張益銘

中國(guó)石油集團(tuán)石油管工程技術(shù)研究院，陜西西安 710077

在天然氣的開(kāi)采過(guò)程中，氣藏壓力使地層水滲入，而一般采用的排水采氣工藝也會(huì)產(chǎn)生氣田水。為防止形成水合物堵塞氣井，通常需要注入大量的甲醇來(lái)抑制天然氣水合物的形成。甲醇注入分為井口注醇和站內(nèi)注醇兩種工藝，甲醇在注入管道后在集氣站伴隨天然氣脫水，從而產(chǎn)生氣田含甲醇污水[1]。為了保護(hù)環(huán)境、降低開(kāi)采成本、提高經(jīng)濟(jì)效益，必須回收并循環(huán)利用含醇污水中的甲醇。目前，各大油氣田一般采用基于化學(xué)預(yù)處理——常壓精餾工藝的甲醇回收系統(tǒng)[2]。在鄂爾多斯盆地，2010年以前就已建成11處天然氣污水處理場(chǎng)，共有15套含醇污水處理裝置，總處理污水能力約50萬(wàn)m3/a，其中實(shí)際處理污水約30萬(wàn)m3/a，回收甲醇約8.0萬(wàn)t/a[3]。

含醇污水的水質(zhì)特點(diǎn)是礦物質(zhì)、懸浮物、油分和機(jī)械雜質(zhì)含量較高，pH值較低[2]。主要是由于在天然氣開(kāi)采過(guò)程中定期注入成分復(fù)雜的緩蝕劑和甲醇，污水吸收了天然氣中的H2S和CO2等使之成為易結(jié)垢、腐蝕性強(qiáng)的復(fù)雜污水體系[4-6]。因此，在回收甲醇的同時(shí)，含醇污水也會(huì)對(duì)精餾塔等設(shè)備產(chǎn)生很強(qiáng)的腐蝕[7]。隨著壁厚腐蝕，設(shè)備不可避免地會(huì)發(fā)生相應(yīng)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、應(yīng)力改變。Adib-Ramezani[8]研究了腐蝕缺陷形式對(duì)管道承受的極限壓力及應(yīng)力集中的影響，認(rèn)為應(yīng)力一般集中在鈍化缺口，而軸向缺陷和徑向缺陷將導(dǎo)致高度的應(yīng)力集中，且隨著缺陷深度的增加，管道的剩余強(qiáng)度將加速減小?？紤]到管道實(shí)際工作環(huán)境中的載荷、彎矩及腐蝕缺陷情況的影響，可依據(jù)API 579或有限元等方法進(jìn)行分析[9]。為了評(píng)價(jià)精餾塔在使用過(guò)程中的應(yīng)力狀況，本文采用有限元法[10]對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬計(jì)算，得出各部分的應(yīng)力數(shù)值；同時(shí)綜合考慮塔身材料及腐蝕速率等情況，探討精餾塔的服役現(xiàn)狀及剩余壽命。

1 精餾塔的有限元模型

1.1 模型結(jié)構(gòu)

由于某典型精餾塔（見(jiàn)圖1）本身構(gòu)造較為復(fù)雜，將塔身依不同壁厚分為三段，采用Pro/E軟件分別建立三維計(jì)算模型，模型中省略了對(duì)整體強(qiáng)度影響較小的保溫層和人孔等部件，同時(shí)將整體重力通過(guò)換算附加到模型材料的密度值上。通常情況下，建模的形式有全尺寸對(duì)稱模型、1/2模型以及1/4模型等[11]，精餾塔為對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因而建立1/2模型即可，如圖2所示。

圖1 精餾塔

圖2 計(jì)算模型示意

1.2 網(wǎng)格劃分

計(jì)算采用結(jié)構(gòu)分析軟件ANSYS Workbench Environment（AWE） 12.0，采用20節(jié)點(diǎn)的186單元對(duì)有限元實(shí)體模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并采用sweep命令，得到較為理想的六面體網(wǎng)格，如圖3所示。劃分的網(wǎng)格單元總數(shù)為37 596，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為201 332。

