趙 菲

(中國石化工程建設有限公司,北京100101)

塔式容器(簡稱塔器)是石油化工行業(yè)重要的單元操作設備【1】.塔器的主要作用是實現氣液相或液液相的充分接觸,從而達到傳質及傳熱的目的.因此,塔器廣泛用于蒸餾、吸收、萃取、洗滌和冷卻等重要單元中,其操作的好壞,直接影響著整個裝置的質量.

塔器高度和質量都較大,通常需要采用裙座支撐.裙座與塔式容器的連接可采用對接或搭接等型式來實現.對接焊縫必須采用全熔透的連續(xù)焊,焊縫的承載能力好;搭接接頭為角焊縫,工程中使用較少.標準【2G3】中給出了幾種裙座與塔體連接的型式,如圖1(a)~圖1(c)所示.

圖1 裙座與塔式容器的不同連接型式示意

圖1所示的結構中,圖1(a)是最簡單的對接型式.當塔器符合下列情形時,宜采用圖1(b)的型式:

1)塔體高度H＞30 m,且高徑比H/D＞15的塔器(D為塔體平均直徑);

2)低溫操作的塔器或CrGMo鋼塔器;

3)裙座與下封頭焊縫處可能產生熱疲勞的塔器;

4)裙座筒體名義厚度δns≥16 mm的塔器.

對于厚壁容器,根據需要可采用圖1(c)所示的有托板的連接型式.使用時,裙座與筒體中徑對齊,先將6 mm的托板點焊到裙座筒體和封頭上,待托板下部堆焊完成后鏟掉托板,再堆焊上部焊縫.

當選用圖1(a)和圖1(b)的型式時,可根據裙座筒體和下封頭的厚度差選用不同的對齊方式:

1)當裙座筒體和下封頭的厚度差＜8 mm時,裙座宜與塔體內徑對齊;

2)當裙座筒體和下封頭的厚度差≥8 mm時,裙座宜與塔體外徑對齊;

3)當塔體下封頭厚度≥60 mm時,裙座宜與塔體中徑對齊.

對于中低壓的塔式容器,雖然并不是厚壁容器,但在同時承受多種載荷(如內壓、重力及彎矩、溫度載荷、循環(huán)載荷)時,下封頭與裙座連接處可能會產生復雜的變形和組合高應力,此時是否也能選用圖1(c)的型式呢?

本文針對上述問題,采用有限元方法,主要討論裙座與塔體的不同連接型式在各種載荷下的強度和剛度的區(qū)別,同時考慮了不同對齊方式對連接處的影響.

1 基本參數

以某裝置中的1臺塔器為例進行討論,其主要技術參數見表1.

本文利用有限元軟件 ANSYS 18．2進行分析研究.根據標準規(guī)定的型式,建立3個對比模型.

表1 塔器主要技術參數

A模型:裙座與塔體采用帶托板的連接型式,裙座與塔體中徑對齊,見圖2(a);

B模型:裙座與塔體采用無托板的連接型式,裙座與塔體中徑對齊,見圖2(b);

C模型:裙座與塔體采用無托板的連接型式,裙座與塔體外徑對齊,見圖2(c).

圖2 裙座與塔體不同連接型式的對比模型示意

本文主要考察裙座與塔體不同連接型式的區(qū)別,因此不考慮周邊接管等部件.此時塔器是軸對稱結構.為提高計算效率,選用軸對稱模型進行模擬,利用高階二維8節(jié)點單元,計算模型中厚度扣除腐蝕裕量.

需要說明的是,橢圓形封頭建模采用JB 4732—1995(2005年確認)第7．6．3節(jié)公式計算部分的標準橢圓封頭,即采用球殼和過渡段環(huán)殼兩圓相切的結構(以下簡稱兩圓相切處),球殼內半徑Ri＝0．9Di＝2 340 mm,過渡段環(huán)殼內半徑r＝0．17Di＝442 mm,3個對比模型的有限元模型示意見圖3(a)~圖3(c).模型的材料性能數據見表2.

圖3 對比模型的有限元模型示意

表2 材料性能數據

對3個模型分別施加內壓、重力、溫度載荷,對比各個模型在相同載荷下的變形和應力分布.

2 內壓計算

對各模型施加內壓進行計算,A模型的位移分布云圖見圖4.

圖4 內壓載荷下A模型的位移分布云圖(50×)

由圖4可以看出:A模型在內壓的作用下,筒體徑向膨脹,橢圓形封頭發(fā)生“趨圓”現象,連接處由于焊縫填充金屬較多,截面大、剛度大,與附近殼體的變形產生較大差異,因變形協調而導致封頭上兩圓相切處產生較大應力.B模型與C模型的位移趨勢和應力最大點位置與A模型相似.

在連接處周圍取路徑1－1′~3－3′,過應力最大點取路徑4－4′進行對比,3個模型的應力分布及路徑示意如圖5(a)~圖5(c)所示,具體數值見表3.由表3可以看出:由于A模型比其他模型連接處的截面更大,強度和剛度更大,所以在內壓載荷作用下的最大總應力值最低,變形最小,路徑4－4′上的值也最小;B模型與C模型的最大總應力值相差不大.

