阻尼器在一個(gè)周期內(nèi)耗散的能量為

Wc=cπωB2

(4)

式中，B為管道振幅；φ為振動(dòng)相位；Fd為黏滯阻尼力大??；Wc為黏滯阻尼力在一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)做的功。

由式(4)可知，在管道振動(dòng)最大的位置加裝阻尼器，阻尼器耗散的能量最多，減振效果最好。

3.2 阻尼減振模擬計(jì)算

根據(jù)換熱器出口管道的具體參數(shù)，利用SAP2000建立管道模型，節(jié)點(diǎn)數(shù)共14 376個(gè)，設(shè)置網(wǎng)格邊長(zhǎng)50 mm，材料選擇Q235。劃分網(wǎng)格后，在外界激振力作用處施加時(shí)程載荷，具體如下：在每個(gè)彎頭處選擇680個(gè)節(jié)點(diǎn)施加載荷，選擇sine函數(shù)作為載荷時(shí)程函數(shù)，函數(shù)周期設(shè)置為0.2 s。每個(gè)節(jié)點(diǎn)處施加大小為5 N的力，即每個(gè)彎頭處存在3 400 N的作用力，模擬管道內(nèi)流體沖擊力。得到管道無(wú)阻尼振型圖如圖7所示。為便于下文對(duì)比，在模型中標(biāo)記了7個(gè)測(cè)點(diǎn)，具體位置如圖7所示。

從圖7中可以看出，未加阻尼器時(shí)，管道在流體的沖擊作用下，彎頭處剛度最差，變形也最大，這與現(xiàn)場(chǎng)的實(shí)際情況吻合。

為確定此次改造中阻尼器的選型和安裝數(shù)量，分別模擬計(jì)算了不同阻尼系數(shù)和不同安裝數(shù)量下的管道振動(dòng)位移值。

3.2.1不同阻尼系數(shù)

為對(duì)比不同阻尼系數(shù)阻尼器的減振效果，分別對(duì)實(shí)驗(yàn)室現(xiàn)有的3種阻尼器A、B、C進(jìn)行阻尼減振模擬計(jì)算，3種阻尼器A、B、C的阻尼系數(shù)分別為76、105、137 (kN·s)/m。模擬時(shí)首先在振動(dòng)最大的5個(gè)彎頭處各安裝1個(gè)阻尼器，圖8為安裝阻尼器A后的管道振型圖。提取測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)7的振動(dòng)幅值進(jìn)行對(duì)比，如表2所示。

從表2中可以看出，隨著3種阻尼器阻尼系數(shù)的增大，各測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)幅值逐漸減小，減振效果越來(lái)越明顯，因此確定選擇阻尼系數(shù)為137 (kN·s)/m的阻尼器C。這是由于黏滯阻尼器的減振效果是由其所產(chǎn)生的阻尼力F=CVα決定的，其中C為阻尼器的阻尼系數(shù)，V為振動(dòng)速度，α為阻尼指數(shù)，通常取0.3。相同條件下，黏滯阻尼器所產(chǎn)生阻尼力的大小與阻尼系數(shù)成正比。

表2 各測(cè)點(diǎn)在安裝3種阻尼器前后的振動(dòng)幅值

Table 2 Vibration values at each measuring point before and after applying three kinds of dampers

測(cè)點(diǎn)振動(dòng)幅值/μm原始阻尼器A阻尼器B阻尼器C11179432359291214375214423673185963958345241544524469363514264824153496135743438534271345437394332

3.2.2不同安裝數(shù)量

在3.2.1節(jié)已經(jīng)安裝5個(gè)阻尼器C的基礎(chǔ)上，繼續(xù)增加阻尼器數(shù)量分別至6、7、8個(gè)，分別計(jì)算3種方案下管道的振動(dòng)位移值，計(jì)算結(jié)果如圖9所示。同樣讀取測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)7(測(cè)點(diǎn)位置如圖7)的振動(dòng)數(shù)據(jù)，如表3所示。

表3 安裝不同數(shù)量阻尼器后的振動(dòng)幅值

從表3可知，在管道上施加阻尼器數(shù)量越多，測(cè)點(diǎn)振動(dòng)幅值越小，但相對(duì)于施加7個(gè)阻尼器而言，施加8個(gè)后的測(cè)點(diǎn)振動(dòng)幅值下降很小，有的測(cè)點(diǎn)振動(dòng)幅值甚至不變。由于管道在新增阻尼器3的位置安裝阻尼器條件苛刻，成本較高，綜合考慮，決定采用圖9(b)的方案，安裝7個(gè)阻尼器。

綜上，最終的方案為在圖9(b)所示的位置安裝7個(gè)阻尼器C，其參數(shù)如下：剛度137 000 N/mm，阻尼指數(shù)0.3，阻尼系數(shù)137 (kN·s)/m，阻尼器各個(gè)方向最大位移量為20 mm。將管道在各測(cè)點(diǎn)的原始振動(dòng)幅值和安裝7個(gè)阻尼器C后的振動(dòng)幅值繪制成折線圖，如圖10所示。

由圖10可知，與安裝阻尼器前相比，安裝阻尼器后管道的振動(dòng)幅值均大幅降低，說(shuō)明管道在彎頭處的振動(dòng)得到有效控制。

4 減振方案實(shí)施及減振效果

根據(jù)阻尼減振模擬仿真以及有限元分析結(jié)果，并考慮到現(xiàn)場(chǎng)安裝條件和廠方成本要求，本次改造依照模擬得出的最優(yōu)方案，在管道相應(yīng)位置處安裝了7個(gè)黏滯型阻尼器，使設(shè)備在安全范圍內(nèi)運(yùn)行，現(xiàn)場(chǎng)阻尼器安裝實(shí)物圖如圖11所示。

安裝阻尼器前后，分別使用Smart Balancer振動(dòng)測(cè)試系統(tǒng)對(duì)管道上測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)7(同圖7中各測(cè)點(diǎn)位置)進(jìn)行振動(dòng)測(cè)量，安裝阻尼器前后各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 安裝阻尼器前后各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)位移

從表4可以看出，減振改造前，在換熱器出口管道各測(cè)點(diǎn)振動(dòng)很大，改造后振動(dòng)最大的測(cè)點(diǎn)3振動(dòng)位移由2 089 μm降至50 μm，降幅最大達(dá)到97.6%，其他測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)降幅也均達(dá)到90%以上，表明管道振動(dòng)得到明顯的抑制。

5 結(jié)論

(1)通過(guò)對(duì)換熱器出口至初餾塔入口管線振動(dòng)機(jī)理進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)引起管道振動(dòng)的主要原因有兩個(gè)：①內(nèi)部流體的激振力頻率與管道第2階固有頻率相近；②管道內(nèi)部流體存在明顯的壓力脈動(dòng)，對(duì)管道造成強(qiáng)烈的激振力。

(2)運(yùn)用有限元軟件對(duì)振動(dòng)管線進(jìn)行阻尼減振模擬仿真，確定了阻尼器的選型和安裝數(shù)量，優(yōu)化了安裝方案，最后在不停機(jī)的情況下，在管道上安裝了7個(gè)黏滯型阻尼器后，管線的振動(dòng)位移平均降低了90%，保證了分餾裝置的安全運(yùn)行。

(3)在化工廠的管線振動(dòng)問(wèn)題中引入阻尼減振技術(shù)，可以有效地吸收管線的振動(dòng)能量，且不會(huì)引起臨近管線的振動(dòng)。