圖3 精餾塔網(wǎng)格劃分示意

2 載荷加載及約束條件

塔身材料為Q245R鋼，材料參數(shù)為：彈性模量E=2×105MPa，泊松比μ=0.3，材料密度為ρ=7.85×10-9t/mm3。

考慮精餾塔內(nèi)部介質(zhì)及附屬部件的影響，塔的總質(zhì)量為10.95 t，將總質(zhì)量通過(guò)換算全部附加到塔身上，則整體的密度為ρ1=9.35×10-9t/mm3。

為探討塔的應(yīng)力分布，模型采用精餾塔初始階段的實(shí)測(cè)壁厚，即19、13、11 mm。

2.1 地震載荷的計(jì)算

結(jié)構(gòu)的固有震動(dòng)參數(shù)是承受動(dòng)態(tài)載荷結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中的重要參數(shù)，因此要計(jì)算風(fēng)載荷和地震載荷，首先要計(jì)算精餾塔結(jié)構(gòu)的固有頻率。

精餾塔為變徑的塔式容器，根據(jù)直徑的變化分為三級(jí)，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，采用等直徑、等壁厚塔式容器來(lái)估算其振動(dòng)特性。塔身的厚度取各段塔身厚度在高度方向的加權(quán)平均值，根據(jù)SH/T3001-2005《石油化工設(shè)備抗震鑒定標(biāo)準(zhǔn)》[12]，等直徑、等壁厚的塔式容器，基本自振周期T1（單位：s）：

式中：H為塔式容器的總高，取29 250 mm；m0為塔式容器的操作質(zhì)量，取10 950 kg；Et為容器殼體的彈性模量，取2×105MPa；t為塔式容器殼體的加權(quán)壁厚，取15.44 mm；D1為塔式容器內(nèi)徑，取800 mm。以上數(shù)據(jù)代入公式（1），求得T1為1.17 s。

精餾塔是直立設(shè)備，可以看成是固定在地面上的懸臂梁結(jié)構(gòu)，當(dāng)?shù)卣鸢l(fā)生時(shí)，地面的震動(dòng)可以近似分為水平加速度和豎直加速度，地震的水平加速度給塔身施加水平載荷，使設(shè)備產(chǎn)生很大的附加彎矩，豎直加速度則疊加在原有的重力加速度之上，使設(shè)備產(chǎn)生超重效應(yīng)。根據(jù)SH/T 3001-2005，按照抗震設(shè)防烈度8，取水平地震影響系數(shù)最大值αmax=0.16。

由精餾塔自振周期T1=1.17 s，按照SH/T 3001-2005可以求得水平地震影響系數(shù)為：

式中：T9為特征周期，s，根據(jù)場(chǎng)地類別按照SH/T 3001-2005，取0.4。

豎向地震影響系數(shù)最大值為：

2.2 風(fēng)載荷的計(jì)算

精餾塔在使用過(guò)程中經(jīng)受一定速度的風(fēng)吹繞過(guò)設(shè)備，會(huì)在設(shè)備上形成相應(yīng)的水平作用力，使設(shè)備受到彎矩作用，所以有必要對(duì)精餾塔身的風(fēng)載荷進(jìn)行數(shù)值模擬。

根據(jù)JB/T4710-2005《鋼制塔式容器》[13]順風(fēng)向水平風(fēng)力P1（單位：N）：式中：K1為體型系數(shù)，取0.7；K21為塔式容器各計(jì)算段的風(fēng)振系數(shù)，當(dāng)容器高H≥20 m時(shí)，取2.57；q0為基本風(fēng)壓值，根據(jù)GB 50009-2001《建筑結(jié)構(gòu)載荷規(guī)范》[14]，內(nèi)蒙古鄂爾多斯烏審旗地區(qū)50年一遇的風(fēng)壓值為550 N/m2；f1為風(fēng)壓高度變化系數(shù)，當(dāng)器式容器高度為29.25 m、地面粗糙類別為B類時(shí)，取1.4；l1為計(jì)算段長(zhǎng)度，取塔高29 250 mm；De1為容器各計(jì)算段的有效直徑，其外部保溫層厚100 mm，不考慮塔身外部其他附加物，取有效直徑938 mm。

