張偉亞，宋曉良，邱永寧，王成強(qiáng)

(1.中石化安全工程研究院有限公司，山東青島 266104 2.天華化工機(jī)械及自動化研究設(shè)計(jì)院有限公司，甘肅蘭州 730060 3.中國石化石油化工科學(xué)研究院，北京 100083)

0 前言

在催化劑工業(yè)生產(chǎn)中，焙燒過程是重要的環(huán)節(jié)之一，可選擇微波焙燒爐、回轉(zhuǎn)式焙燒爐、立式焙燒爐和輥道窯等焙燒設(shè)備實(shí)現(xiàn)[1]。焙燒爐工作環(huán)境通常在800 ℃左右，對設(shè)備尤其是筒體的長周期運(yùn)行帶來挑戰(zhàn)。于文溪等[2]通過金相分析法對爐體開裂原因進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)由于氧化腐蝕、蠕變導(dǎo)致材料劣化，熱循環(huán)導(dǎo)致的熱疲勞是爐體失效的主要原因。張一凡等[3]發(fā)現(xiàn)斷裂部位多集中在支撐部位，彎曲應(yīng)力和溫差應(yīng)力等因素是導(dǎo)致爐體斷裂的主要因素。周文昌等[4]對運(yùn)行6年發(fā)生爐筒開裂的分子篩焙燒爐進(jìn)行了分析，提出加焊角鋼來提高筒體剛度，降低交變應(yīng)力。閆俊杰[5]針對焙燒爐故障，提出了筒體在線修復(fù)方案。為避免筒體在運(yùn)行過程中發(fā)生故障，焙燒爐在設(shè)計(jì)過程中需充分考慮各因素的影響。本文針對焙燒爐筒體進(jìn)行了有限元分析和強(qiáng)度校核，考慮熱應(yīng)力、運(yùn)行壓力和重力的影響，同時(shí)分析外部對流、保溫層和進(jìn)氣溫度對筒體局部應(yīng)力的影響。

1 焙燒爐筒體有限元分析

1.1 實(shí)體建模及網(wǎng)格劃分

焙燒爐筒體尺寸參數(shù)：加熱段6 000 mm，保溫段2×800 mm，加熱段厚度300 mm，非保溫段2×1 000 mm。筒體內(nèi)徑600 mm，外徑628 mm，壁厚28 mm。

加熱段800 ℃，腔體內(nèi)輻射傳熱，輻射系數(shù)0.4，不考慮氣體對流和物料帶來的熱損失。保溫層為玻璃纖維棉，空氣對流系數(shù)0.005 mW/(mm2·℃)，周圍環(huán)境溫度25 ℃。計(jì)算載荷：熱應(yīng)力+內(nèi)壓(0.6 MPa)+重力。

由于采用順次耦合分析，傳熱分析單元類型為DC3D8，應(yīng)力分析單元類型為C3D8R。全局布種，單元尺寸50 mm，厚度方向單元數(shù)4。單元數(shù)66 156，節(jié)點(diǎn)數(shù)79 681。網(wǎng)格圖形如圖1所示。同時(shí)，建立兩條路徑進(jìn)行結(jié)果分析。

圖1 筒體+保溫層結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分

1.2 材料屬性

材料Incoloy 800 HT[6]，密度8 g/cm3，熱膨脹系數(shù)15.020 9×10-6/℃，熱物性參數(shù)隨溫度變化曲線如圖2所示。

圖2 Incoloy 800HT熱物性參數(shù)

玻璃纖維棉材料性質(zhì)：密度32 kg/m3，熱傳導(dǎo)率0.049 mW/(mm·℃)，比熱6.70 J/(kg·℃)。

2 結(jié)果與討論

2.1 溫度場和應(yīng)力場

如圖3所示，在筒體外部均勻穩(wěn)態(tài)傳熱，筒體內(nèi)部通過輻射向封頭部位傳熱。封頭部位溫度為379 ℃，材料當(dāng)前溫度下許用應(yīng)力106 MPa，遠(yuǎn)大于封頭處的應(yīng)力39.73 MPa，不作為關(guān)注重點(diǎn)。為使得溫度平穩(wěn)過渡，筒體周圍鋪設(shè)保溫層。保溫層遠(yuǎn)離恒溫段方向溫度梯度較大，表面從694 ℃降至44 ℃，同時(shí)在保溫層邊緣處筒體部位應(yīng)力較大，達(dá)到26.16 MPa，大于材料800 ℃下的許用應(yīng)力15 MPa(JB/T 4756—2006 《鎳及鎳合金制壓力容器》)，不滿足常規(guī)壓力容器設(shè)計(jì)要求，需要進(jìn)行分析設(shè)計(jì)。

