郜 杰 耿魯陽(yáng) 鞏建鳴

(南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院)

基于有限元法的二甲苯吸附塔底封頭補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)及應(yīng)力分析

郜 杰*耿魯陽(yáng) 鞏建鳴

(南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院)

利用ABAQUS分析軟件建立了二甲苯吸附塔整體的三維有限元模型，分析了擴(kuò)能改造后吸附塔在操作工況下的整體應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)底部封頭局部應(yīng)力過(guò)高，易發(fā)生強(qiáng)度失效。因此，提出在底部封頭與中心管連接的支撐區(qū)域外壁加設(shè)環(huán)形補(bǔ)強(qiáng)板進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，并通過(guò)有限元分析對(duì)比了不同厚度補(bǔ)強(qiáng)板的補(bǔ)強(qiáng)效果。結(jié)果表明：采用的補(bǔ)強(qiáng)板結(jié)構(gòu)能有效減小底部封頭應(yīng)力水平，應(yīng)力分布得到改善，各部分應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定均合格，為二甲苯吸附塔的工程改造提供了依據(jù)。

二甲苯吸附塔 擴(kuò)能改造 有限元法 補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì) 應(yīng)力分析

對(duì)二甲苯(PX)是用途廣泛的重要有機(jī)化工原料，主要用于生產(chǎn)精對(duì)苯二甲酸(PTA)、醫(yī)藥及香料等[1，2]。吸附塔是二甲苯吸附分離單元裝置中的核心設(shè)備，具有體積龐大、單塔切線高及結(jié)構(gòu)復(fù)雜等特點(diǎn)[3,4]。某石化企業(yè)為滿足PX市場(chǎng)需求，在降低投入成本的前提下，充分利用原有的吸附塔，采用美國(guó)環(huán)球油品公司(uop)開(kāi)發(fā)的parex專利技術(shù)對(duì)現(xiàn)有PX裝置進(jìn)行擴(kuò)能改造[5]。由于改造后塔內(nèi)吸附劑質(zhì)量增加，塔內(nèi)介質(zhì)流量增大，穩(wěn)態(tài)運(yùn)行過(guò)程中，吸附塔內(nèi)負(fù)載增大，導(dǎo)致吸附塔承載能力削弱，尤其是底部封頭軸向靜載荷增加，應(yīng)力水平提高，成為可能導(dǎo)致設(shè)備失效破壞的關(guān)鍵部位。筆者采用ABAQUS有限元軟件，建立吸附塔實(shí)體模型，分析改造后操作工況下吸附塔整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布情況，對(duì)可能失效的區(qū)域提出相應(yīng)的改造方案，根據(jù)文獻(xiàn)[6]的要求對(duì)危險(xiǎn)部位進(jìn)行應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定。

1 有限元模型

1.1幾何模型

圖1為吸附塔整體結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖，單個(gè)吸附塔主要由頂封頭、底封頭、筒體、裙座、中心管、中心管裙座、分配器及支撐圈等組成。全塔高約24m，筒體內(nèi)徑6m，中間由中心管貫穿全塔并通過(guò)中心管裙座與底封頭內(nèi)表面連接，筒體內(nèi)壁和中心管外壁分別設(shè)有內(nèi)外環(huán)形支撐圈用以支撐格柵，吸附塔被13層格柵分成12個(gè)床層吸附室。操作工況下，塔內(nèi)介質(zhì)載荷通過(guò)內(nèi)支撐圈、筒體和外支撐圈、中心管分別傳遞到到底封頭的直邊和支撐區(qū)。圖2為吸附塔管口方位圖，塔體主要結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)為：筒體內(nèi)徑6 000mm、筒體及封頭壁厚34mm、裙座壁厚16mm、中心管內(nèi)徑850mm、中心管壁厚30mm。該吸附塔工作溫度為200℃左右，模型計(jì)算時(shí)所用材料在200℃的力學(xué)性能參數(shù)見(jiàn)表1[7]。

圖1 吸附塔結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

圖2 吸附塔管口方位圖

部件材料彈性模量EGPa泊松比μ屈服強(qiáng)度RelMPa許用應(yīng)力SmMPa柵板、支撐圈Q235A1860.294225105筒體、封頭16MnR2010.294255170補(bǔ)強(qiáng)板及其焊縫Q345R1960.294255170