以上數(shù)據(jù)代入公式（4），解得P1為38 000 N，施加在最不利的方向。

2.3 載荷與約束的施加

根據(jù)精餾塔結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，在結(jié)構(gòu)的對(duì)稱面上施加對(duì)稱約束。塔的內(nèi)表面施加P0=0.15 MPa的設(shè)計(jì)內(nèi)壓；塔身底座施加全約束。

考慮重力、風(fēng)載荷的影響。由于精餾塔結(jié)構(gòu)是對(duì)稱模型只取1/2模型分析即可，施加在模型上的水平力為P1的一半，為19 000 N。施加在最不利的方向，風(fēng)向?yàn)閄負(fù)方向。

考慮重力地震載荷的影響，水平向地震加速度為：

豎直向的地震加速度為：

式中：g為標(biāo)準(zhǔn)重力加速度，9 806.6 mm/s2。

數(shù)值代入式（5）～（6），求得：

a1=588 mm/s2， a2=10 101 mm/s2。

在X正方向，施加加速度a1；在Y負(fù)方向，施加加速度a2。

3 計(jì)算結(jié)果及壽命評(píng)估

3.1 計(jì)算結(jié)果

精餾塔有限元計(jì)算結(jié)果如圖4所示，從圖4（a）可以看到整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力值較大的區(qū)間分布于塔身下部，塔身上部應(yīng)力值較小，一般都低于30 MPa。圖4（b）為應(yīng)力峰值的局部示意，最大應(yīng)力為83.64 MPa。同時(shí)在A區(qū)域應(yīng)力值都較大，可以看到該處應(yīng)力值一般都超過(guò)了60 MPa，局部甚至超過(guò)了70 MPa。這說(shuō)明該區(qū)域存在很大程度的大拉應(yīng)力分布。雖然此處不是塔身的最大應(yīng)力處，但較廣范圍的大應(yīng)力仍然會(huì)影響塔身服役中材料的抗腐蝕和抗疲勞等性能。

圖4 精餾塔應(yīng)力云圖

圖5給出了最大應(yīng)力處沿厚度方向的分布。由圖4、5可以看到外表面附近的應(yīng)力最大，這主要是因?yàn)轱L(fēng)速和水平加速度的共同作用，同時(shí)由于該處塔身直徑變化劇烈，因此該處也容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。塔身相對(duì)較高的，可以將其作類似于懸臂梁結(jié)構(gòu)處理，因此最大應(yīng)力處的外表面承受了較大的張開(kāi)應(yīng)力。服役過(guò)程中也是裂紋最容易產(chǎn)生的區(qū)域。

圖5 應(yīng)力沿厚度方向分布

3.2 壽命評(píng)估

Q245R鋼在130℃時(shí)許用應(yīng)力為130 MPa，以此值為標(biāo)準(zhǔn)，來(lái)評(píng)價(jià)精餾塔的使用壽命。通過(guò)實(shí)地測(cè)量精餾塔各段的厚度，得到年平均腐蝕速率約為0.43 mm。使用Design Explorer優(yōu)化模塊建立what-if關(guān)系來(lái)計(jì)算第n年精餾塔的最大應(yīng)力值σmax，設(shè)定130 MPa為目標(biāo)量來(lái)求得n值。

