论 文烧碱蒸发器设计中的几个问题凌 峰二00五 年 七 月10烧碱蒸发器设计中的几个问题江苏省泰州市锅炉压力容器检验研究所凌 峰摘要：本文主要针对烧碱蒸发器设计中的几个问题诸如各层支座型式及载荷的确定，热应力的考虑，切向进料以及视镜的设计等几个问题，结合检验经验提出自己的看法，供设计部门参考。关键词：蒸发器 弹性支座 热变形力 膨胀量 切向进口 视镜这是某化工企业一套年产万吨NaOH工程中II效蒸发器的设备设计。该蒸发器为外加热式蒸发器。其结构尺寸详见图1。如图所示加热室和蒸发室靠循环管来连接，其主要特点是：加热段较长，循环速度较快，蒸发空间大，受热膨胀量大。主要设计参数如下：主要设计参数壳程管程最高工作压力 MPa0.350.02设计压力 MPa1.00.25最高工作温度 oC142124设计温度 oC160130工作介质蒸汽NaOH主要材料Q235-A0Cr19Ni9换热面积 m2300II效蒸发器安装在蒸发车间内，其蒸发室安装在标高为+11500mm的三层楼面上，加热室和循环管横穿标高为+6500mm二层楼面。碱液在加热室内加热，当受热物料升至加热室上部循环管时，由于压力降低开始沸腾汽化，然后升至蒸发室汽液分离，汽相通过旋流板分离碱雾，碱液得以浓缩。附图1该设备的主要特点：外形尺寸大，介质腐蚀性强，温度较高，由于沸腾及强制循环泵引起的设备振动较大，而且是跨楼层布置。鉴于此，本人在检验过程中对以下几个问题进行了认真的分析，并找到了解决问题的方法，建议进行了改进。一.蒸发器各层支座型式及载荷的确定1.支座型式的确定根据有关资料介绍，一般小型蒸发器仅在蒸发室设置一组支座，这样即简单又能使加热室和循环室在操作温度下自由伸长。但是由于该设备的尺寸较大，设备的净质量和操作物料质量比较大，而且操作时又有振动，如采用一组支座显然是不合理的。但是采用两组固定支座又会带来多约束的问题，所以本设计中采用了一组固定支座和一组弹簧支座。其中标高为+11500mm处为固定支座，考虑到载荷较大采用裙座；标高为+6500mm处为弹簧支座。这样不但使设备本身的受力均匀，而且也降低了土建造价。在设备的底部也设有弹簧支座，这组支座仅承受+6500mm以下部分加热室循环管由于温差而引起的热膨胀力以及强制循环泵本身的质量，这组支座由泵制造厂商进行设计。 2.支座载荷的确定1)标高为+11500mm处载荷的确定：该处的载荷包括： a) 上部蒸发室本体及附件的质量b) 加热室和循环管膨胀节以上部分的质量c) 蒸发室中物料质量或水压试验时水的质量的较大值（取物料质量）结合设计，上部蒸发室本体及附件的质量为11500Kg, 加热室膨胀节以上和循环管膨胀节以上的质量为6425 Kg，蒸发室中物料质量为73923Kg，所以该处的计算载荷为91348 Kg。2)标高为+6500mm处载荷的确定：该处的载荷包括： a) 加热室膨胀节以下部分和循环管膨胀节以下部分的质量b) 物料质量或水压试验时水的质量的较大值（取物料质量）c) 由温差引起的部分热变形力加热室的换热面积为300m2，壳程内径为F1500 mm，材料为Q235-A；换热管规格为F57X3.5，长度为6000mm,共303根，材料为0Cr19Ni9。按照GB151，通过计算确定了壳体的厚度为14mm,管板的厚度为52mm。该部分的净质量15500Kg。循环管的内径为F1200 mm，材料为0Cr19Ni9。按照GB151，通过计算确定了壳体的厚度为8mm。该部分的净质量5500Kg。以上两部分的物料质量为29652 Kg。由温差引起的部分热变形力为3960 Kg。（具体计算详见本文第二部分）所以该部分的计算载荷为54612 Kg。为了设计和制造的方便，经过计算和分析，决定加热室和循环管采用同一规格的弹簧，考虑到两侧载荷的不一致，在加热室采用四组八个弹簧，在循环管采用四组四个弹簧，详见附图2。由于弹簧的计算公式和步骤比较繁琐，本文不再赘述，详见机械设计手册中有关章节。附图2二对热变形力的考虑1.热膨胀量的计算由于壳程蒸汽的温度及管程NaOH的温度较高，而且两层支座之间的距离也较大，因此，在设计中必须考虑其热膨胀，否则将会产生比较严重的影响。本设计中考虑设计温度为160 oC，这样相对于常温20 oC时的温差为：Dt=160 20 =140 oC由于加热室壳体材料为Q235-A，而循环管的材料为0Cr19Ni9,两种材料在设计温度下的平均线膨胀系数a分别为11 .95 x 10-6 mm/mm oC 和17.1 x 10-6 mm/mm oC 。因此当长度相同时循环管的热膨胀量必然大于加热室，所以，本设计中仅考虑循环管的热膨胀量和热变形力。两支座之间的距离 l =11500 6500 = 5000mm根据线胀公式，热膨胀量 Dl = a l Dt(1)按照(1)式计算得到：Dl = 17.1 x 10-6 x 5000 x 140 =11.97mm 2热变形力的计算循环管筒体的热变形力按下式计算：F = Dl E S 1/l(2)(2)式中：F为热变形力Dl为热膨胀量Dl = 11.97mm E为筒体材料在设计温度下的弹性模量E =1.876 x 106Kg/cm2S为筒体的横截面积。