1.2有限元模型與網(wǎng)格劃分

考慮到底封頭人孔和裙座人孔使吸附塔結(jié)構(gòu)幾何形狀為非軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此采用整體結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象建立三維實(shí)體模型。筆者重點(diǎn)考察底封頭和中心管裙座結(jié)構(gòu)不連續(xù)部位的應(yīng)力場(chǎng)分布，為方便建模，對(duì)模型作以下簡(jiǎn)化：忽略塔內(nèi)外各支管及角鋼等對(duì)筒體結(jié)構(gòu)的影響；將每層?xùn)虐宓刃橐粔K整體環(huán)型鋼板；基于等質(zhì)量原則，簡(jiǎn)化中心管分配箱結(jié)構(gòu)。

考慮到模型較大，為提高計(jì)算精度，對(duì)底封頭、中心管裙座及其連接處作了細(xì)化網(wǎng)格處理，減小單元尺寸，使網(wǎng)格盡量密集。在遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域，適當(dāng)加大網(wǎng)格尺寸以減少計(jì)算量。分析采用C3D8R單元(三維八節(jié)點(diǎn)六面體線性減縮積分單元)，其余結(jié)構(gòu)復(fù)雜部分采用C3D6單元(三維六節(jié)點(diǎn)四面體線性單元)，整個(gè)模型共劃分1 072 680個(gè)單元、1 473 347個(gè)節(jié)點(diǎn)。圖3為沿著吸附塔軸線的有限元模型剖視圖。

圖3 有限元模型網(wǎng)格劃分

1.3邊界條件

在與地基接觸的吸附塔裙座底部施加完全固支約束，限制塔體部分各個(gè)方向的移動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)。有限元模型的邊界條件和加載情況如圖4所示。

筆者將介質(zhì)的質(zhì)量視為靜載荷，不考慮液體流動(dòng)對(duì)吸附塔的影響。吸附塔擴(kuò)能后，在操作工況下，塔內(nèi)分配箱、柵板和支撐圈的負(fù)載合計(jì)523.000t，液體介質(zhì)質(zhì)量247.515t，其中底層格柵與底封頭之間液體介質(zhì)質(zhì)量24.270t；每層床層之間存在32kPa的壓差。為了使載荷邊界條件與實(shí)際工況相接近，將底層格柵與底封頭之間的液體質(zhì)量載荷按照靜水壓力加載方式施加在底封頭內(nèi)表面上；將其余負(fù)載均勻分布給各層格柵的等效環(huán)板上表面，等效環(huán)板面積為27.4mm2。因此包括床層壓差在內(nèi)，每層等效環(huán)板上表面施加豎直向下的均布?jí)毫?.053MPa；塔體自重通過(guò)給定單元材料密度和重力加速度來(lái)施加，重力加速度g=10m/s2。

圖4 邊界條件和加載情況

2 總體分析

筆者采用最大剪應(yīng)力理論作為失效判據(jù)，圖5給出了吸附塔在擴(kuò)能后操作工況下的主要結(jié)構(gòu)Tresca應(yīng)力分布。從圖中可以看出，在底封頭與中心管裙座基礎(chǔ)板相連的支撐處存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，應(yīng)力最大位置為底封頭外表面支撐處的兩側(cè)，最大應(yīng)力值為253.6MPa，接近封頭材料16MnR在200℃時(shí)的屈服強(qiáng)度，成為塔體結(jié)構(gòu)的薄弱區(qū)域。底封頭上人孔開(kāi)口區(qū)域應(yīng)力也比較大，筒體和中心管的應(yīng)力分布較為均勻。

