趙 月 王 成 傅偉慶 鄧 鑫

（中國石油管道局工程有限公司）

立式圓筒形儲油罐若進(jìn)油時流體流速過快，會造成局部靜電的積聚，存在引發(fā)靜電爆炸和火災(zāi)的隱患， 因此 API 650、API RP 2003 和 GB 13348—2009［1～3］明確規(guī)定：為了避免發(fā)生靜電引起火災(zāi)爆炸，空罐進(jìn)油時進(jìn)油口流體流速不得高于1m/s。 在以往的油庫項(xiàng)目中，通常通過降低空罐首次輸油量來控制進(jìn)油流速在安全流速（1m/s）以下，從而保證油罐的安全運(yùn)行。 但此種方法存在操作復(fù)雜、影響油罐運(yùn)行效率及增加油罐運(yùn)營成本等問題，無法滿足業(yè)主“低投入高產(chǎn)出”的需求。 為此，筆者提出一種新型油罐進(jìn)油口擴(kuò)散器的結(jié)構(gòu)，并采用有限元方法進(jìn)行模擬分析，力求得到能夠有效控制油罐進(jìn)油口流體流速且制造安裝方便、經(jīng)濟(jì)性良好的擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)。

1 擴(kuò)散器總體結(jié)構(gòu)

擴(kuò)散器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)借鑒了油罐浮動吸油裝置［4］，即通過在吸油管側(cè)壁開孔的方式，降低流體進(jìn)入吸油管的流速。 本課題組擬利用這種降速原理研制一種新型油罐進(jìn)油口擴(kuò)散器，用以解決油罐進(jìn)油口流體流速過高的問題。 油罐進(jìn)油口擴(kuò)散器的結(jié)構(gòu)形式 （圖1） 為末端封堵的開孔直筒形式，一端與油罐進(jìn)油口連接，另一端用鋼板封堵。當(dāng)油罐進(jìn)油時，進(jìn)油流速設(shè)定為3.4m/s，油品從擴(kuò)散器上的開孔進(jìn)入罐內(nèi)，進(jìn)油過程如圖2 所示。

圖1 擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)形式

圖2 擴(kuò)散器進(jìn)油過程

2 擴(kuò)散器開孔方案

2.1 有限元模型的建立

采用有限元計(jì)算分析方法對擴(kuò)散器開孔方案進(jìn)行研究。 建立相應(yīng)的擴(kuò)散器模型：擴(kuò)散器筒體尺寸 φ610mm×9.53mm， 筒體材料采用 A106 Gr.B 無縫鋼管，端部采用8mm 的盲板進(jìn)行封堵。擴(kuò)散器筒體沿環(huán)向、軸向均布開孔，第1 圈擴(kuò)散孔中心距端部700mm， 每圈擴(kuò)散孔中心間距600mm。

采用ANSYS 中的FLUENT 軟件對擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析［5～7］，建立流體模型，并將模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在開孔處進(jìn)行局部網(wǎng)格細(xì)化處理，以提高計(jì)算精度。 由于本課題關(guān)注的是空罐狀態(tài)下擴(kuò)散器對流體流速的作用， 因此僅建立了介質(zhì)流體模型，且流體模型僅建立到擴(kuò)散器外壁，不考慮油罐內(nèi)擴(kuò)散器外部的流體影響。 流體采用非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格，湍流模型采用k-ε模型，近壁處采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。 入口邊界條件為質(zhì)量流量入口，出口采用壓力出口。 求解方法采用SIMPLE 算法，油品比重 0.843，運(yùn)動黏度 2.4mPa·s。

為了實(shí)現(xiàn)最佳的擴(kuò)散效果，達(dá)到“擴(kuò)散器出口截面最大流速低于1m/s”的目標(biāo)，本課題組通過調(diào)整擴(kuò)散器側(cè)面擴(kuò)散孔形狀、擴(kuò)散孔分布情況和擴(kuò)散孔開孔尺寸，來計(jì)算、對比不同的結(jié)構(gòu)形式，從而確定擴(kuò)散器的開孔方案。

2.2 擴(kuò)散孔開孔形狀

在圓柱形筒體上開孔， 需要提供足夠的截流面積并保證一定的筒體強(qiáng)度， 因此擴(kuò)散孔開孔形式以細(xì)條形為主。 根據(jù)設(shè)計(jì)和施工經(jīng)驗(yàn)，主要選取了長方形、 長圓形和橢圓形進(jìn)行了計(jì)算研究。 有限元模型的輸入條件見表1，通過有限元計(jì)算可得3 種形狀擴(kuò)散孔的截面最大流速見表2。

