吳澤寧 劉長海 李 蕊 張瑩光

(1.東北石油大學(xué)機械科學(xué)與工程學(xué)院；2.中國石油大慶石化公司熱電廠)

在役立式液氨儲罐腐蝕剩余強度的安全評定①

吳澤寧1劉長海1李 蕊2張瑩光1

(1.東北石油大學(xué)機械科學(xué)與工程學(xué)院；2.中國石油大慶石化公司熱電廠)

對在役立式液氨儲罐腐蝕減薄后的強度進行了安全評定。通過對在役立式液氨儲罐實際腐蝕情況的監(jiān)測和測量的數(shù)據(jù)進行分析，得出儲罐上封頭和筒體的腐蝕速率為0.10mm/a，下封頭的腐蝕速率為0.14mm/a。運用ANSYS Workbench建立有限元分析模型，對液氨儲罐腐蝕前后進行了應(yīng)力數(shù)值模擬對比，給出了立式液氨儲罐不同時限腐蝕后的應(yīng)力狀態(tài)、最大應(yīng)力值位置和危險截面，并依據(jù)JB 4732-1995(2005)對危險截面進行等效線性化分析和準(zhǔn)確的應(yīng)力分類，最后依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)進行強度評定。結(jié)果表明：在設(shè)計使用壽命年限內(nèi)，即使腐蝕情況嚴(yán)重超出預(yù)期，液氨儲罐的整體強度仍滿足使用要求，用常規(guī)設(shè)計確定的儲罐壁厚偏于保守。

立式液氨儲罐 腐蝕 強度 安全評定 ANSYS Workbench

隨著使用年限的增加，在役立式液氨儲罐由于內(nèi)部介質(zhì)的腐蝕和外界環(huán)境的影響結(jié)構(gòu)會發(fā)生變化，如壁厚減薄、內(nèi)壁面出現(xiàn)腐蝕缺陷等[1～3]，這將削弱儲罐的強度，嚴(yán)重時甚至?xí)θ嗣竦纳敭a(chǎn)安全和環(huán)境構(gòu)成嚴(yán)重威脅。為了確保儲罐在生產(chǎn)中的安全，企業(yè)會定期對儲罐進行檢修，如宏觀檢查、無損檢測及理化檢驗等。對已發(fā)生腐蝕的儲罐，剩余強度能否滿足儲罐設(shè)計壽命的要求，是企業(yè)技術(shù)人員關(guān)注的主要問題[4,5]?；诖?，筆者對某石化公司在役立式液氨儲罐的實際腐蝕情況進行監(jiān)測，并對測量數(shù)據(jù)進行分析。

1 立式液氨儲罐分析模型

1.1 儲罐結(jié)構(gòu)參數(shù)

某石化公司的在役立式液氨儲罐結(jié)構(gòu)如圖1所示，設(shè)計參數(shù)如下：

設(shè)計溫度t-35℃

設(shè)計壓力pc2.16MPa

設(shè)計體積V4.5m3

公稱直徑D1 500mm

筒體長度L2 000mm

設(shè)計厚度δ14mm

工作壓力pw1.93MPa

工作溫度T-35～50℃

圖1 液氨儲罐整體結(jié)構(gòu)

儲罐封頭選用標(biāo)準(zhǔn)橢圓形封頭，支座為4個支撐式支座，該液氨儲罐的殼體與支撐式支座墊板采用16MnDR鋼材，支撐式支座和其他采用Q235B鋼材，該儲罐設(shè)計使用年限為30年。16MnDR力學(xué)性能參數(shù)如下：

屈服強度σs315MPa

抗拉強度σb490MPa

泊松比μ0.3

伸長率A21%

設(shè)計溫度下設(shè)計應(yīng)力強度Sm188MPa

設(shè)計溫度下彈性模量Et201GPa

1.2 儲罐的腐蝕狀況

儲罐于2012年7月首次投產(chǎn)，2015年8月開罐檢修時發(fā)現(xiàn)容器內(nèi)壁整體發(fā)生腐蝕，儲罐下封頭的腐蝕比筒體嚴(yán)重。按設(shè)計條件要求，罐體腐蝕裕量取3mm，檢修時厚度測量點與投產(chǎn)時測厚位置相同，如圖2所示。封頭和筒體的初始測厚數(shù)據(jù)和本次檢修測厚數(shù)據(jù)分別見表1、2。數(shù)據(jù)表明儲罐腐蝕程度嚴(yán)重。對比兩次測厚，發(fā)現(xiàn)儲罐下封頭減薄量較大，年均腐蝕速率較大。

圖2 液氨儲罐壁厚測點位置

表1 封頭測點厚度數(shù)據(jù)

表2 筒體測點厚度數(shù)據(jù)

