Diagnose en behandeling van storingen in de pomppijpleiding

Het hydrokraken van 800,000 t/a van een bepaald bedrijf is een in het binnenland geproduceerd apparaat voor diepe verwerking van olieraffinage. Het apparaat heeft twee grote hogedruktoevoerpompen (waarvan er één een reservepomp is) om de ruwe olie (wasolie) van de inlaatdruk van 0,15 MPa naar de uitlaatdruk van ongeveer 10 MPa te brengen en het hydrogeneringsreactiesysteem binnen te gaan voor reactie . Van de twee meertraps hogedrukpompen is er één A-pomp, 7-trapswaaier, ontwerpdebiet 126,8 m3/min, opvoerhoogte 2254 m, snelheid 5000 tpm; de andere is een B-pomp, 5-trapwaaier, waaierdiameter 293 mm, waaierbladnummer Zl=6, leischoepenbladnummer Z2=9, ontwerpdebiet 126,8 m3/u, opvoerhoogte 2256 m, snelheid 5814r/min. De twee pompen zijn in principe symmetrisch opgesteld en de uitlaatpijpleidingen lopen elk door de doorstroommeter, de terugslagklep, de handmatige klep en de elektrische regelklep, en komen vervolgens samen in de ruimte en komen vervolgens via een zeer lange hoofdleiding het reactiesysteem binnen. ventiel groep. De lay-out van de pijpleiding wordt weergegeven in figuur 1. De totale lengte van de pijpleiding vanaf de pompuitlaat naar de reactor bedraagt ​​140 meter. Nadat de B-pomp was geïnstalleerd, ondervonden het pijpleiding- en klepsysteem sinds de eerste belastingstest grote trillingen. Omdat de wasolie die door de pomp wordt getransporteerd een brandbaar materiaal is, zullen de gevolgen zeer ernstig zijn als het pijpleidingsysteem eenmaal trilt en barst. Daarom is het erg belangrijk om het trillingsprobleem van het pijpleidingsysteem op te lossen wanneer de B-pomp draait om de veilige productie van het apparaat te garanderen.

 

Om het trillingsprobleem van het leidingsysteem tijdens de werking van pomp B te diagnosticeren, werden de twee pompen getest en vergeleken. Toen pomp A draaide, waren de trillingen van het pomplichaam en de pijpleiding erg klein, de indicatiewaarde van de pompuitlaatmanometer was 18,8 MPa, de zwaai van de meterwijzer was niet duidelijk en de wijzer van de debietmeter had slechts een lichte schommel. Na het overschakelen naar pomp B vertoonde de persleiding een grote trilling, ongeacht het lage debiet of de werking op volle belasting. De trillingsverplaatsing bij de elektrische klep was 0.8 mm, de trillingsverplaatsing aan de staart van de pijpleiding bereikte 1 mm en de trillingssnelheid bedroeg maximaal 10.3 mm/s. De trillingsprestaties waren met tussenpozen. Observeer de druk en het debiet, de uitlaatmanometer gaf 18,3 MPa aan, de zwaaiamplitude van de wijzer was 0.5-1 MPa, en de wijzerzwaaiamplitude van de zuigleidingmanometer was 0,4 MPa; de debietmeter gaf 100 t/u aan en de amplitude van de wijzerzwaai bereikte 6-10t/u. De druk van het reactorsysteem werd met 1 MPa verlaagd en de trillingen van het leidingsysteem werden waargenomen. De pompuitlaatdruk en stroompulsatie waren hetzelfde als de normale bedrijfsomstandigheden, en de trillingen van het leidingsysteem verbeterden niet.

 

 

1. Elektrische klep; 2. Handmatige klep; 3. Terugslagklep; 4. Doorstroommeter; 5. kleine stroompijpleiding; 6. Pomp A; 7. Pomp B; 8. reactorsysteem

 

Om de oorzaak van trillingen in het pijpleidingsysteem te onderzoeken, werden trillingssignaaltests uitgevoerd op de eenrichtingsklep, de elektrische regelklep, de pijpleidingstaart en het pomplichaam met grote trillingen. Bovendien werd door de grote zwaai van de wijzer van de manometer en de debietmeter en de ongelijke en onstabiele tekenen van het vloeistofgeluid in de pijpleiding, afgeluisterd met een luisterstok, het gevoel gehad dat er grote drukpulsaties in de vloeistof zouden kunnen optreden. de pomp en de pijpleiding, dus werd de druksensor gebruikt om de drukpulsatie in de pijpleiding direct te meten. Het signaal werd opgenomen met een bandrecorder en een data-acquisitieapparaat, en vervolgens werden golfvormanalyse en frequentieanalyse uitgevoerd op een frequentieanalysator. Het trillingsspectrum van het lager aan de motorzijde van het pomplichaam wordt weergegeven in Figuur 2, waarbij de frequentiecomponenten met hogere amplitude A de vermogensfrequentie van de pomp (97 Hz) en de snelheidsfrequentie van de motor (50 Hz, 100 Hz) zijn. .

