丁宇奇 呂 濤 劉巨保 董日治 楊 明 戴希明

(東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院)

基于有限元計(jì)算方法的聚乙烯脫氣倉動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析①

丁宇奇 呂 濤 劉巨保 董日治 楊 明 戴希明

(東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院)

以聚乙烯脫氣倉為研究對(duì)象，采用殼單元、梁單元、螺栓預(yù)緊單元和接觸單元建立了整個(gè)結(jié)構(gòu)的空間有限元模型。通過有限元計(jì)算方法對(duì)脫氣倉結(jié)構(gòu)在風(fēng)載荷和地震載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析，得到了各部件的應(yīng)力狀態(tài)和支座螺栓預(yù)緊力變化情況。有限元計(jì)算結(jié)果表明：在地震載荷作用下殼體最大等效應(yīng)力較風(fēng)載荷增長了47.6%；支座位置螺栓最大預(yù)緊力需提高3倍以上才可滿足支座連接強(qiáng)度要求。

脫氣倉 風(fēng)載荷 地震載荷 動(dòng)態(tài)響應(yīng) 有限元

脫氣倉是聚乙烯粉末脫活單元的主要組成部分，其主要作用是使化學(xué)反應(yīng)物脫氣，該設(shè)備的安全運(yùn)行涉及到整套裝置的正常運(yùn)轉(zhuǎn)[1～3]。由于脫氣倉結(jié)構(gòu)通常通過鋼筋混凝土鋼架支撐在高位，且倉體自身高徑比較大，屬于典型的高聳結(jié)構(gòu)[4,5]。

對(duì)于高聳結(jié)構(gòu)除了受到生產(chǎn)過程中的工藝載荷及設(shè)備自重外，還受到風(fēng)載荷、地震載荷的重要影響[6～8]。在強(qiáng)動(dòng)載荷作用下，高聳結(jié)構(gòu)一方面會(huì)產(chǎn)生較大的應(yīng)力，另一方面則會(huì)導(dǎo)致支座及其連接螺栓發(fā)生強(qiáng)度破壞或預(yù)緊失效[9～12]。潘敏剛和沈之榮將聚乙烯脫氣倉簡化為等效載荷，通過對(duì)脫氣倉等效載荷的施加，建立了設(shè)備的整體模型和等效載荷模型，并通過對(duì)兩種模型的模態(tài)和地震響應(yīng)分析，得到了結(jié)構(gòu)的振動(dòng)響應(yīng)和時(shí)程曲線[13]。孫勝男和蘇志彬針對(duì)大型脫氣倉結(jié)構(gòu)是否設(shè)置脫氣倉設(shè)備參與結(jié)構(gòu)分析進(jìn)行了研究，討論了脫氣倉設(shè)備的設(shè)置對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)模態(tài)的影響[14]。李爽以240kt/a聚丙烯脫氣倉為例，通過對(duì)整個(gè)框架結(jié)構(gòu)的地震載荷、風(fēng)載荷的解析計(jì)算分析，指出了對(duì)于高聳框架結(jié)構(gòu)，對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)分析的重要性[15]。陶祎等針對(duì)某聚乙烯脫氣塔架建立了模擬設(shè)備的整體模型，進(jìn)行了風(fēng)荷載的模擬和風(fēng)振響應(yīng)時(shí)程分析，得到了塔體和框架的位移與加速度時(shí)程曲線[16]。

由于脫氣倉及鋼架支撐結(jié)構(gòu)在動(dòng)載荷作用下，易產(chǎn)生大變形和沖擊應(yīng)力，特別是倉體與支架的支座連接螺栓更易發(fā)生失效。上述計(jì)算方法，并沒有對(duì)動(dòng)載荷下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力進(jìn)行評(píng)定，也沒有考慮支座螺栓結(jié)構(gòu)的預(yù)緊力變化情況。為此，筆者以脫氣倉和鋼筋混凝土鋼架整體結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，建立空間有限元模型，通過結(jié)構(gòu)在風(fēng)載荷和地震載荷的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，對(duì)其動(dòng)態(tài)應(yīng)力強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)定，并對(duì)支座螺栓強(qiáng)度與預(yù)緊力變化情況進(jìn)行分析。通過筆者的研究，可為高聳脫氣倉結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論計(jì)算依據(jù)與參考。

