馬 育, 滕漢東

(1. 國家管網(wǎng)集團東部原油儲運有限公司 生產(chǎn)運行部,江蘇 徐州 221008; 2. 南京航空航天大學(xué) 航空學(xué)院,南京 210016)

我國大部分原油和成品油依靠長距離管道輸送,這些管道帶壓輸運,跨越距離長,且翻越山脈、丘陵等各種地形地貌。當(dāng)管道出現(xiàn)泄露或者被打洞偷盜時,管道壓力將出現(xiàn)下降;另外,當(dāng)輸油站主輸泵出現(xiàn)故障時,泵進、出口管道的壓力值也會出現(xiàn)異常。因此,準(zhǔn)確監(jiān)測管道內(nèi)油品壓力,對于預(yù)防跑油及其引發(fā)的安全、環(huán)保事故,對于監(jiān)控主輸泵運行狀態(tài)是否健康意義重大。

管網(wǎng)集團某輸油站P4主輸泵輸油時,出口管道上的壓力表振動劇烈,造成其指針來回甩動,壓力值飄忽不定,顯示值忽而低至2.5 MPa,忽而高至5 MPa,無法準(zhǔn)確表征出口管道內(nèi)油品壓力。如圖1所示,壓力表的下方測壓細管和出口主管道焊接連接,經(jīng)現(xiàn)場振動測試,此測壓細管振動非常劇烈,導(dǎo)致上部安裝的壓力表振動大、指針來回甩動;因此對測壓細管開展減振工作將解決壓力表無法準(zhǔn)確表征管道內(nèi)油品壓力的問題。同時也能減少測壓細管根部焊縫那里的交變應(yīng)力,避免焊縫開裂,杜絕油品泄露引發(fā)的安全和環(huán)保事故。

圖1 某輸油站主輸泵出口管道上的壓力表Fig.1 The pressure gauge on the crude oil pipeline of the oil transportation station

有很多科研工作者開展了壓力表和管道的減振研究工作。其中,方軍[1]為解決壓縮機進口管路球閥旁通細管振動問題,運用ANASYS和FLUENT軟件計算了管路的模態(tài),尋找了管道低頻振動的原因,在球閥附近增加了管道支撐,降低了管道振動位移。黃艷萍針對柱塞泵上壓力表劇烈振動問題,采用內(nèi)嵌鋼絲骨架的PVC(polyvinyl chloride)軟管代替原有鋼管的辦法進行減振,該方法需要切割原來鋼管,停產(chǎn)進行作業(yè),并且?guī)т摻z骨架的PVC軟管承壓1.2 MPa,遠低于原油及成品油長輸管道內(nèi)的壓力;周艷秋等[2]為解決壓力表振動劇烈易松動以及部分表盤因安裝位置不佳,巡檢人員難以觀察等問題,采用銅墊片替換原有預(yù)緊力逐漸降低的聚四氟乙烯墊片,解決了壓力表因松動引發(fā)振動的問題,在壓力表安裝鎖扣上增加了一個活接裝置,使壓力表表盤可隨意更改方向,便于巡檢人員觀察。劉彬彬等[3]采用管道吸振器開展了飛機管道系統(tǒng)的減振工作,王碩等[4]利用蜂窩阻尼處理酸循環(huán)管線振動劇烈的問題,取得了不錯的減振效果。本次擬減振的細管直徑只有15 mm,三向管道吸振器及其他減振裝置都沒有安裝空間,本文在不改變現(xiàn)有管道結(jié)構(gòu)的前提下,采用顆粒阻尼技術(shù)對壓力表及下方細管開展減振工作,具體工作詳述如下。

1 壓力表振動及顆粒阻尼器方案

1.1 壓力表振動測試

本文采用三向加速度傳感器開展壓力表下方細管的振動測試,測點如圖2所示,其中x方向定義為水平向右,y方向定義為沿著細管長度方向,即圖2中垂直地面向上;z方向定義為細管水平垂直方向,即圖中指向外的方向。

圖2 壓力表振動測試Fig.2 Vibration measurement of the pressure gauge

將測點3個方向的振動響應(yīng)繪制在圖3中,計算這3個方向振動響應(yīng)的RMS(root mean square)值,分別為x向52.57 m/s2,y向20.48 m/s2,z向29.3 m/s2;進一步對3個方向的振動加速度開展頻譜分析,將幅值譜繪制在圖4中,其中在299.3 Hz頻率處,x向加速度幅值63.09 m/s2,y向加速度幅值20.55 m/s2,z向加速度幅值34.59 m/s2。

圖3 細管減振前的三向振動加速度Fig.3 The vibration levels of the thin tube without particle damper