1.3 液氨儲罐的有限元分析模型

已知在役立式液氨儲罐的殼體與4個支撐式支座組成對稱結(jié)構(gòu)，載荷分布也為軸對稱分布，因此，基于ANSYS Workbench軟件進行液氨儲罐建模時，可暫不考慮儲罐上的接管等附屬結(jié)構(gòu)，根據(jù)儲罐結(jié)構(gòu)和載荷的對稱特性，取包含一個完整支座在內(nèi)儲罐的1/4模型為研究對象，單元類型是進行網(wǎng)格劃分時所使用的單元形式，采用SOLID186三維結(jié)構(gòu)實體單元對液氨儲罐進行模擬分析[6,7]，網(wǎng)格劃分后的液氨儲罐有限元模型如圖3所示。邊界條件主要由3部分組成：支座底面施加固定約束，儲罐對稱邊界施加對稱約束。設(shè)計條件下儲罐內(nèi)表面施加內(nèi)壓2.16MPa，工作狀態(tài)下儲罐內(nèi)表面施加內(nèi)壓1.93MPa[6～8]。

圖3 液氨儲罐有限元模型

2 儲罐的應(yīng)力分析與安全評定

通常，無水液氨對鋼只會產(chǎn)生輕微的腐蝕，如果液氨在充裝、排料和檢修的過程中混入空氣，空氣中的二氧化碳、氧氣、氮氣與液氨和罐壁材料發(fā)生系列反應(yīng)，形成應(yīng)力腐蝕環(huán)境，尤其是產(chǎn)生的碳基甲酸氨會加速罐體腐蝕[8]。由表1、2可知，儲罐上封頭、下封頭、筒體3年腐蝕減薄量的范圍分別為0.28～0.31mm、0.41～0.43mm、0.28～0.33mm?；诖?，可得儲罐上封頭和筒體的年均腐蝕速率為0.10mm/a，下封頭腐蝕速率較大，為0.14mm/a，儲罐的腐蝕裕量為3mm，設(shè)計壽命為30年，可見下封頭的腐蝕已經(jīng)超出設(shè)計預(yù)期。因此，根據(jù)實際腐蝕情況，利用ANSYS Workbench軟件和罐體設(shè)計參數(shù)，進行儲罐在設(shè)計使用年限內(nèi)的應(yīng)力分析和安全評定十分重要。

2.1 儲罐的常規(guī)應(yīng)力分析與強度評定

液氨儲罐在設(shè)計載荷與工作載荷下的應(yīng)力分布如圖4所示。儲罐整體ANSYS Workbench應(yīng)力分析結(jié)果表明，最大的應(yīng)力值出現(xiàn)在支撐式支座腹板與墊板的連接處，在設(shè)計載荷下為354.41MPa，工作載荷下為316.68MPa。同時，在下封頭與筒體連接的區(qū)域上，出現(xiàn)應(yīng)力較大值點，即橢圓形封頭頂為中心的一定范圍以外和封頭與圓筒連接的區(qū)域為應(yīng)力集中區(qū)，具體位置如圖5所示。此處應(yīng)力雖然已經(jīng)超過材料的許用應(yīng)力，但并不一定表示結(jié)構(gòu)強度不夠，因為在這種結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域，具體情況應(yīng)根據(jù)分析設(shè)計的要求對計算結(jié)果做進一步的分析與評定。

圖4 液氨儲罐整體應(yīng)力分布

圖5 在役立式液氨儲罐最大應(yīng)力點與較大應(yīng)力點位置

JB 4732-1995(2005)從工程應(yīng)用實際出發(fā)，把壓力容器各處的應(yīng)力分為一次總體薄膜應(yīng)力Pm、一次局部薄膜應(yīng)力PL、一次彎曲應(yīng)力Pb、二次應(yīng)力Q和峰值應(yīng)力F五大類。利用有限元計算來獲得評定結(jié)果時，要求對可能危險位置進行線性化處理，并進行應(yīng)力分類評定[9]。應(yīng)力線性化路徑選取應(yīng)盡可能垂直于最大應(yīng)力輪廓線，如果實施比較困難，至少也應(yīng)垂直于橫截面(壁厚)的中面?？紤]液氨儲罐的整體結(jié)構(gòu)不連續(xù)，分別在應(yīng)力最大值點和封頭與筒體的連接處選取兩條路徑，進行分析評定。選取的路徑如圖6所示。