1 脫氣倉整體有限元模型的建立

1.1脫氣倉與支架結(jié)構(gòu)數(shù)值模型的建立

筆者以包含五層殼體結(jié)構(gòu)的脫氣倉為例進(jìn)行計(jì)算，脫氣倉整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。其外部結(jié)構(gòu)主要包括接管B、L、M、過濾器、橢圓封頭、五層殼體和支座結(jié)構(gòu)，內(nèi)部主要包括上、中、下3個(gè)椎體結(jié)構(gòu)。脫氣倉結(jié)構(gòu)材料為16MnDR和16MnR；鋼筋支架為Q235、混凝土支架主要為強(qiáng)度為C35的水泥結(jié)構(gòu)。脫氣倉整體高度47.095m。考慮到各部分結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，對(duì)脫氣倉各部分采用殼單元shell63、鋼筋及混凝土支架采用梁單元beam188進(jìn)行離散；支座螺栓采用螺栓預(yù)緊單元進(jìn)行模擬，對(duì)于支座與鋼筋之間的接觸采用接觸單元contact174進(jìn)行模擬，整體及支座框架部分的有限元模型如圖2所示。

圖1 脫氣倉整體結(jié)構(gòu)

圖2 脫氣倉整體有限元模型

1.2邊界條件和載荷

脫氣倉在正常工作中的操作溫度為110℃，操作壓力457kPa。其承受的基本風(fēng)壓按50年一遇進(jìn)行計(jì)算，其中50m高度處的基本風(fēng)壓為1.005kN/m2、100m高度處的基本風(fēng)壓為1.248kN/m2；由于鋼筋混凝土支架的結(jié)構(gòu)不對(duì)稱性，在風(fēng)載荷計(jì)算過程中選擇脫氣倉結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)承載面，即受到東西方向風(fēng)載為例進(jìn)行計(jì)算。地震載荷計(jì)算中，選取工程場地特性為建、構(gòu)筑物的抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計(jì)基本加速度值為0.23g，設(shè)計(jì)地震分組為第1組，設(shè)計(jì)特征周期0.45s，場地土類型為Ⅲ類場地。對(duì)于地震波的選取，筆者選擇以1988年發(fā)生在云南耿馬的N3地震波為例進(jìn)行計(jì)算。N3地震波橫波加速度峰值發(fā)生時(shí)間為2.12s，縱波加速度峰值發(fā)生時(shí)間為2.8s，其橫波和縱波加速度隨時(shí)間變化曲線如圖3、4所示。

圖3 地震波橫波隨時(shí)間變化曲線

圖4 地震波縱波隨時(shí)間變化曲線

2 脫氣倉在動(dòng)態(tài)載荷下的響應(yīng)分析

2.1脫氣倉在風(fēng)載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

經(jīng)計(jì)算，在風(fēng)載荷作用下，脫氣倉整體結(jié)構(gòu)變形如圖5所示，整體等效應(yīng)力分布如圖6所示。各部件應(yīng)力匯總見表1。

圖5 脫氣倉整體結(jié)構(gòu)變形

圖6 脫氣倉整體等效應(yīng)力分布

部件應(yīng)力范圍/MPa最大應(yīng)力Sr/MPa許用應(yīng)力[S]/MPa強(qiáng)度條件接管L2.920～427.984427.984163Srlt;3[S]接管M2.896～378.866378.866163Srlt;3[S]接管B0.213～25.92825.928170Srlt;1.2[S]殼體(1、2層)0.140～48.13248.132163Srlt;1.2[S]殼體(3層)1.037～30.83530.835157Srlt;1.2[S]殼體(4層殼體)0.657～169.623169.623157Srlt;3[S]殼體(4層支座)4.427～262.708262.708113Srlt;3[S]殼體(5層)1.132～61.72661.726157Srlt;1.2[S]殼體橢圓封頭0.448～347.723347.723157Srlt;3[S]上錐體0.273～275.426275.426170Srlt;3[S]中錐體0.120～188.496188.496170Srlt;3[S]下錐體0.070～64.78164.781170Srlt;1.2[S]