圖4 減振前振動加速度的幅值譜Fig.4 Response spectrum of the thin tube without particle damper

從上述數(shù)據(jù)可以看出,細管3個方向的振動都較為劇烈。此細管直徑只有15 mm,且有多個變直徑結(jié)構(gòu),故設(shè)計的顆粒阻尼器要求小巧易安裝,兼有良好的減振效果。

1.2 顆粒阻尼減振機理及阻尼器方案

顆粒阻尼器固定安裝在待減振的主結(jié)構(gòu)上,其中顆粒和顆粒之間,顆粒和阻尼器壁之間都會發(fā)生碰撞和摩擦,非彈性碰撞和摩擦?xí)罅肯闹鹘Y(jié)構(gòu)能量,使其振動響應(yīng)降低,這些顆粒在整體上表現(xiàn)出很強的阻尼特性。

1.2.1 減振機理

本文把顆粒間法向力簡化為彈簧和阻尼器,切向力簡化為彈簧、阻尼器和滑動器,引入彈性系數(shù)和阻尼系數(shù)等參數(shù),不考慮顆粒表面變形,依據(jù)顆粒間法向重疊量和切向位移計算接觸力。如圖5所示,顆粒i在自身慣性和外力作用下與顆粒j發(fā)生碰撞,虛線表示開始接觸時顆粒的位置。隨著兩顆粒相對運動,顆粒表面產(chǎn)生接觸力,下面計算法向重疊量α和切向位移δ,進而得到接觸力。

圖5 顆粒碰撞模型Fig.5 Particle collision diagram

法向力Fnij是彈簧和法向阻尼器作用在顆粒i上的彈性力和阻尼力的合力,根據(jù)Hertz接觸理論,Fnij表示為

(1)

式中:α為法向重疊量;α=Ri+Rj-|ri-rj|;vij為顆粒i相對于顆粒j的速度;vij=vi-vj;n為從顆粒i球心到顆粒j球心的單位矢量;n=(ri-rj)∕|ri-rj|;kn和cn為顆粒i的法向彈性系數(shù)和法向阻尼系數(shù)。

切向力Ftij[5-7]可以表示為

Ftij=-ktδ-ctvct

(2)

式中:kt和ct為切向彈性系數(shù)和切向阻尼系數(shù);vct為接觸點的滑移速度;δ為接觸點的切向位移。

滑動速度矢量vct[8-10]為

vct=vij-(vij·n)n+Riωi×n+Rjωj×n

(3)

式中:Ri和Rj分別為顆粒i和顆粒j的半徑;ωi和ωj分別為顆粒i和顆粒j的角速度。

如果此時切向力Ftij大于顆粒間接觸點的靜摩擦力,則顆粒i相對于顆粒j發(fā)生滑動,切向力為

Ftij=-μs|Fnij|nt

(4)

式(4)就是庫侖摩擦定律;μs為滑動摩擦因數(shù)。

切向單位矢量nt由式(5)確定

(5)

顆粒i受到的合力和合力矩為

Fij=Fnij+Ftij,Tij=Rin×Ftij

(6)

整個系統(tǒng)中作用在顆粒i上的總力和總力矩為

(7)

顆粒i的動力學(xué)方程為

(8)

式中:pi為顆粒i重心的位移矢量;φi為顆粒i的角位移矢量。

法向彈性系數(shù)kn,即式(1)中的kn由Hertz接觸理論確定

(9)

式中:Ei和Ej分別為顆粒i,j的材料彈性模量;vi和vj分別為顆粒i,j的材料泊松比。

切向彈性系數(shù)kt,即式(1)中的kt由Mindlin-Deresiewicz接觸理論確定

(10)

式中,Gi和Gj分別為顆粒i和顆粒j的剪切模量。

阻尼系數(shù)cn如下

(11)

式中,e為恢復(fù)系數(shù),由試驗測量得到。

顆粒阻尼的耗能機理比較復(fù)雜,但總的來說可以歸結(jié)為兩個方面:非彈性碰撞耗能和摩擦耗能,以兩顆粒碰撞模型為例,其碰撞耗能公式[11]為

(12)

式中:m1和m2分別為兩個顆粒的質(zhì)量;e為兩顆粒的彈性碰撞恢復(fù)系數(shù);vrel為兩顆粒碰撞前的相對運動速度。

顆粒間發(fā)生相對滑動,產(chǎn)生摩擦耗能,耗能公式為

ΔEf=|μsFnijδ|

(13)

式中:Fnij為兩顆粒間的法向力大小;δ為兩顆粒之間的切向位移量。

顆粒與容器壁間相互作用造成的能量損失可通過同樣的方法計算?？偤哪転樗蓄w粒之間以及顆粒與阻尼器內(nèi)壁之間的非彈性碰撞耗能和摩擦耗能的總和,即

(14)