圖5 整體結(jié)構(gòu)Tresca應(yīng)力分布云圖

為了解塔底封頭局部區(qū)域的應(yīng)力分布情況，以底封頭出口管為起點(diǎn)，封頭與吸附塔裙座焊縫處為終點(diǎn)，在封頭內(nèi)、外壁面沿徑向分別取路徑做詳細(xì)考察，如圖5所示，其中A1在外壁面且過(guò)最大應(yīng)力位置，A2在內(nèi)壁面。圖6為底封頭沿路徑A1、A2的應(yīng)力變化情況，從路徑A1可以看出，底封頭外表面應(yīng)力從出口管開(kāi)始，沿徑向先降低后急劇增大再突然降低，共經(jīng)歷3次起伏后緩慢降低趨于平穩(wěn)。在底封頭出口的邊緣、底封頭與中心管裙座連接的支撐處均有明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，且出現(xiàn)了兩個(gè)應(yīng)力峰值，這與底封頭支撐處幾何結(jié)構(gòu)不連續(xù)相吻合。路徑A2的變化趨勢(shì)與A1相似，在內(nèi)壁支撐處應(yīng)力峰值比外壁小，遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域應(yīng)力強(qiáng)度值逐漸減小。

圖6 沿路徑A1、A2的Tresca應(yīng)力分布

圖7為底封頭外表面垂直位移沿路徑A1的變化情況，可以看出位移方向整體向下，最大值為8.996mm，出現(xiàn)位置與圖6路徑A1上的應(yīng)力最大值位置相同，即中心管裙座基礎(chǔ)板內(nèi)側(cè)邊在底封頭外壁的投影處，隨后垂直位移逐漸遞減并趨于平緩。

圖7 沿路徑A1的垂直位移分布

3 補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與應(yīng)力評(píng)定

3.1補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)

為了避免底封頭局部應(yīng)力過(guò)大造成該區(qū)域發(fā)生強(qiáng)度失效[8]，需要對(duì)底封頭進(jìn)行改造設(shè)計(jì)?？紤]到工程施工的難度和經(jīng)濟(jì)成本，無(wú)法采用整體更換更大厚度封頭的方法降低其應(yīng)力水平[9]。根據(jù)上文分析結(jié)果，已知底封頭應(yīng)力最大值出現(xiàn)在與中心管裙座連接處支撐區(qū)域的外壁，因此擬確定在底封頭支撐區(qū)外壁增設(shè)環(huán)形補(bǔ)強(qiáng)板，降低該區(qū)域應(yīng)力水平，提高封頭承載能力。

根據(jù)圖6考慮到底封頭上接管的妨礙，初步擬定補(bǔ)強(qiáng)板幾何尺寸Ri=400mm，Ro=1600mm，在補(bǔ)強(qiáng)板與底封頭人孔對(duì)應(yīng)位置割出半徑R=348mm的圓弧缺口，補(bǔ)強(qiáng)板形狀和配置尺寸如圖8所示。

圖8 補(bǔ)強(qiáng)板形狀和配置尺寸

為了解補(bǔ)強(qiáng)板厚度對(duì)應(yīng)力分布的影響，分別取補(bǔ)強(qiáng)板厚度為32、34、36mm，對(duì)補(bǔ)強(qiáng)后的吸附塔進(jìn)行有限元應(yīng)力分析。模型中，補(bǔ)強(qiáng)板角焊縫焊腳高度與補(bǔ)強(qiáng)板厚度一致，載荷、邊界條件與上文相同，補(bǔ)強(qiáng)板材料選用Q345R，材料性能見(jiàn)表1；根據(jù)焊縫強(qiáng)度與強(qiáng)度較低的母材相匹配的原則，設(shè)定焊接材料與補(bǔ)強(qiáng)板的材料相同。

另外，為使模型與實(shí)際情況更接近，模型中考慮了補(bǔ)強(qiáng)板與底封頭間貼合時(shí)產(chǎn)生的接觸問(wèn)題，從而更準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)補(bǔ)強(qiáng)板的應(yīng)力場(chǎng)[10]。

3.2分析討論

計(jì)算結(jié)果表明，增設(shè)不同厚度的補(bǔ)強(qiáng)板后，吸附塔整體結(jié)構(gòu)中應(yīng)力最大位置轉(zhuǎn)移到底部封頭內(nèi)表面人孔處，且最大應(yīng)力值隨補(bǔ)強(qiáng)板厚度的增加而減小。補(bǔ)強(qiáng)板厚度δ=32mm時(shí)，σmax=202.1MPa；δ=34mm時(shí)，σmax=199.8MPa；δ=36mm時(shí)，σmax=197.7MPa。為詳細(xì)了解底封頭補(bǔ)強(qiáng)前后局部區(qū)域的應(yīng)力及其分布的變化情況，同樣對(duì)3種補(bǔ)強(qiáng)厚度下的底封頭區(qū)域取圖5中所示路徑A1、A2進(jìn)行分析，圖9分別給出了補(bǔ)強(qiáng)前和3種補(bǔ)強(qiáng)厚度時(shí)底封頭沿路徑A1、A2的應(yīng)力和垂直位移分布曲線。