從圖5可以看出，脫氣倉整體結(jié)構(gòu)最大變形為38.805mm，發(fā)生在一層殼體位置，主要是由于脫氣倉屬于高聳塔式結(jié)構(gòu)，在溫度作用下發(fā)生較大的膨脹變形。

從圖6和表1中的數(shù)據(jù)可以看出，脫氣倉最大應(yīng)力發(fā)生位置為接管L與橢圓封頭連接處，屬于結(jié)構(gòu)不連續(xù)引起的二次應(yīng)力，根據(jù)JB 4732標(biāo)準(zhǔn)，其應(yīng)力數(shù)值滿足強(qiáng)度條件。對(duì)比其他各部件最大應(yīng)力，也均滿足強(qiáng)度條件，說明此脫氣倉結(jié)構(gòu)在風(fēng)載荷作用下可安全工作。但橢圓封頭處接管L最大等效應(yīng)力達(dá)到了427.984MPa，與極限強(qiáng)度條件3[S]=489MPa相差61.016MPa，說明由于兩處接管的附加力和附加彎矩對(duì)該處的應(yīng)力產(chǎn)生較大影響，在脫氣倉正常工作過程中，應(yīng)注意對(duì)此處的巡檢。

2.2脫氣倉在地震載荷下的響應(yīng)分析

地震載荷對(duì)脫氣倉結(jié)構(gòu)的破壞，主要體現(xiàn)在由于地震加速度引起的結(jié)構(gòu)沖擊破壞，特別是由于內(nèi)部聚乙烯顆粒對(duì)脫氣倉結(jié)構(gòu)的慣性力效應(yīng)。經(jīng)計(jì)算接管L和接管M最大等效應(yīng)力點(diǎn)隨時(shí)間變化曲線如圖7所示，各部件應(yīng)力及最大應(yīng)力發(fā)生時(shí)刻匯總見表2。

圖7 接管L、M最大等效應(yīng)力點(diǎn)隨時(shí)間變化曲線

部件應(yīng)力分布范圍MPa最大應(yīng)力Sr應(yīng)力值/MPa發(fā)生時(shí)刻/s許用應(yīng)力[S]/MPa強(qiáng)度條件接管L2.957～434.191434.1912.68163Srlt;3[S]接管M2.860～399.572399.5723.00163Srlt;3[S]接管B0.594～34.36334.3632.24170Srlt;1.2[S]殼體(1、2層)0.155～71.05971.0592.24163Srlt;1.2[S]殼體(3層)0.581～37.70037.7002.16157Srlt;1.2[S]殼體(4層殼體)0.283～193.901193.9012.52157Srlt;3[S]殼體(4層支座)1.309～282.109282.1092.68113Srlt;3[S]殼體(5層)0.652～64.67064.6702.24157Srlt;1.2[S]殼體橢圓封頭0.416～352.521352.5212.68157Srlt;3[S]上錐體0.300～282.893282.8932.72170Srlt;3[S]中錐體0.266～192.811192.8112.40170Srlt;3[S]下錐體0.131～66.48066.4802.24170Srlt;1.2[S]

從圖7可以看出，當(dāng)?shù)卣鸢l(fā)生后2.68s時(shí)，橢圓封頭接管L的最大等效應(yīng)力達(dá)到434.191MPa；接管M的最大等效應(yīng)力達(dá)到399.572MPa，但仍滿足強(qiáng)度條件。從表2中的數(shù)據(jù)可以看出，各部件最大等效應(yīng)力均滿足強(qiáng)度條件，從最大應(yīng)力值發(fā)生時(shí)刻看，最大應(yīng)力數(shù)值基本出現(xiàn)在地震波峰值加速度發(fā)生時(shí)刻附近。