在連接處周圍的路徑中,由于C模型的焊縫位置更靠近封頭邊緣,此處封頭在內壓作用下產生的經向應力和周向應力都小于A、B模型,因此各路徑的值明顯小于其他模型.A模型的1－1′和3－3′兩條路徑數值都小于B模型,但對于2－2′路徑,A模型在此處因變形協調產生的局部應力大于B模型.

3 重力載荷計算

對于本文研究的塔式容器,還需要核算連接結構在重力和外力矩作用下的強度.由于重力和外力矩在連接處產生的是沿裙座軸向的應力,因此本文只在模型筒體的頂截面施加豎直向下的等效重力載荷100 t(包括設備金屬重、介質總重、外力矩的等效力).計算出的應力分布云圖見 圖6(a)~圖6(c),具體數值見表4.

圖5 內壓載荷作用下3個模型的應力分布云圖及路徑示意

表3 內壓載荷作用下3個模型的應力數值

圖6 重力載荷作用下3個模型的變形(500×)及應力分布云圖

由圖6和表4可以發(fā)現:在重力載荷的作用下,各模型的位移最大值相差不大.A、B模型的變形趨勢相似,最大總應力出現的位置都在連接處焊縫底面與裙座內表面的交點.由于C模型是外徑對齊,重力載荷在裙座頂截面會產生一個附加彎矩,使裙座頂面向設備內彎曲變形,因此最大總應力出現在連接處焊縫底面與下封頭外表面的交點.A模型連接處的截面最大,總應力值最小;B模型和C模型的總應力值相差不大.

對于本文研究的設備,重力載荷產生的應力值遠小于內壓載荷作用下的應力值,連接處周圍的路徑應力值相差不大,此處不再羅列數據進行比較.

4 溫度場分析

該塔器工作溫度為150℃,最冷月平均溫度－16．3℃,操作工況下,裙座與塔體連接處存在溫度梯度,會產生熱應力,需要進行溫度場分析.各模型的溫度分布見圖7,應力分布云圖見圖8,具體數值見表5.

表4 重力載荷作用下3個模型的應力數值

圖7 3個模型的溫度分布云圖

圖8 溫度載荷作用下3個模型的應力分布云圖

表5 3個模型的熱應力數值

計算結果顯示,3個模型的應力最大點都出現在連接處焊縫底面與下封頭外表面的交點.A模型連接處截面大,當下封頭受熱膨脹時,對連接處周邊的約束也較大,所以產生的熱應力也遠大于其他兩個模型.C模型的熱應力略小于B模型.

5 疲勞分析

按照本塔器的工藝條件(即工作內壓0．03~2．15 MPa、重力載荷100 t、介質工作溫度150℃),計算各模型在工作載荷下的循環(huán)次數,其應力分布云圖見圖9,具體數值見表6.

由圖9可以看出:3個模型的應力最大點位置與內壓載荷作用下的位置相似,都出現在封頭內表面,說明在這3種載荷中,內壓載荷引起的應力占了主要成分;各模型的變形與應力值差別也與內壓載荷作用時相似.

圖9 工作內壓、重力和溫度載荷共同作用下3個模型的應力分布云圖

表6 工作內壓、重力和溫度載荷下3個模型的應力數值

該塔器的總工作循環(huán)次數是1．5×105次,忽略開、停工工況和水壓試驗工況的循環(huán).對3個模型進行疲勞計算,計算過程見表7.

按照標準的要求進行評估,3個模型都可以滿足疲勞工況的要求.由于此工況中內壓占主要成分,所以選用有托板連接結構的A模型更好,同樣,對于無托板的連接型式,B模型與C模型差別不大.

表7 疲勞載荷作用下3個模型的計算過程

6 結論

對裙座與塔式容器的不同連接型式進行了對比分析,并考察了不同對齊方式在各種載荷下的區(qū)別.所得結論如下:

1)有托板連接結構的連接處截面大,強度和剛度好,在內壓和重力等機械載荷作用下的受力情況較好,但在溫度載荷的作用下,熱應力比無托板的連接型式更大;

2)無托板的連接結構簡單,施工方便,焊接工作量較小,在塔器介質溫度較高,尤其是熱應力占主要成分(如低壓高溫塔器)時,宜選用無托板的連接結構;

3)若選用無托板的連接結構,外徑對齊的方式在連接區(qū)域產生的熱應力較低;

4)無托板的連接結構在重力載荷作用下,中徑對齊比外徑對齊的方式連接區(qū)域的受力更好.

在實際工程中,有托板連接結構工序復雜,焊接量大,但可以保證焊縫尺寸,且焊接質量更好.無托板連接結構由于裙座內表面與封頭間隙太小,無法打磨,焊態(tài)很難保證圓滑過渡.設計裙座與塔體的連接型式時,不僅要考慮本文的分析結論,還要結合塔器的大小、載荷工況、制造難度、成本等因素綜合考慮.