郜 杰 耿魯陽 鞏建鳴

(南京工業(yè)大學機械與動力工程學院)

基于有限元法的二甲苯吸附塔底封頭補強設計及應力分析

郜 杰*耿魯陽 鞏建鳴

(南京工業(yè)大學機械與動力工程學院)

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，分析了擴能改造后吸附塔在操作工況下的整體應力分布，發(fā)現底部封頭局部應力過高，易發(fā)生強度失效。因此，提出在底部封頭與中心管連接的支撐區(qū)域外壁加設環(huán)形補強板進行補強，并通過有限元分析對比了不同厚度補強板的補強效果。結果表明：采用的補強板結構能有效減小底部封頭應力水平，應力分布得到改善，各部分應力強度評定均合格，為二甲苯吸附塔的工程改造提供了依據。

二甲苯吸附塔 擴能改造 有限元法 補強設計 應力分析

對二甲苯(PX)是用途廣泛的重要有機化工原料，主要用于生產精對苯二甲酸(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備，具有體積龐大、單塔切線高及結構復雜等特點[3,4]。某石化企業(yè)為滿足PX市場需求，在降低投入成本的前提下，充分利用原有的吸附塔，采用美國環(huán)球油品公司(uop)開發(fā)的parex專利技術對現有PX裝置進行擴能改造[5]。由于改造后塔內吸附劑質量增加，塔內介質流量增大，穩(wěn)態(tài)運行過程中，吸附塔內負載增大，導致吸附塔承載能力削弱，尤其是底部封頭軸向靜載荷增加，應力水平提高，成為可能導致設備失效破壞的關鍵部位。筆者采用ABAQUS有限元軟件，建立吸附塔實體模型，分析改造后操作工況下吸附塔整體結構的應力分布情況，對可能失效的區(qū)域提出相應的改造方案，根據文獻[6]的要求對危險部位進行應力強度評定。

1 有限元模型

1.1幾何模型

圖1為吸附塔整體結構簡圖，單個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，筒體內徑6m，中間由中心管貫穿全塔并通過中心管裙座與底封頭內表面連接，筒體內壁和中心管外壁分別設有內外環(huán)形支撐圈用以支撐格柵，吸附塔被13層格柵分成12個床層吸附室。操作工況下，塔內介質載荷通過內支撐圈、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，塔體主要結構尺寸參數為：筒體內徑6 000mm、筒體及封頭壁厚34mm、裙座壁厚16mm、中心管內徑850mm、中心管壁厚30mm。該吸附塔工作溫度為200℃左右，模型計算時所用材料在200℃的力學性能參數見表1[7]。

圖1 吸附塔結構簡圖

圖2 吸附塔管口方位圖

部件材料彈性模量EGPa泊松比μ屈服強度RelMPa許用應力SmMPa柵板、支撐圈Q235A1860.294225105筒體、封頭16MnR2010.294255170補強板及其焊縫Q345R1960.294255170

1.2有限元模型與網格劃分

考慮到底封頭人孔和裙座人孔使吸附塔結構幾何形狀為非軸對稱結構，因此采用整體結構作為研究對象建立三維實體模型。筆者重點考察底封頭和中心管裙座結構不連續(xù)部位的應力場分布，為方便建模，對模型作以下簡化：忽略塔內外各支管及角鋼等對筒體結構的影響；將每層柵板等效為一塊整體環(huán)型鋼板；基于等質量原則，簡化中心管分配箱結構。

考慮到模型較大，為提高計算精度，對底封頭、中心管裙座及其連接處作了細化網格處理，減小單元尺寸，使網格盡量密集。在遠離結構不連續(xù)區(qū)域，適當加大網格尺寸以減少計算量。分析采用C3D8R單元(三維八節(jié)點六面體線性減縮積分單元)，其余結構復雜部分采用C3D6單元(三維六節(jié)點四面體線性單元)，整個模型共劃分1 072 680個單元、1 473 347個節(jié)點。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，限制塔體部分各個方向的移動和轉動。有限元模型的邊界條件和加載情況如圖4所示。

筆者將介質的質量視為靜載荷，不考慮液體流動對吸附塔的影響。吸附塔擴能后，在操作工況下，塔內分配箱、柵板和支撐圈的負載合計523.000t，液體介質質量247.515t，其中底層格柵與底封頭之間液體介質質量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際工況相接近，將底層格柵與底封頭之間的液體質量載荷按照靜水壓力加載方式施加在底封頭內表面上；將其余負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，每層等效環(huán)板上表面施加豎直向下的均布壓力0.053MPa；塔體自重通過給定單元材料密度和重力加速度來施加，重力加速度g=10m/s2。

圖4 邊界條件和加載情況

2 總體分析

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

圖5 整體結構Tresca應力分布云圖

為了解塔底封頭局部區(qū)域的應力分布情況，以底封頭出口管為起點，封頭與吸附塔裙座焊縫處為終點，在封頭內、外壁面沿徑向分別取路徑做詳細考察，如圖5所示，其中A1在外壁面且過最大應力位置，A2在內壁面。圖6為底封頭沿路徑A1、A2的應力變化情況，從路徑A1可以看出，底封頭外表面應力從出口管開始，沿徑向先降低后急劇增大再突然降低，共經歷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力集中現象，且出現了兩個應力峰值，這與底封頭支撐處幾何結構不連續(xù)相吻合。路徑A2的變化趨勢與A1相似，在內壁支撐處應力峰值比外壁小，遠離結構不連續(xù)區(qū)域應力強度值逐漸減小。