為了對(duì)比分析風(fēng)載荷和地震載荷作用下，脫氣倉結(jié)構(gòu)各部件的應(yīng)力變化情況，將二者計(jì)算的數(shù)值結(jié)果列入表3。

表3 脫氣倉各部件等效應(yīng)力對(duì)比分析結(jié)果

從表3的數(shù)據(jù)可以看出，地震載荷下各部件的最大等效應(yīng)力均較風(fēng)載荷大，且隨著圓柱殼體直徑的減小，增大幅度增大。對(duì)比一、二層殼層最大等效應(yīng)力可以看出，增大率達(dá)到了47.6%，而五層殼體僅增大4.7%，說明由于殼體內(nèi)部聚乙烯顆粒質(zhì)量引起的沖擊應(yīng)力對(duì)殼體應(yīng)力分布產(chǎn)生較大影響。而殼體內(nèi)部的各椎體結(jié)構(gòu)，受到聚乙烯顆粒沖擊作用小，最大等效應(yīng)力增長率僅為2.7%。

3 脫氣倉支座螺栓的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度評(píng)定

脫氣倉從結(jié)構(gòu)上雖然與塔體同為高聳結(jié)構(gòu)，但由于它布置在鋼筋混凝土支架上，因此常采用懸掛支座進(jìn)行支撐。其支座位置通常布置在脫氣倉中段位置，對(duì)連接螺栓在動(dòng)態(tài)載荷下的強(qiáng)度分析就顯得尤為重要。

3.1脫氣倉在風(fēng)載荷作用下的螺栓強(qiáng)度評(píng)定

脫氣倉支座與鋼筋支架接觸面分布情況如圖8所示，從十二點(diǎn)逆時(shí)針位置算起，支座編號(hào)分別為1～8，文中所分析的脫氣倉結(jié)構(gòu)在每個(gè)支座位置采用螺栓為雙M56細(xì)牙螺栓，單個(gè)螺栓初始預(yù)緊力F=2.7t。當(dāng)安全系數(shù)為1.3時(shí)，許用應(yīng)力為170MPa，最大軸向承受載荷Fmax=35.6t。對(duì)螺栓強(qiáng)度的校核，主要考慮螺栓在風(fēng)載荷作用下，各支座所對(duì)應(yīng)的接觸面壓力變化全部由螺栓承擔(dān)的最危險(xiǎn)工況，具體計(jì)算結(jié)果見表4。

圖8 支座與鋼筋支架接觸面分布圖

表4 各支座承受載荷變化情況(風(fēng)載荷) kN

當(dāng)ΔP1gt;0時(shí)，即各支座螺栓接觸面接觸力增大，螺栓承受載荷減小，此時(shí)只需要保證螺栓在預(yù)緊狀態(tài)即可，即2F-ΔP1≥0；若2F-ΔP1lt;0，即螺栓不能夠預(yù)緊，此時(shí)需將螺栓的預(yù)緊力提高到ΔP1/2，然后再進(jìn)行下一步計(jì)算，此時(shí)螺栓的預(yù)緊力為ΔP1/2。

當(dāng)ΔP2lt;0時(shí)，即各支座螺栓接觸面接觸力減小，螺栓承受拉力，此時(shí)需要保證螺栓不被拉斷，即ΔP1-ΔP2≤2Fmax。

從表4中的數(shù)據(jù)可以看出，在風(fēng)載作用下，所有螺栓均滿足要求。此時(shí)螺栓預(yù)緊力為2.700t即可。

3.2脫氣倉在地震載荷作用下的螺栓強(qiáng)度評(píng)定

在整個(gè)地震波作用過程中，各支座承受的最大和最小載荷見表5。

表5 各支座承受載荷變化情況(地震載荷)