 

 

Figuur 3 toont het trillingsspectrum van het lager aan de uitlaat van de pomp. De componenten met hogere amplitudes in de figuur zijn de doorlaatfrequenties fz1 (582 Hz) en 2fz1 (1160 Hz) van de pompbladen. Het pomplichaam trilt niet veel vanwege de goede ondersteuningsstijfheid, en de doorgaande frequentieamplitude van het lagerhuis is 2,56 mm/s. De eenrichtingsklep en de elektrische klep trillen enorm, en de golfvorm en het spectrum van hun trillingssignalen worden weergegeven in figuur 4. De belangrijkste trillingsfrequentie van 9 Hz in de figuur is de zelfoscillatiefrequentie van de eenrichtingsklep en de elektrisch kleppengroepsysteem. Als gevolg van de intermitterende impact van de vloeistof is de amplitude A van de trillingsgolfvorm soms hoog en soms laag, wat vergelijkbaar is met de vorm van "kloppen".

 

 

De staart van de pijpleiding is het deel met de grootste trilling. Het is verbonden met de hoofdleiding en kan niet door de ruimte worden ondersteund. Daarom is de trilling onder invloed van de vloeistofexcitatiekracht erg groot. Figuur 5 toont de trillingsgolfvorm en het spectrum van de staart van de pijpleiding. De belangrijkste trillingsfrequentie in de figuur is 7 Hz. Wanneer de fluïdumdrukpulsatie met tussenpozen de staart van de pijp raakt, neemt de amplitude van de frequentiecomponent rond 7 Hz op het spectrum van de staart van de pijp plotseling toe. Uit de golfvorm van het tijddomein blijkt dat de hoogfrequente golf op en neer fluctueert, en dat de frequentie van de periodieke fluctuatie 7 Hz is. Na computersimulatie en berekening met behulp van de eindige-elementenmethode is de 7 Hz-component de natuurlijke frequentie van een bepaalde orde van het leidingsysteem, en kan de gesuperponeerde hoogfrequente component de natuurlijke frequentie zijn van de klep aan de staart van de buis.

 

Om erachter te komen of de trilling van het leidingsysteem wordt veroorzaakt door de drukpulsatie van de vloeistof, wordt met een druksensor de drukpulsatie van de vloeistof in de leiding direct getest en geanalyseerd. De grootte van de fluïdumdrukpulsatie kan worden uitgedrukt door de drukongelijkheid δ:

 

Figuur 6 is het tijddomeinsignaal van drukpulsatie. De hoogfrequente golf in de figuur fluctueert op en neer, en de frequentie van de fluctuatie is 7 Hz, wat de natuurlijke frequentie van het leidingsysteem is. De maximale waarde van de fluctuatieamplitude △P=Pmax-Pmin=147mV~176mV, de DC-component van de gemiddelde druk P0=5.5V, en de drukongelijkheid δ{{9 }}.027~0.032. Observeer de beweging van de wijzer van de pompuitlaatmanometer. Bij een gemiddelde druk van 18,3 MPa is de wijzerbeweging 0,5 ~ 1 MPa en is de weergegeven drukpulsatie-ongelijkheid hetzelfde als het resultaat verkregen in Figuur 6.

