废润滑油再生装置减压炉转油线应力分析

2013-11-20王佳兵徐义明刘玉强

化工设计 2013年1期

关键词：炉管加热炉弹簧

王佳兵徐义明刘玉强

中国建筑南京医药化工设计研究院有限公司南京 210005

转油线在常减压装置中起着至关重要的作用。设计是否安全、可靠，对装置的正常运行有着重要的影响。笔者利用管道应力计算软件CAESAR II对某公司100kt/a废润滑油再生装置减压炉出口转油线系统进行详细的应力分析，得到较为满意的结果。

1 设计参数

该装置加工废润滑油，年产量为100kt/a，因此该减压炉转油线与一般炼油厂的转油线稍有不同，主要表现为减压炉只有一路进、出料，炉管出口口径为DN250，通过两次变径，低速段口径为DN500，接入减压塔。设计参数见表1。

表1 转油线设计参数

该转油线另一个特点是在加热炉出口处，需要接一根停工时用于清焦的烧焦线。正常生产工况下，该烧焦线处于常温(工况1)；在烧焦工况下，该烧焦线的操作温度为200℃，而此时转油线的温度为常温(工况2)。设计参数见表2。

表2 烧焦线设计参数

2 模型的建立

2.1 静力分析

在模型建立之前，需明确该转油线静力分析的任务。

(1)计算该转油线的一次应力、二次应力，并使之满足标准规范的要求。

(2)计算该转油线对塔及加热炉的作用力，并使之满足规范的要求。

(3)计算管道对支吊架和土建结构的作用力，为支吊架和土建结构的设计提供依据。

(4)计算管道位移，防止位移过大造成支架脱落或管道碰撞，并为弹簧支吊架的选用提供依据。

2.2 建模要点

要完成上述任务，需正确隔离出力学分析体系，做出转油线力学分析的模型，使解析结果不失真。其中最重要的是管线约束应按实际情况定义各个方位的自由度[2]。模型建立的要点如下。

2.2.1 转油线与加热炉接口处的描述

(1)图中节点280是炉出口管在炉顶盖上的穿出点，炉顶盖在该处可开一个适当大的孔(孔的大小可根据计算的附加位移量确定)，炉管通过套管穿出孔，套管与炉管间为软填料密封，且炉管通过筋板支撑在炉体上。因此，炉管在该点有正Y方向的约束，X、Z向间隙约束。

(2)图中节点600和620是炉管下回弯点，其下端有一个悬浮的支托受固定在炉底的导向套管的约束，控制着炉管的摆动度。因此，炉管在该点有X、Z向间隙约束。

(3)图中节点80和190是炉管上回弯点，该点被固定在炉壁上的挂钩支撑着，有正Y向的约束。

2.2.2 弹簧支吊架的位置

参考同类装置转油线，分别在弯头处(节点335)和在低速段靠近塔嘴位置(节点370)各设置了一个弹簧支架。

2.2.3 转油线与塔接口处的描述

(1)节点380～节点390为转油线与入塔管嘴的连接法兰。

(2)管嘴未采用WRC柔性管嘴描述，这样，得到的力更为保守。

2.2.4 塔的描述

(1)节点520为塔的中心点，其到节点400单元模拟为长度是塔半径的无重量的刚性元件。

(2)节点520到节点530是入塔原料线中心至塔上部的封头段。

(3)节点520点到510点是入塔原料线中心至塔下部的封头段。

(4)510点到500为塔的裙座。

建立的模型见图1。

图1 转油线应力计算简图

2.3 工况组合

在管道应力分析中，为了考察各种工况组合情况下的力、应力和位移及按照标准规范的要求进行应力及受力校核，须进行工况组合。该转油线应力分析中，工况组合见表3。

表3 转油线应力分析工况组合

注：W为管道自重(包括管道重、介质重、保温重和刚性元件重);WW为充水后管道重(包括管道重、充水重、保温重和刚性元件重);T1为工况1温度;T2为工况2温度;P1为工况1压力;P2为工况2压力;HP 为水压试验压力;H为弹簧;CS为冷紧。