對(duì)各支座螺栓承受載荷計(jì)算方法同3.1節(jié)。經(jīng)計(jì)算，在地震載荷作用下，各螺栓均能滿足強(qiáng)度連接要求，但考慮到地震發(fā)生過程中，各支座承載面接觸壓力變化情況，應(yīng)按照表5中所示的數(shù)據(jù)調(diào)整各螺栓的預(yù)緊力。結(jié)合表5中的數(shù)據(jù)可以看出，在地震載荷作用下螺栓的最大預(yù)緊力需由2.700t提高到8.475t，說明地震載荷對(duì)支座位置螺栓的沖擊作用較大。

4 結(jié)論

4.1考慮脫氣倉外部和內(nèi)部整體結(jié)構(gòu)、鋼筋混凝土支架，分別采用殼單元、梁單元、螺栓預(yù)緊單元和接觸單元建立了脫氣倉及鋼筋混凝土支架的空間模型，該模型可模擬結(jié)構(gòu)在不同載荷作用下的應(yīng)力分布狀態(tài)和脫氣倉支座與鋼架結(jié)構(gòu)的接觸狀態(tài)。

4.2分別對(duì)脫氣倉結(jié)構(gòu)在風(fēng)載荷和地震載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析：該脫氣倉各部分結(jié)構(gòu)在不同載荷下的動(dòng)態(tài)應(yīng)力均滿足強(qiáng)度要求，可安全工作；對(duì)比結(jié)構(gòu)在不同載荷下的應(yīng)力分布可以看出，由于地震載荷作用，使結(jié)構(gòu)受到內(nèi)部介質(zhì)沖擊，導(dǎo)致殼體結(jié)構(gòu)應(yīng)力增大，最小徑殼體應(yīng)力增大率達(dá)到了47.6%。

4.3對(duì)不同載荷作用下，支座處的接觸狀態(tài)進(jìn)行了分析：在風(fēng)載荷作用下，各支座接觸力均有增大或減小情況，但螺栓在初始預(yù)緊力2.700t下，可滿足連接需求；而在地震載荷作用下，由于脫氣倉內(nèi)外結(jié)構(gòu)響應(yīng)增大，應(yīng)適當(dāng)提高螺栓初始預(yù)緊力，最大需提高3倍以上。

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2017-02-04，

2017-03-06)

(Continued from Page 522)

the microscopic analysis of the fracture with scanning electron microscope was carried out. The results show that, the load amplitude has certain effect on the sample surface’s maximum temperature rise; and the surface’s temperature change closely relates to the evolution of the microstructure. With the increase of stress level, at the crack propagation region of sample fracture fatigue, the fatigue striations narrow down and the dimples get increased in instantaneous fracture regions.

Keywords304 austenitic stainless steel, low-cycle fatigue, stress load, infrared thermal image, fracture analysis

DynamicResponseAnalysisofthePolyethyleneDegassingContainerBasedonFiniteElementMethod

DING Yu-qi, LV Tao, LIU Ju-bao, DONG Ri-zhi, YANG Ming, DAI Xi-ming

(SchoolofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity)

Through taking polyethylene degassing container as the object of study and making use of the shell element, beam element, bolt pretension element and contact element, the numerical calculation model of the whole structure was established. Based on the finite element method, the dynamic response of the degassing container structure was analyzed under the wind load and seismic load to obtain the stress state of various components and the preload changes of the supports’ bearing bolts. Finite element calculation results show that, under the seismic load, the shell’s maximum equivalent stress is increased by 47.6% compared to that under the wind load; and the bearing bolt preload of the supports should be kept more than 3 times higher so as to meet the strength requirements of bearing connection position.

degassing container, wind load, seismic load, dynamic response, finite element

國家自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目(51604080)；中國石油和化學(xué)工業(yè)聯(lián)合會(huì)科技指導(dǎo)計(jì)劃項(xiàng)目(2016-01-01)；東北石油大學(xué)青年科學(xué)基金項(xiàng)目(NEPUQN2015-1-09)。

丁宇奇(1982-)，副教授，從事石油石化設(shè)備應(yīng)力分析及測(cè)試技術(shù)的研究。

聯(lián)系人劉巨保(1963-)，教授，從事石油裝備力學(xué)分析研究， jslx2004@163.com。

TQ051.8

A

0254-6094(2017)05-0569-07