謝燕媚，仝保田，任興杰，唐 帥，段 權

（1.西安交通大學 化學工程與技術學院，陜西 西安 710000；2.山東京博石油化工有限公司，山東 濱州 256500）

在石油、化工行業(yè)中，管道的異常振動輕則導致管道與附件間磨損加劇，加速疲勞斷裂，重則引起泄漏、破裂造成嚴重事故［1-3］。山東某石化公司80萬t/a蠟油加氫裝置正常運行時，加熱爐對流室轉輻射室處爐管發(fā)生劇烈振動，并伴隨間歇性異響，存在安全隱患。振動導致加熱爐一直處于低負荷運行，嚴重制約了蠟油加氫裝置的進一步提量生產。加熱爐爐管內工質為氫油比960～1 000的石蠟油和氫氣混合物，主要工質為氫氣，氫氣由往復式壓縮機提供動力。 筆者在對往復式壓縮機管道振動機理研究分析的基礎上，對加熱爐爐管進行振動測試，并運用ANSYS Workbench有限元軟件計算分析爐管振動原因。

1 加熱爐爐管振動分析基礎

往復式壓縮機工作時對壓縮機內氣體進行周期性的往復壓縮運動，內部存在周期性的氣流脈動，壓縮機內部氣體流速非常高，對管道造成周期性變化的壓力脈動。設備和管道會因為脈動壓力形成激振力，從而對管道系統(tǒng)產生一定的振動效應。當管道系統(tǒng)固有頻率與激發(fā)頻率相近時，會產生結構共振現(xiàn)象，加大對管道系統(tǒng)的損傷，可能引發(fā)更嚴重的后果［4-7］。

2 加熱爐爐管振動測試

該蠟油加氫裝置加熱爐爐管中工質為氫油比大于900的石蠟油和氫氣混合物。利用轉速400 r/min的循環(huán)氫壓縮機為氫氣提供動力，利用轉速2 980 r/min的離心泵為石蠟油提供動力。由于現(xiàn)場爐管振動基頻較低，因此采用低頻、量程大的加速度傳感器配合DH5903動態(tài)信號分析儀進行振動信號采集。

因加熱爐內溫度高達800℃，故測點選擇在靠近振動爐管的外壁面位置。根據(jù)異響劇烈程度判斷爐內爐管振幅大小，根據(jù)信號的頻域來分析其振動特性?，F(xiàn)場異響明顯來自于加熱爐輻射室，因此測試位置選擇在輻射室底部外壁面。第1次振動測試時工質質量流量為88～89 t/h，第2次振動測試時工質質量流量為90～91 t/h，得到的爐管振動測試頻域圖見圖1。

提高工質質量流量時加熱爐現(xiàn)場異響明顯增大。從圖1看出，爐管振動頻域集中在40 Hz以下，頻域信號較為復雜，估計爐管柔性較大，需進一步對加熱爐內部爐管進行結構模態(tài)分析。

圖1 加熱爐爐管振動測試頻域圖

3 加熱爐爐管振動分析

3.1 激發(fā)頻率計算

壓縮機的往復運動頻率為激發(fā)頻率。激發(fā)頻率的計算公式為：

式中，f為激發(fā)頻率，Hz；m為系數(shù)，單作用氣缸時m=1，雙作用氣缸時m=2；n為壓縮機曲軸轉速，r/min。

當管道系統(tǒng)的固有頻率在激發(fā)頻率的共振區(qū)時，管道會產生明顯的共振現(xiàn)象。按式（1）計算，400 r/min的循環(huán)氫壓縮機存在6.67 Hz的激發(fā)主頻率。

3.2 模態(tài)分析

要分析管道是否發(fā)生共振，需得到管道結構的固有頻率。實際的管道系統(tǒng)結構十分復雜，獲得振動方程的精確解十分困難，故采用有限元方法求解復雜管道的固有頻率及振動響應［8-12］。利用ANSYS Workbench有限元軟件對管道進行模態(tài)分析，建立的加熱爐爐管有限元模型見圖2。