1.2.2 阻尼器方案

(1)阻尼顆粒的選擇

阻尼器由阻尼器空腔和充填的阻尼顆粒構(gòu)成。本研究選擇阻尼顆粒時,考慮了以下兩點原則:一是使用環(huán)境的防爆原則;二是顆粒碰撞耗能大,減振效果優(yōu)的原則。

金屬的碰撞恢復(fù)系數(shù)如表1所示,可以看出銅的碰撞恢復(fù)系數(shù)較小,根據(jù)碰撞耗能式(12),選擇銅質(zhì)顆粒也是比較合適的。

表1 金屬材料碰撞恢復(fù)系數(shù)Tab.1 Coefficient of collision recovery between metallic materials

當(dāng)顆粒間發(fā)生相對滑動,從摩擦耗能式(13)來說,在相同的法向力和切向位移情況下,選擇大摩擦因數(shù)的顆粒材質(zhì)為佳,此種顆粒無疑更適合減振。查閱了部分常用金屬材料間的摩擦因數(shù),如表2所示?？梢钥闯鲢~-銅之間的摩擦因數(shù)是比較大的,故本研究選用的阻尼顆粒為銅顆粒。

表2 金屬材料間的滑動摩擦因數(shù)Tab.2 Coefficient of sliding friction between metallic materials

(2)阻尼器

壓力表下方細管直徑為15 mm,為便于安裝,阻尼器設(shè)計成半圓形空腔結(jié)構(gòu),如圖6(a)所示,類似抱箍并含有可充填顆粒的空腔,此結(jié)構(gòu)壁上加工有填充顆粒的螺紋孔,直徑1 mm的銅質(zhì)顆粒如圖6(a)所示,顆粒經(jīng)由阻尼器壁上的螺紋孔進行填充,其中填充率為70%,最后用螺栓進行密封。

圖6 阻尼器的結(jié)構(gòu)及銅質(zhì)顆粒及阻尼器在細管上的安裝Fig.6 The structure of particle damper and copper particlesand particle damper and its application for the thin tube

將上述充填銅質(zhì)顆粒后的兩半圓弧阻尼器套裝在壓力表下方的細管上,用螺栓進行固定,如圖6(b)所示,即完成阻尼器和細管的減振安裝,其不改變壓力表及其下方細管的原有結(jié)構(gòu),具有安裝方便的優(yōu)點。

2 顆粒阻尼減振效果

安裝阻尼器后,在相同工況和相同測點處,進行了振動測試,三向振動加速度如圖7所示。

圖7 細管減振后的三向振動加速度Fig.7 The vibration levels of the thin tube with particle damper

計算這3個方向振動響應(yīng)的RMS值,其中x向是32.57 m/s2,y向是19.02 m/s2,z向是15.06 m/s2;進一步對振動加速度開展頻譜分析,將幅值譜繪制在圖8中,其中在299.3 Hz頻率處,x向加速度幅值23.34 m/s2,y向加速度幅值10.84 m/s2,z向加速度幅值10.54 m/s2。對比圖4的減振前加速度幅值,可以看出減振后的299.3 Hz線譜值大幅降低。

圖8 減振后振動加速度的幅值譜Fig.8 Response spectrum of the thin tube with particle damper

將減振前、后的3個方向振動加速度RMS(root mean square)值列于表3中,比較得出安裝顆粒阻尼器前后的減振效果。

表3 減振前、后壓力表的振動值Tab.3 The vibration levels of the pressure gauge with and without particle damper

從表3中可以看出,x方向和z方向都有38%以上的減振效果,而y方向減振效果稍差,從圖2可以看出,傳感器的y向?qū)?yīng)著壓力表下方細管的軸向,即鉛錘于地面的方向,此方向的壓力表及下方細管和出口主管道焊接在一起,受其約束作用,壓力表及下方細管此方向的振動受出口主管道的振動影響較大,即y方向減振效果弱。但是壓力表的x方向和z方向振動代表著壓力表及細管的水平方向甩動,此時顆粒阻尼器表現(xiàn)出較好的減振效果。減振后,壓力表讀數(shù)穩(wěn)定在3.6 MPa,解決了指針來回甩動的問題。

3 結(jié) 論

借助顆粒阻尼技術(shù)研究了壓力表及其測壓細管的減振,在直徑15 mm細管道上設(shè)計并安裝了顆粒阻尼器,根據(jù)振動測試結(jié)果得出如下結(jié)論:

(1)顆粒阻尼技術(shù)應(yīng)用于管道減振,具有較好的減振效果,減振效果實測達到38%以上。

(2)根據(jù)顆粒碰撞耗能分析結(jié)果,選用的銅質(zhì)阻尼顆粒,具有防爆、減振效果優(yōu)異的特點。

(3)采用顆粒阻尼器解決壓力表及其測壓細管振動偏高的問題,不需要拆解管道,只需要在外部加裝阻尼器就能達到效果,避免管道停輸檢修,不會影響正常的輸油生產(chǎn)。