圖6 路徑A1-A2與路徑B1-B2

ANSYS Workbench等效線性化處理結(jié)果僅區(qū)分出了薄膜應(yīng)力、彎曲應(yīng)力、薄膜加彎曲應(yīng)力及峰值應(yīng)力等的具體數(shù)值，并未給出具體類別，在強度評定時，還要考慮具體路徑上的結(jié)構(gòu)特點和載荷性質(zhì)進而確定應(yīng)該歸為哪一項應(yīng)力。由圖6可知，兩條路徑均位于結(jié)構(gòu)不連續(xù)處，路徑A1-A2屬于支承結(jié)構(gòu)與封頭連接處，該處的薄膜應(yīng)力為PL，彎曲應(yīng)力為Pb。路徑B1-B2屬于封頭與筒體連接處，該處的薄膜應(yīng)力為PL，彎曲應(yīng)力為Q。圖7給出了應(yīng)力線性化曲線圖，其中薄膜應(yīng)力不隨位移的改變而改變，所以表現(xiàn)為直線，彎曲應(yīng)力呈對稱分布，路徑A1-A2的薄膜加彎曲應(yīng)力的曲線表現(xiàn)為在支座墊板厚度部分隨位移的增大而減小，在殼體厚度部分隨位移的增大而增大。路徑B1-B2的薄膜加彎曲應(yīng)力的曲線隨位移的增大而減小，在靠近外壁面的部分區(qū)域呈現(xiàn)出上升的趨勢。線性化處理后可知：路徑A1-A2的一次薄膜應(yīng)力PL=118.06MPa，一次彎曲應(yīng)力最大值為127.47MPa，一次薄膜加彎曲應(yīng)力為185.68MPa，3種線性化應(yīng)力的限制值均為1.5Sm=282MPa，路徑A1-A2的應(yīng)力評定結(jié)果為合格；路徑B1-B2的一次薄膜應(yīng)力PL=131.03MPa，二次應(yīng)力Q=109.87MPa，一次加二次應(yīng)力為186.00MPa，其中一次應(yīng)力的限制值為1.5Sm=282MPa，一次加二次應(yīng)力的限制值為3Sm=564MPa，路徑B1-B2的應(yīng)力評定結(jié)果為合格。

圖7 應(yīng)力線性化曲線

應(yīng)力評定結(jié)果表明該在役立式液氨儲罐未發(fā)生腐蝕時，沿路徑B1-B2的應(yīng)力值比沿路徑A1-A2的應(yīng)力值大，即液氨儲罐下封頭應(yīng)力集中處相較于支座上應(yīng)力最大值處更為危險[10,11]。

2.2 儲罐腐蝕后的應(yīng)力分析與評定

在役立式液氨儲罐腐蝕后，其罐體壁厚隨運行時間減薄，強度也將隨壁厚的減薄而逐漸削弱?？紤]腐蝕后儲罐的整體結(jié)構(gòu)基本保持不變，假定儲罐在相同腐蝕環(huán)境和類型(均勻腐蝕)下，計算儲罐服役5、10、15、20、25、30年時的壁厚，依次得到6種儲罐有限元分析模型，并進行ANSYS Workbench應(yīng)力分析，同樣對危險位置線性化處理并進行應(yīng)力評定。

ANSYS Workbench應(yīng)力分析結(jié)果可知，腐蝕后液氨儲罐的整體應(yīng)力最大值所在的位置同未腐蝕的液氨儲罐相同，均出現(xiàn)在支撐式支座腹板和墊板的連接處附近。模型選取的A評定路徑和B評定路徑與儲罐常規(guī)應(yīng)力分析相同。由分析可知，路徑A1-A2只需校核設(shè)計載荷下的PL和PL+Pb，B1-B2需校核設(shè)計載荷下的PL與工作載荷下的PL+Q。線性化結(jié)果與應(yīng)力評定見表3、4。

表3 路徑A1-A2應(yīng)力線性化與評定結(jié)果

表4 路徑B1-B2應(yīng)力線性化與評定結(jié)果

表3、4對不同服役年限的在役立式液氨儲罐進行強度評定。經(jīng)核算，在服役時間內(nèi)A評定路徑的一次局部薄膜應(yīng)力均小于其限制值282MPa，一次局部薄膜應(yīng)力加一次彎曲應(yīng)力也均小于其限制值282MPa，滿足強度要求；同樣，B評定路徑的一次局部薄膜應(yīng)力均小于其限制值282MPa，滿足強度要求。但B評定路徑位于下封頭與筒體的連接處，存在較大的彎曲應(yīng)力，需校核其工作載荷下的一次加二次應(yīng)力，由表4可知， B路徑處工作載荷下的一次加二次應(yīng)力均小于其自限值564MPa。