 

De hierboven gemeten waarde van de drukpulsatie-oneffenheid is duidelijk te groot. Hoewel er in China geen standaard bestaat voor centrifugaalpompen, is de onregelmatigheid van de drukpulsatie van de persleiding over het algemeen beperkt tot δ{{0}},02~0,04 met betrekking tot zuigercompressoren. De pomp transporteert momenteel onsamendrukbare vloeistof en de waarde ervan ligt dicht bij de maximaal toegestane waarde die is gespecificeerd door het pijpleidingsysteem van de compressor, wat uiteraard niet is toegestaan. Het is een dergelijke hoge drukoneffenheid δ die grote trillingen in de pijpleiding veroorzaakt. Wanneer de drukoneffenheid δ=0.027 en de gemiddelde druk P0=18.3MPa is, is de amplitude van de drukpulsatie (de maximale amplitude die afwijkt van de gemiddelde druk):

Wanneer deze pulsatieamplitude een rechthoekige elleboog tegenkomt, wordt de impactkracht van de vloeistofstroom op de buiswand bij de bocht weergegeven in Figuur 7. De statische resulterende kracht van de vloeistof op de elleboog is:

De binnendiameter van de buis is 132 mm. Wanneer de vloeistof pulseert, is de impactamplitude van de pulserende druk op de elleboog:

 

Bij elke pijpbocht wordt een kracht van 4777N uitgeoefend, wat onvermijdelijk grote trillingen in de pijp zal veroorzaken. Bovendien zal, wanneer de vloeistof een samentrekking in de dwarsdoorsnede tegenkomt, zoals een klep of een verloopstuk, ook een grote vloeistofstootkracht worden gegenereerd. Fluiddrukpulsatie veroorzaakt pulsatieveranderingen in de stroomsnelheid in de leiding. Figuur 8 is een grafiek van de pulsatieverandering die is verkregen door het drukpulsatiesignaal en het door de stroommeter afgegeven signaal naar de computer te sturen en tegelijkertijd te bemonsteren. In de figuur is Q de totale stroomopbrengst van de pompuitlaat, Q1 maakt deel uit van de stroom die het reactiesysteem binnenkomt en het andere deel van de kleinere stroom keert terug naar de front-endapparatuur van de pomp. Zoals uit de figuur blijkt, is de wet van drukpulsatie en stroompulsatieveranderingen consistent. Wanneer de drukgolf zijn hoogtepunt bereikt, versnelt de vloeistof in de pijp, waardoor de stroming onmiddellijk toeneemt; wanneer de drukgolf onmiddellijk daalt, vertraagt ​​de vloeistof in de pijp en daalt de stroom onmiddellijk. In de figuur is de relatieve afstand tussen het Q-stroommeetpunt en het drukmeetpunt relatief dichtbij, en de consistentie van de veranderingen tussen de twee is goed. Het meetpunt Q1 bevindt zich aan het uiteinde van het leidingsysteem. Enerzijds is het ver verwijderd van het drukmeetpunt, anderzijds wordt het ook beïnvloed door de stroming van de kleine stroompijpleiding. Daarom is de consistentie van de pulsatieveranderingen van de voorste en achterste flowmeters slecht. De bovengenoemde pulserende veranderingen in druk en stroming zullen de pijpleiding beïnvloeden en grote trillingen in het leidingsysteem veroorzaken.

Om de reden te onderzoeken waarom de pomp drukpulsaties genereert, wordt het verzamelde drukpulsatiesignaal onderworpen aan frequentieanalyse, en het spectrum ervan wordt weergegeven in Figuur 9. Drie hoofdfrequentiecomponenten verschijnen vaak in de figuur: (1) De {{2 }} De Hz-frequentiecomponent is vaak de hoofdcomponent met de grootste piekwaarde. Zoals hierboven vermeld is dit de eigenfrequentie van het leidingsysteem. (2) De frequentiecomponent van 291 Hz is 3 maal de pompsnelheidsfrequentie. Het aantal waaierbladen van de pomp is Z1=6, en het aantal leischoepenbladen is Z2=9. De grootste gemene deler van de twee bladen produceert deze pulsatiefrequentie. (3) De frequentiecomponent van 680 Hz is 7 maal de pompsnelheidsfrequentie. Deze frequentiecomponent lijkt verband te houden met het gecombineerde effect van de pompvermogensfrequentie en de eigenfrequentie van het leidingsysteem.

 

Gebaseerd op de vergelijking van de testloopomstandigheden van de twee pompen en de test- en analyseresultaten van pijplijntrillingen en drukpulsaties, worden de volgende diagnostische adviezen naar voren gebracht:

(1) De excitatiebron van pijplijntrillingen komt van pomp B, en niet van het ontwerpprobleem van de pijpleiding, omdat wanneer pomp A, die in principe symmetrisch is opgesteld, draait, noch de zuigleiding, noch de persleiding trilt. Wanneer pomp B draait, trilt niet alleen de persleiding hevig, maar heeft ook de zuigleiding van parallel geschakelde pompen A en B een grote amplitude. Uiteraard is dit niet de overdracht van mechanische trillingen, maar het resultaat van de overdracht van vloeistofdrukpulsaties.