圖2 加熱爐爐管有限元模型

根據(jù)加熱爐爐管走向及參數(shù)定義管道模型，材料的泊松比 0.31、彈性模量 181.5 GPa、密度7.9×103kg/m3。對管道模型采用四面體單元進行網(wǎng)格劃分，最終模型總節(jié)點數(shù)為793 993個。添加實際固定約束及彈簧吊架等約束，在對流室爐管與兩端管板接觸位置 （管板中心線距離180°彎頭焊縫 150 mm，管板厚度為 150 mm）添加徑向約束，在對流室出口爐管添加彈簧吊架（吊架位于對流室出口爐管水平段，距離對流室出口爐管豎直段中心線300 mm），在輻射室爐管上方180°彎頭處添加垂直彎頭的水平方向約束，在輻射室爐管下方導向管處添加徑向約束［13-17］。

利用ANSYS Workbench軟件計算加熱爐管道1階～150階固有頻率，典型的管道激發(fā)頻率倍頻見表1。由表1看出，爐管受到6.46、12.90、20.46、40.29 Hz等頻率信號激勵時容易產生共振，振型最大變形區(qū)域均為輻射室入口及附近爐管，激發(fā)主頻率為6.667 Hz。結合振動測試數(shù)據(jù)，可知循環(huán)氫壓縮機引起的氣流脈動會導致加熱爐輻射室入口爐管的徑向振動。

表1 加熱爐爐管典型激發(fā)頻率倍頻

3.3 諧響應分析

諧響應分析可計算結構的穩(wěn)態(tài)受迫振動，驗證設計是否能克服共振、疲勞及受迫振動造成的危害。對模態(tài)模型施加一個頻率為6.667 Hz、壓強為34.1 MPa（加熱爐爐管入口壓強為13.2 MPa，根據(jù)爐管內徑面積與壁厚面積換算得到此值）的正弦壓強波，施加位置為對流室入口爐管壁厚面，方向與對流室入口爐管流速方向相同。加熱爐管道受到簡諧激勵后的振動結果云圖見圖3和圖4。

由圖3和圖4可見，對流室爐管越靠近出口，其位移變形越大。對流室排管在z方向上的實際約束為摩擦約束，x、y方向為全約束，故其在z方向存在較大位移。輻射室排管靠近入口處彎曲變形大，變形從入口排管向兩邊排管遞減。輻射室排管180°彎管是通過吊架固定，可判定爐內間歇性異響來源于輻射室彎管與吊架的碰撞與摩擦。后續(xù)停工進爐檢查，發(fā)現(xiàn)輻射室排管磨損程度從入口排管彎頭處向兩邊排管彎頭處遞減，與輻射室諧響應分析結果一致。故加熱爐爐管振動主要是由壓縮機往復脈沖激勵頻率所致，并存在工質流態(tài)變化導致的強迫振動。

圖3 加熱爐排管諧響應振動結果云圖

圖4 加熱爐輻射室入口爐管諧響應振動結果云圖

4 結論

（1）加熱爐爐管工質為氫油比大于900的氣液混合物，在流經彎頭等結構時工質流態(tài)產生變化，容易引起管道振動。加熱爐的加熱過程加劇了這種不規(guī)則流動，導致管道發(fā)生振動。

（2）加熱爐爐管受到的約束較小，整體結構柔性非常大，受到激勵時容易發(fā)生低階共振，還存在瞬態(tài)激勵引起的自由振動。

（3）利用 ANSYS Workbench軟件建立管道模型，得到的管道振動諧響應分析結果與停工后進爐檢測結果相符。

（4）加熱爐爐管異響來源于管道振動與支撐件的摩擦和碰撞。根據(jù)測試與仿真分析結果，加熱爐爐管振動主要為壓縮機往復脈沖激勵頻率所致的強迫振動以及工質流態(tài)變化導致的強迫振動，這2種強迫振動有耦合關系。