表1 輸入條件（用于確定擴(kuò)散孔形狀）

表2 擴(kuò)散孔截面最大流速模擬計(jì)算結(jié)果（用于確定擴(kuò)散孔形狀）

由表1、2 可知，長圓形開孔和長方形開孔的截流面積相差不大，擴(kuò)散孔截面最大流速沒有明顯的差別， 而橢圓形開孔因總的截流面積較小，所以擴(kuò)散孔截面的最大流速明顯偏高。 從擴(kuò)散孔局部速度分布圖（圖3）可知，長方形開孔面積略大于長圓形開孔， 但在尖角處并未圓滑過渡，導(dǎo)致出現(xiàn)了擾流和細(xì)流的現(xiàn)象，因而局部流速大于長圓形開孔。 此外，長方形開孔在油壓作用下，局部可能出現(xiàn)應(yīng)力集中，峰值應(yīng)力的存在也會在一定程度上影響擴(kuò)散器的使用壽命；而橢圓形開孔雖然有圓滑過渡，但擴(kuò)散面積較小，降速效果相對較差，與此同時，橢圓形開孔也存在加工困難的情況。 綜上分析，擴(kuò)散孔的開孔形狀采用長圓形最為理想。

圖3 擴(kuò)散孔局部速度分布

2.3 擴(kuò)散孔的分布

油罐進(jìn)油口擴(kuò)散器擴(kuò)散孔的分布主要通過單圈擴(kuò)散孔數(shù)量和擴(kuò)散孔布置圈數(shù)來體現(xiàn)。 擴(kuò)散孔的數(shù)量越多，則截流表面積越大，擴(kuò)散效果越好。 但是單圈擴(kuò)散孔的數(shù)量過多會削弱筒體的強(qiáng)度和可靠性；擴(kuò)散孔的圈數(shù)過多則會直接影響擴(kuò)散器筒體的長度，在增加制造成本的同時，也會增加進(jìn)油摩擦阻力，從而增大注油泵的負(fù)荷。 因此，合理地布置擴(kuò)散孔對于確定擴(kuò)散器的結(jié)構(gòu)至關(guān)重要。

本課題組對4 種擴(kuò)散孔的布置方案進(jìn)行了計(jì)算分析，有限元模型的輸入條件見表3，通過有限元計(jì)算可得4 種擴(kuò)散孔布置方案的截面最大流速見表4。

表3 有限元模型的輸入條件（用于確定擴(kuò)散孔分布）

表4 擴(kuò)散孔截面最大流速模擬計(jì)算結(jié)果（用于確定擴(kuò)散孔分布）

從圖4 可以看出，布置2 擴(kuò)散效果明顯好于布置1，而與布置3、布置4 相比差別不大；且相對于布置3、布置4，布置2 的擴(kuò)散孔圈數(shù)較少（7圈），有效控制了擴(kuò)散器筒體的長度，降低了生產(chǎn)成本，減小了進(jìn)油摩擦阻力。 因此，選擇布置2 作為擴(kuò)散孔的分布方案。

圖4 擴(kuò)散孔速度分布

2.4 擴(kuò)散孔的大小

通過以上計(jì)算可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)擴(kuò)散器筒體上的擴(kuò)散孔大小相同（30mm×500mm）、分布均勻時，接近進(jìn)油口的擴(kuò)散孔流速較小，而遠(yuǎn)離進(jìn)油口的擴(kuò)散孔流速較高，因此應(yīng)適當(dāng)調(diào)整擴(kuò)散孔的大小以達(dá)到更為有效的擴(kuò)散效果。

由計(jì)算結(jié)果可知，沿著介質(zhì)流動方向，流速是逐漸增大的。 現(xiàn)逐漸增大末端開孔面積，以調(diào)整流體較為集中同時也是流速較大區(qū)域的流速，通過計(jì)算比較，結(jié)果見表5。

表5 輸入條件（非均布擴(kuò)散孔）

通過表6、圖5 的對比結(jié)果可以看出，調(diào)整各圈擴(kuò)散孔開孔大小不僅能在較大程度上控制流速，而且可以使流速分布得更加均勻，此時擴(kuò)散器所有擴(kuò)散孔的截面流速均低于0.8m/s， 擴(kuò)散器降速效果滿足空罐進(jìn)油時進(jìn)油口流體流速不得高于1m/s 的要求。