3 結(jié)論

3.1 當(dāng)在役的液氨儲罐腐蝕程度超出了設(shè)計預(yù)期時，需要對液氨儲罐進行腐蝕分析并進行安全評定，以確定其是否能滿足設(shè)計使用要求。運用ANSYS Workbench對未腐蝕和腐蝕后的液氨儲罐進行了有限元分析，得出了液氨儲罐在受到均勻腐蝕后的應(yīng)力分布。根據(jù)分析可知，液氨儲罐在受到腐蝕介質(zhì)的均勻腐蝕時，支座腹板與墊板的連接處應(yīng)力達到最大值，下封頭的應(yīng)力分布最為復(fù)雜，支座墊板以上的封頭出現(xiàn)較大的應(yīng)力值。依據(jù)JB 4732-1995(2005)對儲罐支座和下封頭部分的危險截面進行等效線性化分析，并進行強度校核。分析結(jié)果表明，液氨儲罐設(shè)計使用壽命內(nèi)支座處危險截面應(yīng)力強度小于其限制值，而下封頭危險截面也小于其限制值。因此，在實際腐蝕情況下，液氨儲罐在設(shè)計使用年限內(nèi)也能滿足強度要求。

[1] 李俊斌，李彬喜.在役液氨儲罐應(yīng)力場有限元分析與安全評定[J].石油和化工設(shè)備，2006，9(5)：13～16.

[2] 羅敏，吳玲，劉巨保，等.在役液氨儲罐的剩余強度評定[J].化工機械，2007，34(6)：326～328.

[3] 武銅柱.大型立式油罐發(fā)展綜述[J].石油化工設(shè)備技術(shù)，2004，25(3)：56～59.

[4] Чжанхай Лю,Яньми Сун.Анализ Напряжений Укрепляющих Частей Штуцера Гидрирования[J].Строительство Нефтяных И Газовых Скважин На Суше И На Море，2013，(11)：28～31.

[5] 鄭津洋，董其伍，桑芝富，等.過程設(shè)備設(shè)計[M].北京：化學(xué)工業(yè)出版社，2010：100～106.

[6] 張洪信，趙清海.ANSYS有限元分析完全自學(xué)手冊[M].北京：機械工業(yè)出版社，2008：23～46.

[7] 邢靜忠，王永崗.有限元基礎(chǔ)與ANSYS入門[M].北京：機械工業(yè)出版社，2004：145～158.

[8] 王海全.液氨儲罐筒體腐蝕原因分析及防范措施[J].化學(xué)工程與裝備，2014，(1)：118～123.

[9] JB 4732-1995(2005)，鋼制壓力容器——分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)[S].北京：新華出版社，2005.

[10] 程新宇，馮曉偉，李治貴，等.基于ANSYS/WORKBENCH的壓力容器接管應(yīng)力分析[J].石油和化工設(shè)備，2011，14(2)：5～8.

[11] 余偉煒，高炳軍，陳洪軍，等.ANSYS在機械與化工裝備中的應(yīng)用[M].北京：中國水利水電出版社，2007.

SafetyAssessmentonCorrosionResidualStrengthofVerticalLiquidAmmoniaTankinService

WU Ze-ning1,LIU Chang-hai1,LI Rui2,ZHANG Ying-guang1

(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity;2.ThermalPowerPlant,PetroChinaDaqingPetrochemicalCompany)

Safety assessment on the intensity of corroded vertical liquid ammonia vessel in service was implemented.Monitoring its corrosion status and analyzing the measured data show that the corrosion rate of the tank’s upper head and shell is 0.10mm/a with a corrosion rate of 0.14mm/a for the tank’s bottom head.Through making use of ANSYS Workbench to build a finite element analysis model,the numerical analysis and comparison of the stress state of the tank before and after corrosion were implemented to show the stress state,the location of maximum stress and the dangerous section of the tank corroded in different times.Having JB 4732-1995(2005) code based to analyze dangerous sections equivalently and linearly and to evaluate their strength and to classify the stress there shows that,within the design service life,in spite of the corrosion beyond the expectation seriously,the whole strength of the tank still meets the requirement and the tank’s wall thickness conventionally designed by rules is conservative.

vertical liquid storage tank,corrosion,strength,safety assessment,ANSYS Workbench

中國石油科技創(chuàng)新基金項目(2015D-5006-0602)。

吳澤寧(1991-)，碩士研究生，從事化工過程機械的研究。

聯(lián)系人劉長海(1964-)，教授，從事化工裝備的疲勞損傷與可靠性的研究，cawa0099@sina.com。

TQ053.2

A

0254-6094(2017)04-0431-06

2016-10-16，

2017-01-17)

(Continued from Page 406)

simulation to domestically and technically improving burners of the cracking furnace was implemented.The results of three cycles of operation designed show that,the burners run well and the heat load complies with the design index along with a reasonably-distributed furnace heat flux and a NOxemission reduced by 48.8%,in this way,the thermal efficiency is greatly improved and the flue temperature greatly reduced to prolong the running cycle.The whole technology has reached the international advanced level.

Keywordscracking furnace,burner,technical improvement on NOxemission