精餾塔壽命評(píng)價(jià)曲線如圖6所示，其中第15年σmax為129 MPa，第16年為138 MPa，第17年為154 MPa?？梢钥吹降?6年σmax已經(jīng)超過(guò)了Q245R鋼的許用應(yīng)力，同時(shí)從第16年開(kāi)始，最大應(yīng)力值的增長(zhǎng)幅度明顯變大，因此可以認(rèn)為精餾塔使用壽命為15年。

圖6 精餾塔壽命評(píng)價(jià)

4 結(jié)論

本文基于有限元法，分析了精餾塔的塔身應(yīng)力分布，評(píng)估了精餾塔的剩余壽命，得出以下結(jié)論：

（1）精餾塔整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力值較大的區(qū)間分布于塔身下部，最大應(yīng)力處的外表面承受了較大的張開(kāi)應(yīng)力，服役過(guò)程中容易產(chǎn)生裂紋。

（2）通過(guò)計(jì)算得出塔身的使用總壽命為15年，考慮到實(shí)際中已經(jīng)服役了6年，因此預(yù)期塔身的安全使用期限還剩9年。

（3）影響精餾塔使用壽命的主要因素是塔身的腐蝕速度，尤其是在使用后期，這種負(fù)面效應(yīng)更加劇烈。為了延長(zhǎng)精餾塔的使用期限，建議采取一定的措施減緩腐蝕。

[1]GENTHNER B R，DAVIS C L，BRYANT M P.Features of rumen and sewage sludge strains ofeubacterium limosum，a methanol-and H2-C02-utilizing[J].Applied&Environmental Microbiology，1981，42（1）：9-12.

[2]王登海，王遇冬.長(zhǎng)慶氣田含醇污水甲醇回收工藝技術(shù)探討[J].石油與天然氣化工，2001，30（3）：151-153.

[3]呼延念超，李亞萍，張明禮，等．原料及塔底廢水甲醇濃度對(duì)甲醇再生裝置能耗的影響分析[J].石油與天然氣化工，2010，39（4）：365-367.

[4]LIU X，OKAFOR P C，ZHENG Y G.The inhibition of CO2corrosion of N80 mild steel in single liquid phase and liquid particle two-phase flow by aminoethyl imidazoline derivatives[J].Corrosion Science，2009，51：744-751.

[5]CCHOI Y S，NESIC S，LING SHIUN.Effect of H2S on the CO2corrosion of carbon steel in acidic solutions[J].Electrochimica Acta，2011，56：1 752-1 760.

[6]NAZARI M H，ALLAHKARAM S R，KERMANI M B.The effects of temperature and pH on the characteristics of corrosion product in CO2corrosion of grade X70 steel[J].Materials and Design，2010，31：3 559-3 563.

[7]楊志剛，張寧生，吳新民.氧化絮凝／緩蝕阻垢技術(shù)處理氣田含醇污水研究[J].天然氣工業(yè)，2004，24（10）：114-117.

[8]ADIB-RAMEZANI H，JEONG J，PLUVINAGE G.Structural integrity evaluation of X52 gas pipes subjected to external cor rosion defects using the SINTAP procedure[J].International Journal of Pressure Vessels and Piping，2006，83 （ 6 ）：420-432.

[9]駱華鋒，白清東，王莉.基于有限元法在腐蝕管道剩余強(qiáng)度中的應(yīng)用[J].科學(xué)技術(shù)與工程，2008，8（23）：6 335-6 343.

[10]LIN XB，SMITH RA.Finite element modelling of fatigue crack growth of surface cracked plates：Part I：The numerical technique[J].Engineering Frature Mechanics，1999，63（5）：503-522.

[11]魏化中，周小兵，舒安慶，等.含組合腐蝕缺陷壓力管道剩余強(qiáng)度分析[J].化工設(shè)備與管道，2007，44（2）：42-50.

[12]SH/T3001-2005，石油化工設(shè)備抗震鑒定標(biāo)準(zhǔn)[S].

[13]NB/T47041-2014，塔式容器[S].

[14]GB50009-2012，建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[S].