a. 沿路徑A1的Tresca應(yīng)力分布

b. 沿路徑A2的Tresca應(yīng)力分布

c. 沿路徑A1的垂直位移分布

由圖9a、b可以看出，增設(shè)補(bǔ)強(qiáng)板后，沿著路徑A1、A2的應(yīng)力較未增設(shè)補(bǔ)強(qiáng)板時(shí)明顯降低，尤其在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域內(nèi)，應(yīng)力強(qiáng)度水平減小幅度最為顯著。沿路徑A1的應(yīng)力變化趨勢(shì)與未補(bǔ)強(qiáng)時(shí)幾乎一致，在補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域邊緣出現(xiàn)小幅度的應(yīng)力增大現(xiàn)象，這是由于補(bǔ)強(qiáng)板與底封頭間內(nèi)外兩條環(huán)焊縫產(chǎn)生結(jié)構(gòu)不連續(xù)性和材料的不連續(xù)性共同作用引起的。對(duì)比曲線可知增設(shè)32、34、36mm厚度的補(bǔ)強(qiáng)板后，對(duì)應(yīng)路徑A1上的應(yīng)力峰值分別為164.8、161.5、149.8MPa，與補(bǔ)強(qiáng)前相比分別降低了35.01%、36.30%、40.90%；路徑A2上應(yīng)力峰值分別為114.1、110.2、102.9MPa，分別降低了37.1%、39.3%、43.3%。補(bǔ)強(qiáng)板厚度越大，最大應(yīng)力值越低，但在橢圓封頭向直邊的過(guò)渡區(qū)域應(yīng)力值較補(bǔ)強(qiáng)前有所增大，這是因?yàn)榈追忸^增設(shè)補(bǔ)強(qiáng)板后使得補(bǔ)強(qiáng)區(qū)域垂直方向變形量減小，而過(guò)渡區(qū)域垂直方向變形增大，導(dǎo)致過(guò)渡區(qū)域相對(duì)受拉伸引起的。

圖9c表明：補(bǔ)強(qiáng)前后以及不同補(bǔ)強(qiáng)厚度時(shí)，底封頭垂直位移都呈現(xiàn)沿徑向先向下增大后遞減并逐漸趨緩，但補(bǔ)強(qiáng)后的位移變化梯度較補(bǔ)強(qiáng)前小，且補(bǔ)強(qiáng)板厚度越大，位移變化趨勢(shì)越平緩；補(bǔ)強(qiáng)板厚度越大，最大位移越小，補(bǔ)強(qiáng)板厚度分別為32、34、36mm時(shí)底封頭最大垂直位移分別為7.024、7.116、7.201mm，比補(bǔ)強(qiáng)前分別減少了21.9%、20.9%、19.9%。

3.3應(yīng)力評(píng)定

根據(jù)文獻(xiàn)[6]對(duì)不同補(bǔ)強(qiáng)方案的封頭與補(bǔ)強(qiáng)板最大應(yīng)力部位進(jìn)行應(yīng)力線性化分析(選取路徑原則為最大應(yīng)力位置沿厚度方向)，依據(jù)Tresca屈服失效判據(jù)理論進(jìn)行校核，總體一次薄膜應(yīng)力強(qiáng)度極限為Sm，一次薄膜應(yīng)力強(qiáng)度極限為1.5Sm，一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度極限為1.5Sm，一次薄膜應(yīng)力強(qiáng)度加二次應(yīng)力強(qiáng)度極限為3Sm，Sm為不同材料在操作溫度下許用應(yīng)力，詳見(jiàn)表1，線性化應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定結(jié)果見(jiàn)表2，其中方案一、方案二、方案三分別表示補(bǔ)強(qiáng)厚度為32、34、36mm，結(jié)果表明結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足要求。