不难看出：L1、L2及L3为弹簧计算工况，L4为水压试验工况，L5为工况1操作状态，L6为工况2操作工况，L7为工况1安装工况，L8为工况2安装工况，L11为工况1的纯热态工况，L12为工况2的纯热态工况。

由于冷紧在施工过程中，弹簧一直起刚性支撑的作用，故这里增加了L9和L10两个工况(弹簧定位销未拆除，弹簧支架视作刚性支架)，进行组合运算得到L13，用以考察此种方式下的二次应力。因为冷紧施工完后，管线还要放置几个月才开车，如果此时二次应力很大，也是不合适的。

3 结果分析及解决方案

3.1 烧焦线的影响

计算初期，由于烧焦线缺乏柔性，计算结果显示，节点310(三通处)，二次应力超过许用应力范围。为此，与配管工程师商量，改变烧焦线管道的走向，且增加弹簧支架(节点310处)，提高其柔性(见图1)。重新计算后，查看结果，一次应力、二次应力均满足要求。

3.2 冷紧

计算初期，转油线未设置冷紧。计算后，查看L5:W+T1+P1+H工况下的restraint，得到减压塔管嘴的受力，见表4(F/N, M/(N·m)，下同)。

表4 减压塔管嘴作用力和力矩(冷紧前)

为了改善其受力，考虑在减压塔管口处设置冷紧。冷紧虽然对改善一次应力或二次应力的校核结果是没有意义的，但它可以有效地减少操作状态时管道对设备的作用力，同时可防止法兰连接处受力过大而泄漏[1]。低速段水平管膨胀量约110mm, 冷紧有效系数取2/3，故冷紧量70mm。重新计算后，查看L5:W+T1+P1+H+CS工况下的restraint，结果见表5。

表5 减压塔管嘴作用力和力矩(冷紧后)

可以发现FX、MZ大幅下降。经设备专业校核，管口受力满足要求。

3.3 炉管出口盖板开孔尺寸

添加冷紧后，通过计算发现，查看L7:W+P1+H+CS(SUS)及L9:W+P1+CS(SUS)工况下的restraint，发现节点280 的负X方向受力过大(该约束的存在，会限制冷紧的施工)。取消该约束后，得到在L7和L9工况下，该节点DX位移分别为-51mm和-54mm。造成该状况的原因是炉管出口盖板开孔时未考虑冷紧，负X方向的间隙仅为16mm。同时，计算结果显示，冷紧后，在L5:W+T1+P1+H+CS工况下，即转油线操作工况下，该点(节点280)的正X方向位移为53mm，而厂家给出的间隙为106mm，数值偏大。通过与加热炉厂家及时有效地沟通，综合考虑冷紧施工及热量防散失，将出口炉管的活动板与套管间隙由-16mm/106mm改为-55mm/60mm。

3.4 加热炉出口管嘴受力

加热炉出口管嘴的力和力矩一直是加热炉管线应力分析关注的重点，API-560为此还有专门的论述，并对力和力矩提出了具体的要求[3]。API-560的数据偏保守，不过可以作为参考。为了得到该受力，采用了内部约束。计算后，查看L5工况下节点295的restraint，结果见表6，部分值远远大于API-560所规定的数值。

表6 加热炉出口管嘴作用力和力矩(调整前)

通过多方调试，终于找到问题的症结。最后一根炉管底部导向管DX方向的间隙很小，为15mm。通过加大甚至取下该约束后，受力降了很多。该导向管的作用是防止炉管失稳。为此，在与加热炉厂家进行深入沟通后，最终确定在不改变Z方向间隙的情况下(保证炉管不失稳)，加大负X方向的间隙至30mm, 正X方向的间隙至60mm。最终结果见表7。