圖6 沿路徑A1、A2的Tresca應力分布

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，出現位置與圖6路徑A1上的應力最大值位置相同，即中心管裙座基礎板內側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 補強結構設計與應力評定

3.1補強設計

為了避免底封頭局部應力過大造成該區(qū)域發(fā)生強度失效[8]，需要對底封頭進行改造設計?？紤]到工程施工的難度和經濟成本，無法采用整體更換更大厚度封頭的方法降低其應力水平[9]。根據上文分析結果，已知底封頭應力最大值出現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)外壁增設環(huán)形補強板，降低該區(qū)域應力水平，提高封頭承載能力。

根據圖6考慮到底封頭上接管的妨礙，初步擬定補強板幾何尺寸Ri=400mm，Ro=1600mm，在補強板與底封頭人孔對應位置割出半徑R=348mm的圓弧缺口，補強板形狀和配置尺寸如圖8所示。

圖8 補強板形狀和配置尺寸

為了解補強板厚度對應力分布的影響，分別取補強板厚度為32、34、36mm，對補強后的吸附塔進行有限元應力分析。模型中，補強板角焊縫焊腳高度與補強板厚度一致，載荷、邊界條件與上文相同，補強板材料選用Q345R，材料性能見表1；根據焊縫強度與強度較低的母材相匹配的原則，設定焊接材料與補強板的材料相同。

另外，為使模型與實際情況更接近，模型中考慮了補強板與底封頭間貼合時產生的接觸問題，從而更準確地預測補強板的應力場[10]。

3.2分析討論

計算結果表明，增設不同厚度的補強板后，吸附塔整體結構中應力最大位置轉移到底部封頭內表面人孔處，且最大應力值隨補強板厚度的增加而減小。補強板厚度δ=32mm時，σmax=202.1MPa；δ=34mm時，σmax=199.8MPa；δ=36mm時，σmax=197.7MPa。為詳細了解底封頭補強前后局部區(qū)域的應力及其分布的變化情況，同樣對3種補強厚度下的底封頭區(qū)域取圖5中所示路徑A1、A2進行分析，圖9分別給出了補強前和3種補強厚度時底封頭沿路徑A1、A2的應力和垂直位移分布曲線。

a. 沿路徑A1的Tresca應力分布

b. 沿路徑A2的Tresca應力分布

c. 沿路徑A1的垂直位移分布

由圖9a、b可以看出，增設補強板后，沿著路徑A1、A2的應力較未增設補強板時明顯降低，尤其在補強區(qū)域內，應力強度水平減小幅度最為顯著。沿路徑A1的應力變化趨勢與未補強時幾乎一致，在補強區(qū)域邊緣出現小幅度的應力增大現象，這是由于補強板與底封頭間內外兩條環(huán)焊縫產生結構不連續(xù)性和材料的不連續(xù)性共同作用引起的。對比曲線可知增設32、34、36mm厚度的補強板后，對應路徑A1上的應力峰值分別為164.8、161.5、149.8MPa，與補強前相比分別降低了35.01%、36.30%、40.90%；路徑A2上應力峰值分別為114.1、110.2、102.9MPa，分別降低了37.1%、39.3%、43.3%。補強板厚度越大，最大應力值越低，但在橢圓封頭向直邊的過渡區(qū)域應力值較補強前有所增大，這是因為底封頭增設補強板后使得補強區(qū)域垂直方向變形量減小，而過渡區(qū)域垂直方向變形增大，導致過渡區(qū)域相對受拉伸引起的。

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

3.3應力評定

根據文獻[6]對不同補強方案的封頭與補強板最大應力部位進行應力線性化分析(選取路徑原則為最大應力位置沿厚度方向)，依據Tresca屈服失效判據理論進行校核，總體一次薄膜應力強度極限為Sm，一次薄膜應力強度極限為1.5Sm，一次薄膜加一次彎曲應力強度極限為1.5Sm，一次薄膜應力強度加二次應力強度極限為3Sm，Sm為不同材料在操作溫度下許用應力，詳見表1，線性化應力強度評定結果見表2，其中方案一、方案二、方案三分別表示補強厚度為32、34、36mm，結果表明結構強度滿足要求。

表2 線性化結果

4 結論

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

4.2根據底封頭的結構變形和應力分布特點，采用增設補強板的方法來改進原塔結構應力和位移過大的部分，并根據JB 4732-1995(2005)《鋼制壓力容器分析設計標準》對改進后的補強板及塔體應力最大部位進行線性化分析，結果表明改進后的結構強度滿足安全要求，且具有較高安全裕量。

4.3補強板厚度越大，吸附塔底封頭應力水平越低，底封頭支撐處垂直位移越小，對塔內格柵水平度的影響越小，結構越安全。

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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)