表2 線性化結(jié)果

4 結(jié)論

4.1二甲苯吸附塔在擴(kuò)能改造后，連接中心管裙座的底封頭支撐區(qū)域存在過(guò)大的應(yīng)力，為二甲苯吸附塔薄弱位置，易產(chǎn)生局部失效。另外擴(kuò)能后操作工況下底封頭支撐區(qū)在載荷作用下產(chǎn)生的垂直位移變大，中心管會(huì)隨著底封頭的垂直位移產(chǎn)生相應(yīng)的位移，從而影響格柵的水平度。

4.2根據(jù)底封頭的結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力分布特點(diǎn)，采用增設(shè)補(bǔ)強(qiáng)板的方法來(lái)改進(jìn)原塔結(jié)構(gòu)應(yīng)力和位移過(guò)大的部分，并根據(jù)JB 4732-1995(2005)《鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》對(duì)改進(jìn)后的補(bǔ)強(qiáng)板及塔體應(yīng)力最大部位進(jìn)行線性化分析，結(jié)果表明改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度滿足安全要求，且具有較高安全裕量。

4.3補(bǔ)強(qiáng)板厚度越大，吸附塔底封頭應(yīng)力水平越低，底封頭支撐處垂直位移越小，對(duì)塔內(nèi)格柵水平度的影響越小，結(jié)構(gòu)越安全。

[1] 李亞平.對(duì)二甲苯吸附分離裝置的安全生產(chǎn)[J].化學(xué)工程與裝備，2013，(6)：205～207.

[2] 伍川，王凈依，陸俊躍，等.對(duì)二甲苯分離提純進(jìn)展[J].南京工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2002，24(3)：106～110.

[3] 季偉明.吸附塔內(nèi)件制造及安裝[J].石油化工設(shè)備技術(shù)，2013，34(4)：8～10.

[4] 余萌韡.芳烴裝置吸附塔與旋轉(zhuǎn)閥的布置及配管[J].化工設(shè)備與管道，2010，47(3)：42～46.

[5] 趙毓璋，景振華.吸附分離對(duì)二甲苯技術(shù)進(jìn)展[J].煉油技術(shù)與工程，2003，33(5)：1～4.

[6] JB 4732-1995，鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)[S].北京：中國(guó)機(jī)械工業(yè)出版社，1995.

[7] 周志祥，凌祥.吸附塔外支撐圈與三角形支撐筋板安全評(píng)定[J].化工設(shè)備與管道，2011，48(3)：1～3.

[8] 黃克敏，張俊，桂亮，等.帶偏置大接管封頭的三維有限元分析與強(qiáng)度評(píng)定[J].壓力容器，2003，20(1)：24～27.

[9] 殷昌創(chuàng)，王軼，張錦.吸附塔底封頭結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬及優(yōu)化設(shè)計(jì)[J].石油化工設(shè)備，2014，43(2)：31～34.

[10] 吳本華，桑芝富.接管縱向彎矩作用下補(bǔ)強(qiáng)圈與殼體的接觸行為[J].壓力容器，2004，21(6)：14～17.

ReinforcementDesignandStressAnalysisforBottomHeadofXyleneAdsorptionTowerBasedonFEM

GAO Jie, GENG Lu-yang, GONG Jian-ming

(CollegeofMechanicalandPowerEngineering,NanjingUniversityofTechnology,Nanjing211800,China)

Making use of ABAQUS software to establish a 3D finite element model for the xylene adsorption tower was implemented and the whole stress distribution of the capacity-expanded tower was analyzed under operating conditions to show that the higher stress existed in a local area of bottom head can incur strength failure. Reinforcing the supporting area’s outside wall with reinforcement pads of different thickness between the bottom head and center pipe was carried out and compared through FEM analysis. Results show that reinforcement pads can improve stress distribution on the tower bottom head significantly and the qualified stress strength assessed provides the basis for the adsorption tower reformation.

xylem adsorption tower, capacity-expansion reform, finite element method, reinforcement design, stress analysis

TQ053.5

A

0254-6094(2016)01-0067-06

*郜 杰，男，1989年10月生，碩士研究生。江蘇省南京市，211800。

2015-03-03，

2016-01-11)