趙紅喬

（中國輕工業(yè)長沙工程有限公司，湖南長沙 410114）

蒸發(fā)器是使揮發(fā)性溶劑和不揮發(fā)性溶質分離的重要設備，廣泛應用于石油、化工、醫(yī)藥、環(huán)保及食品等領域。蒸發(fā)器通常由加熱室、蒸發(fā)室、循環(huán)泵及外循環(huán)管組成，其中加熱室和蒸發(fā)室靠循環(huán)管來連接。

蒸發(fā)器的支撐較為常見為蒸發(fā)室、加熱室及循環(huán)管獨立支撐，從立面布置看，蒸發(fā)室支撐于第三層樓面的基礎上，加熱室和循環(huán)管分別支撐于第二層樓面的基礎上，循環(huán)泵采用懸掛式的形式，但電機支撐于第一層樓面的基礎上。由于采用多組支座帶來了多約束的問題，還應考慮蒸發(fā)器管路系統由冷態(tài)到熱態(tài)產生的熱位移。

工程設計常見的方法是在管路中間設置膨脹節(jié)和利用管路本身的柔性自然補償[1]。膨脹節(jié)的壁厚一般較薄，由于蒸發(fā)器內介質含有晶體顆粒，將對膨脹節(jié)產生沖刷磨損。另一方面，膨脹節(jié)吸收由于介質溫度而引起的熱位移，膨脹節(jié)本身的應力將很大，如果蒸發(fā)器內介質氯離子含量較高，將會產生應力腐蝕。所以在實際生產使用過程中膨脹節(jié)的壽命不長，經常需要維修或更換膨脹節(jié)，膨脹節(jié)的維修或更換需要系統停車進行，影響正常生產。利用管路本身的柔性自然補償由于不能定量計算出管路的自然補償量，一般只能憑經驗參考類似的工程進行設計。

針對上面兩種方法的局限性，本文通過把第二層的支座設置為彈簧支座，這樣解決了多組支座帶來多約束的問題，可以人為分配各支座所承受的載荷，同時接管又能自由膨脹，把熱應力減小到最低限度。以某硫化堿工程為例，通過分析計算蒸發(fā)器的膨脹量、彈簧的載荷及位移，合理設計彈簧支座，為同類型的工程設計提供參考。

1 工藝條件及設計參數

某硫化堿工程蒸發(fā)器安裝在蒸發(fā)車間內，其蒸發(fā)室安裝在標高為+22000mm 的三層樓面上，加熱室安裝在標高為+13000mm 二層樓面。蒸發(fā)器結構如圖1所示，設計技術參數見表1。蒸硫化堿液在加熱室管內加熱，通過上循環(huán)管進入蒸發(fā)室。該設備的主要特點：跨樓層布置且樓層間距大，介質腐蝕性強，溫度較高，由于循環(huán)泵采用懸掛式軸流泵，所以標高為+13000mm 支座以下部分加熱室和循環(huán)管能自由熱膨脹。

根據工藝條件及技術參數特點，設計中標高為+22300mm的支座采用固定支座，標高為+13200mm 處為彈簧支座，這樣便于各支座載荷分布和吸收熱位移。

圖1 蒸發(fā)器結構

表1 技術參數表

2 支座載荷的確定

由于本工程的蒸發(fā)器標高為+22300mm 的支座采用固定支座，標高為+13200mm 處采用彈簧支座，為了支座的設計計算和系統的載荷分配，首先要確定各樓層的載荷。

2.1 標高為+22300mm處載荷的確定

該處的載荷包括：蒸發(fā)室本體及附件（含保溫材料）的質量、下循環(huán)管的（含保溫材料）質量、蒸發(fā)室及下循環(huán)管中物料質量或水壓試驗時水的質量的較大值（取物料質量）。

由圖1所示，蒸發(fā)室（件1）和下循環(huán)管（件2）操作時總重為125000kg（其中料液101000kg）。

2.2 標高為+13200mm處載荷的確定

該處的載荷包括：下擴大錐段本體及附件（含保溫材料）的質量，加熱室的（含保溫材料）質量，上循環(huán)管、循環(huán)泵、加熱室及上循環(huán)管和下擴大錐段中物料質量或水壓試驗時水的質量的較大值（取物料質量）。

由圖1所示，循環(huán)泵（件3）、擴大錐段（件4）、加熱室（件5）和上循環(huán)管（（件6））操作時總重為50000kg（其中料液26000kg）。

這部分載荷由上循環(huán)管與蒸發(fā)室連接的管口和彈簧支座承擔，為了計算方便，載荷全部分配到彈簧支座上。

3 熱膨脹量的計算

由于殼程蒸汽的溫度及管程介質的溫度較高，而且標高為+22000mm 蒸發(fā)室的支座和標高為+13000mm 加熱室支座之間的距離也較大，因此，在設計中必須考慮熱膨脹，否則將會產生比較嚴重的影響。