(2) Fluiddrukpulsaties zijn de directe oorzaak van trillingen in pijpleidingen. Als gevolg van drukpulsatie wordt bij elke bocht en dwarsdoorsnedeverandering van een zeer lange pijpleiding een vloeistofinslag gegenereerd, en de impactkracht wekt de natuurlijke frequentie van de pijpleiding en de klep op. Aan de staart van de pijpleiding worden voornamelijk laagfrequente natuurlijke frequenties van ongeveer 1 Hz en 5 ~ 10 Hz aangeslagen, en aan de elektrische klep en terugslagklep wordt voornamelijk een natuurlijke frequentie van 9 Hz aangeslagen.

(3) De reden waarom fluïdumdrukpulsaties optreden wanneer pomp B draait, houdt verband met het ontwerp van de pomp. Volgens de informatie moeten, om de onstabiele kracht die op de schoepenleischoepen van de schoepenpomp wordt gegenereerd, te verminderen, het aantal waaierbladen Z1 en het aantal leischoepenbladen Z2 op elkaar afgestemd zijn; om er zeker van te zijn dat de drukpulsatieamplitude bij de bladfrequentie wordt geminimaliseerd, moet tegelijkertijd ook worden voldaan aan de voorwaarde dat Z1 en 2Z2 op elkaar afgestemd zijn. Nu zijn de Z1 en Z2 van de pomp geen priemgetallen ten opzichte van elkaar, en Z1 en 2Z2 zijn geen priemgetallen. De grootste gemene deler van Z1 en Z2 is 3, dus er wordt een frequentiecomponent van 3X97=291Hz gegenereerd in het drukpulsatiesignaal. De gemeenschappelijke deler van de bladen en leischoepen is 3, wat betekent dat er tegelijkertijd 3 bladen zijn die overeenkomen met 3 leischoepen, waardoor de stroomsnelheid en druk bij elk uitgangspunt van de doorgang van het rotorblad zeer ongelijkmatig zijn. De vloeistofinslag op de leischoep zal een sterke wisselkracht genereren. Bovendien vormt de ongelijkmatige stroomsnelheid bij de waaieruitlaat een ernstigere grenslaag en scheidingswerveling op de leischoep, wat resulteert in drukpulsaties nadat de vloeistof uit de pomp stroomt. Een andere mogelijke factor die pijpleidingtrilling veroorzaakt door pomp B kan veroorzaken, is een lage uitlaatdruk. De prestatiecurve van de pomp is vlak en drukpulsaties kunnen gemakkelijk stroomschommelingen veroorzaken. Stromingsfluctuaties versterken de impactkracht op de buiswand, waardoor grotere trillingen in het leidingsysteem ontstaan.

 

 

Uit de diagnoseconclusie van de trillingsfout in het leidingsysteem wordt bevestigd dat de trillingsbron afkomstig is van pomp B zelf, en niet van het leidingsysteem. Daarom wordt aanbevolen om het pompontwerp te wijzigen, dat wil zeggen om de rotor- en statorcomponenten aan te passen. De specifieke maatregelen omvatten doorgaans de volgende twee aspecten:

(1) Wijzig het aantal waaierbladen, verander Z1 van 6 in 7 en raadpleeg de parameters van pomp A om elk deel van het stroomkanaal zorgvuldig te ontwerpen om de drukpulsatie van de vloeistof fundamenteel te elimineren.

(2) Verhoog de uitlaatdruk van de pomp van de oorspronkelijke 18,3 MPa naar 21,3 MPa, waardoor de drijvende kracht van de vloeistof in de leiding aanzienlijk wordt vergroot en de fluctuatie van het debiet wordt vertraagd.

Na de aanpassing werd pomp B in bedrijf gesteld. De oorspronkelijke sterke trillingen van de pijpleiding verdwenen volledig en de trillingsverplaatsingswaarde bij de elektrische klep daalde van 800 μm naar 61,5 μm; de trillingsverplaatsingswaarde van de staart van de pijpleiding met de grootste trilling daalde van 1 mm naar 129 μm; de trillingssnelheidswaarde van het lagerhuis daalde ook van 2,56 mm/s naar 1,48 mm/s. Het microtrillingsniveau van de pijpleiding is vrijwel hetzelfde als dat van pomp A wanneer deze draait.