这里由于循环管筒体的直径不同，为了简化计算，认为直径不变，而且按大直径考虑。内径为F1200 mm，厚度为8 mm。因此S = 0.785 x (121.62 1202) = 303.5cm2按照(2)式计算得到：F = 11.97 x 1.876 x 106 x 303.5 x 1/5000= 1.36 x 106 Kg由上面的计算可以看出，如果设计中不考虑热变形力，那么如此巨大的力必然使支座破坏甚至整个设备或支撑楼板破坏，产生非常严重的后果。所以本设计中在循环室和加热管分别设置了两个标准的波形膨胀用以消除由于温差而产生的部分热变形力的影响，其余部分的热变形力由+6500mm处的弹簧支座来承担。按照设计条件本设计选用了JB1121 83的标准膨胀节，按照GB151附录A4进行了计算，结果表明其强度及刚度也均满足条件。在设计中，根据弹簧和波形膨胀节刚度的不同，按其刚度比进行热膨胀量的分配。波形膨胀节的单波刚度为：1788 Kg/mm,两个波形膨胀节的总刚度为：1788/2 =894Kg/mm；由图2知，所设计的弹簧丝径为F30mm, 中径为F140mm,其单圈刚度为：295.19Kg/mm，工作圈数为4.5 圈，共8组弹簧，故其总刚度为：295.19 /4.5 x 8 =524.8Kg/mm。假设在热变形过程中波形膨胀节的补偿量为A，弹簧支座的的补偿量为B，则A + B =Dl = 11.97mm(3)A x 894 = B x 524.8(4)通过（3）（4）二式可以算出：A =4.43mmB =7.54mm而弹簧的最大压缩量77.6mm, 波形膨胀节的单波最大补偿量为17.2mm，均大于A值和B值，所以弹簧和波形膨胀节均安全。由于温差引起波形膨胀节的热变形力为894 x 4.43 =3960Kg，该力即为作用于弹簧支座上的由温差引起的部分热变形力。三蒸发室碱液进口及加热室壳程蒸汽进口均设计为切向进口在以往的设计中上述两个进口，尤其是加热室壳程蒸汽进口往往设计为径向进口，但这次我们通过调查和翻阅有关资料，建议设计为切向进口。1 蒸发室碱液进口径向进口使碱液中的固体盐在蒸发室内不能很好的分离，从而导致整个蒸发器传热效率降低，增加了循环管，强制泵及加热室的磨蚀，缩短了蒸发器的使用寿命。另一方面，径向进口使得蒸发室和加热室之间的连结管道过短，给安装带来了很大的困难。本设计改进为切向（非正切）进口，使得碱液在蒸发室内能很好的进行固液分离，提高了传热效率，使能量能够得到充分利用，同时加大了蒸发室和加热室之间的连结管道的长度，安装也比较方便。2 加热室壳程蒸汽进口根据有关资料介绍，径向进口尽管设置了防冲板，但仍不能使蒸汽均匀的流入管间，使部分蒸汽直接冲刷到换热管上引起振动，从而导致部分换热管与管板的连接失效，产生泄漏。所以建议设计对此进行了改进，增设了导流筒并将蒸汽进口改为切向，从而使蒸汽能均匀的流入管间，防止蒸汽对进口处管束的冲刷而致使进口端的部分换热管与管板的连接失效产生泄漏，而且可以减少远离接管处的死区，提高传热效率。四视镜的改进蒸发器的视镜是观察蒸发器内液位高低和料液蒸发沸腾状况的唯一可视部件。它是蒸发器的“眼睛”，没有它蒸发器就无法正常运行。虽然其本身的经济价值不大，但是其损坏所造成的损失和危害不可忽视。其主要危害如下：1 蒸发器停车，蒸发工段被迫系统停车。2 视镜玻璃破碎后，碱液及蒸汽夹带着玻璃碎片喷射而出，猝不及防的操作工容易被烧伤导致严重的人身伤害。3 蒸发器的视镜处于高温，带压，温差大，而且冷热交替频繁，强腐蚀介质不断冲刷的环境下工作，使其寿命大大缩短。据一些厂家反映使用寿命长者不过月余，这样一来，视镜更换频繁，势必造成蒸发的开停车次数频繁，电解液积压，给厂家造成不小的经济损失。在以往的检验中，发现设计部门曾采用在普通视镜的玻璃与料液的接触面上贴衬一层F46薄膜，使其寿命延长，这样一来使其寿命延长到半年左右。因此，本次设计我们在此基础上建议进行了改进。改进的视镜结构详见附图3。1蒸发器壳体2原视镜座3不锈钢短节4视镜压盖5F46薄膜6视镜玻璃7联接螺栓螺母附图3这种结构优点在于，即使内层的玻璃破碎，料液，蒸汽及玻璃碎片也不会喷射而出，从而避免了人身伤亡事故的发生。综上所述，在本次蒸发器的设计中所建议的几点被设计部门采纳后，通过现场安装及运行，达到了设计目的和安全生产要求。主要参考文献：1换热器设计由化工设备设计全书编辑委员会，秦叔经、叶文帮等编。化学工业出版社，出版日期：2003年5月第一版，pg62-1012化工容器由化工设备设计全书编辑委员会，丁佰民、黄正林等编。化学工业出版社，出版日期：2003年1月第一版，pg282-2873钢制管壳式换热器GB151-89附录A4 pg85-90，1989-02-22发布，1989-09-01实施。4化学工艺设计手册上册第一版（修订）化学工业出版社，出版日期：1989年1月。附录二波形膨胀节JB1121-83 pg320-3295机械设计手册中册第二版（修订）化学工业出版社，出版日期：1982年10月第二版，pg980-982 二00五年七月