表6 擴(kuò)散孔截面最大流速計(jì)算結(jié)果

圖5 擴(kuò)散器速度分布

3 擴(kuò)散器與進(jìn)油口連接方式

擴(kuò)散器與進(jìn)油口的連接主要有法蘭連接和焊接連接兩種方式。

法蘭連接是將墊片放入一對固定在兩個管口上的法蘭中間，用螺栓拉緊使之緊密結(jié)合起來的一種可拆卸的接頭。 對于本課題的研究內(nèi)容，在法蘭的選型方面需要采用標(biāo)準(zhǔn)平焊法蘭24″Class150 SO RF A105，執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)為ASME B16.5，材料選用A105 鍛件，壓力等級為Class150，法蘭密封面型式為突面。 螺栓采用M33mm×190mm A193 Gr.B7，螺母采用M33 A194 Gr.2H，墊片采用 SS316 24″Class150 F.G。

焊接連接是儲罐建設(shè)中最常見的連接方式，對于本課題的研究內(nèi)容，采用E4315 焊條對擴(kuò)散器與進(jìn)油口之間進(jìn)行焊接， 采用單面兩道焊，焊縫長度為1 920mm。

現(xiàn)對法蘭連接和焊接連接兩種方式的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行比較，結(jié)果見表7。 從表7 中可以看出，法蘭連接和焊接連接均能滿足施工方便、安全可靠的要求， 但焊接連接的經(jīng)濟(jì)性遠(yuǎn)優(yōu)于法蘭連接的，故在此選擇焊接連接作為擴(kuò)散器與進(jìn)油口之間的連接方式。

表7 兩種連接方式經(jīng)濟(jì)性比較

4 擴(kuò)散器的支撐形式

要想達(dá)到較好的擴(kuò)散效果，則擴(kuò)散器需要有足夠的擴(kuò)散面積，因此擴(kuò)散器一般都較長、較重；在油罐剛進(jìn)油時， 油罐內(nèi)油品還未漫過擴(kuò)散器，因而沒有油品提供的浮力，此時與擴(kuò)散器相接的進(jìn)油口不僅需要承受擴(kuò)散器的重量，還要承受擴(kuò)散器中油品的重量，共計(jì)約2 160kg。 此外，較大流速的油品經(jīng)過擴(kuò)散器進(jìn)入油罐內(nèi)時，會發(fā)生流體誘導(dǎo)振動，如果不能保證進(jìn)油口與罐體的連接強(qiáng)度，會給儲罐乃至整個罐區(qū)帶來安全隱患。

為保證油罐安全運(yùn)行，在自重和振動較大的擴(kuò)散器下應(yīng)設(shè)置支腿，以減小擴(kuò)散器對罐壁產(chǎn)生的間接作用力。 合理的支腿設(shè)置能較好地改善罐壁的受力情況，也不會影響油品的擴(kuò)散效果。 在布置支腿時要保證支腿的位置不能影響擴(kuò)散孔的擴(kuò)散面積，同時還需要避開罐底板的搭接焊縫及其他的罐內(nèi)附件， 因此支腿并非越多越好，需要綜合考慮支腿的個數(shù)和位置。 考慮到以上影響因素，分別對4 種不同支腿個數(shù)布置方案進(jìn)行計(jì)算分析，結(jié)果列于表8?？梢钥闯?，支腿越多，擴(kuò)散器與罐壁連接結(jié)構(gòu)的受力情況越好，然而較多的支腿會在擴(kuò)散孔、罐底焊縫、罐內(nèi)附件的布局上捉襟見肘， 故在此選用2 個支腿的支撐形式，不僅能夠在很大程度上改善受力情況，而且便于合理布局。

表8 不同支腿個數(shù)的受力情況

5 擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)的確定

綜合以上分析結(jié)果確定了擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)的最終方案，如圖6 所示，該擴(kuò)散器具有結(jié)構(gòu)簡單、施工方便、造價(jià)低廉及安全可靠等特點(diǎn)，目前已成功應(yīng)用于國外油庫項(xiàng)目。

圖6 油罐進(jìn)油口擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)

6 結(jié)束語

本課題組借鑒浮動吸油裝置的降速原理，提出了一種新型油罐進(jìn)油口擴(kuò)散器， 通過有限元分析的方法驗(yàn)證了該結(jié)構(gòu)的降速效果并確定了具體的擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)方案。 有限元計(jì)算結(jié)果顯示，該擴(kuò)散器的應(yīng)用使得進(jìn)油流速由3.40m/s 降至0.78m/s。本擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)成本低廉， 有效地降低油罐進(jìn)油口流體流速至安全流速（1m/s）以下，解決了因進(jìn)油流速過高而產(chǎn)生的靜電問題，避免了火災(zāi)事故的發(fā)生，保障了油罐高流量輸送的安全運(yùn)行。