3.1 加熱室的熱膨脹量

加熱室在操作溫度下，加熱室的管程和殼程的軸向熱膨脹相互約束并保持協調，采用位移協調條件求出加熱室的軸向熱膨脹量[2]。

式中：αt為加熱室管束的平均線膨脹系數，1/℃；

αs為加熱室殼體的平均線膨脹系數，1/℃；

l0為加熱室的長度，mm；

Δtt為換熱管設計溫度與安裝溫度之差，℃；

Δts為換熱器殼體設計溫度與安裝溫度之差，℃；

p0為加熱室殼程和管程因熱膨脹量不同產生的約束力，N；

Et為加熱室管程材料在設計溫度下的彈性模量，MPa；

Es為加熱室殼程材料在設計溫度下的彈性模量，MPa；

At為加熱室管束的凈截面積，mm2；

As為加熱室殼體的凈截面積，mm2。

本蒸發(fā)器加熱室管束材質為S31008，αt取16.8×10-61/℃，加 熱 室 殼 體 材 質 為S30408，αs取16.753×10-61/℃；l0取5996mm；Δtt為150℃，Δts為165℃；Et取183430MPa，Es取183430MPa；

At為26515.7mm2，As為75385.66mm2。把數據代入上式得到加熱室的軸向熱膨脹量為15.4mm，由于加熱室支座以下部分可以自由膨脹，只有加熱室支座以上部分的軸向熱位移對支座有影響，加熱室支座以上部分的熱位移量為7.0mm。

3.2 上循環(huán)管和蒸發(fā)室的熱膨脹量

上循環(huán)管和蒸發(fā)罐的熱膨脹量，可按下式計算：

式中：ΔL-上循環(huán)管和蒸發(fā)室的熱膨脹量，mm；

α為上循環(huán)管和蒸發(fā)室的平均線膨脹系數，1/℃；

L為蒸發(fā)室支座到加熱室上部密封面之間的距離，mm；

Δt為蒸發(fā)室和上循環(huán)管設計溫度與安裝溫度之差，℃。

由于蒸發(fā)室和上循環(huán)管的材質為S31008，α取16.8×10-61/℃；L經計算為5950mm；Δt為150℃。代入上式計算得到上循環(huán)管和蒸發(fā)室的熱位移量為15.0mm。

所以加熱室的彈簧支座的需要的補償量為22mm。

4 彈簧支座的計算

計算出熱膨脹量和彈簧支座承受的工作載荷后，就可以計算彈簧了，通常按下列步驟進行：

1）根據工作荷載，可以求安裝荷載，載荷變化率不大于25%，在此范圍內先假定一個安裝荷載。

2）計算彈簧的剛度，彈簧的剛度=（工作荷載-安裝荷載）/熱位移量。

3）根據2）選擇彈簧，若單根彈簧不夠，可以并聯、三聯、四聯等，組成彈簧組。

4）根據所選擇彈簧，求實際的安裝荷載[3]。

設計時根據本工程的特點，對加熱室彈簧支座提出了兩個方案。

方案一：選用兩件TD60F19組成一組彈簧支座，共四個彈簧支座，一個彈簧支座的工作荷載為122625N，安裝載荷為103058N，彈簧支座的剛度為831.118N/mm。

方案二：選用每個支座選用一件TD30F22彈簧，共四個彈簧支座，一個彈簧支座的工作荷載為122625N，安裝載荷為91938N，彈簧支座的剛度為1838.76N/mm。

從上面的計算結果看，選方案一比較合理，但由于本工程加熱室的彈簧支座的安裝空間有限，最后設計選用了方案二。

5 校核計算

由于加熱室與循環(huán)泵相連，循環(huán)泵是一種回轉運動設備，因此需要計算彈簧支座的固有頻率，判斷系統是否存在共振現象。

彈簧支座的固有頻率按下式計算：

式中：f為頻率，Hz；

k為彈簧剛度，N/m；

m為彈簧工作載荷，kg

選用方案二中，彈簧剛度為1838.76N/mm，工作荷載為122625N，工作載荷質量12512.8kg。代入上式，可得彈簧支座的固有頻率為1.93Hz。循環(huán)泵采用的是6極電機并通過皮帶傳動輸出，與彈簧支座的固有頻率相差比較大，故不會產生共振。

由于標高為+13200mm 這部分載荷由上循環(huán)管與蒸發(fā)室連接的管口和彈簧支座承擔，安裝工況時需要校核上循環(huán)管與蒸發(fā)室連接的管口的受力。安裝時：

計算結果表明，安裝時彈簧反力大于管道重量，管口安全。

6 結論

蒸發(fā)器具有多支座超靜定多約束，工作溫度較高，布置空間有限等特點，利用管道自身的柔性和增設膨脹節(jié)的方法來吸收熱位移，釋放熱應力有很大的局限性。通過工程中蒸發(fā)器彈簧支座設置計算，合理選擇彈簧，既可合理分配各層載荷又能補償熱位移等，保證了設備安全、長期、穩(wěn)定運行。