圖3 筒體溫度場和應(yīng)力場分布

為進(jìn)一步分析沿筒體軸向應(yīng)力分布，建立路徑1，圖4表示路徑1下筒體的溫度和Mises應(yīng)力及各分量應(yīng)力分布。從圖4(a)溫度趨勢中可以看出，保溫層的存在可以在一定程度上降低溫度梯度，同時(shí)保溫層的存在造成保溫層端部出現(xiàn)應(yīng)力波動。在保溫段與加熱段接觸部位，應(yīng)力較大，超過材料許用應(yīng)力。此外，熱應(yīng)力占據(jù)主導(dǎo)地位，由于內(nèi)壓的存在使得最大應(yīng)力略有下降，整體應(yīng)力水平增加，重力的影響可以忽略不計(jì)。從圖4(b)中可以看出，內(nèi)壓對焙燒爐筒體環(huán)向應(yīng)力影響較大，在保溫層兩端筒體軸向應(yīng)力較大，說明在此處由于溫度梯度變化，筒體在徑向方向膨脹量不一致，產(chǎn)生了軸向彎曲傾向。

圖4 路徑1下筒體溫度及各應(yīng)力分量分布

2.2 安全評定

由筒體局部應(yīng)力分析可以發(fā)現(xiàn)，根據(jù)常規(guī)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)GB 150—2011《壓力容器》，筒體強(qiáng)度不滿足使用要求，需要進(jìn)行分析設(shè)計(jì)。根據(jù)JB 4732—1995《鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》，對局部應(yīng)力線性化，應(yīng)力應(yīng)滿足關(guān)系式：

Pm

(1)

Pm+Pb+Q<3Sm

(2)

Pm+Pb+Q+F

(3)

式中：Pm——薄膜應(yīng)力，MPa；

Pb——彎曲應(yīng)力，MPa；

Q——二次應(yīng)力，MPa；

F——峰值應(yīng)力，MPa；

Sm——材料當(dāng)前溫度下許用應(yīng)力，材料800 ℃下許用應(yīng)力為15 MPa；

Sa——當(dāng)前溫度下疲勞許用應(yīng)力幅，MPa。

對于圓筒型容器，在遠(yuǎn)離不連續(xù)部位，由內(nèi)壓產(chǎn)生的應(yīng)力可分為總體薄膜應(yīng)力Pm和沿壁厚的應(yīng)力Q，由軸向溫度梯度產(chǎn)生的應(yīng)力可分為薄膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力。

根據(jù)路徑2進(jìn)行應(yīng)力線性化，得到結(jié)果如表1所示。

表1 路徑2應(yīng)力線性化 MPa

總體薄膜應(yīng)力Pm為7.16 MPa，小于許用應(yīng)力Sm(15 MPa)。一次應(yīng)力與二次應(yīng)力之和Pm+Q(26.87 MPa)小于3倍許用應(yīng)力(45 MPa)。由于標(biāo)準(zhǔn)中峰值應(yīng)力疊加導(dǎo)致的疲勞失效應(yīng)用范圍為機(jī)械疲勞，筒體主要考慮由于啟停造成的熱疲勞，需進(jìn)一步分析。

2.3 蠕變和疲勞壽命計(jì)算

由于筒體長期承受800 ℃高溫環(huán)境，同時(shí)考慮啟停機(jī)帶來的熱疲勞機(jī)制，需要對筒體強(qiáng)度進(jìn)行深入分析。

(4)

式中：B——材料常數(shù)，h-1·MPa-n；

n——材料常數(shù)，無量綱。

Incoloy 800 HT在835 ℃下的參數(shù)[7]分別為B=4.5×10-20(h·MPan)-1，n=9.0，用于本計(jì)算分析。不考慮應(yīng)力松弛，根據(jù)變形準(zhǔn)則，以8 000 h/a計(jì)算，Incoloy 800 HT在不同應(yīng)變下的使用壽命如表2所示。許用蠕變變形量為5%的情況下，筒體的使用壽命為24.22 a，超過筒體設(shè)計(jì)壽命20 a。

表2 Incoloy 800 HT不同應(yīng)變下使用壽命

由于熱應(yīng)力對筒體應(yīng)力貢獻(xiàn)較大，因此只需要考慮熱疲勞帶來的損傷。熱疲勞機(jī)理[8]表明，熱疲勞抗力取決于熱應(yīng)力和熱應(yīng)變的幅值大小，交變熱應(yīng)力幅值超過材料本身屈服強(qiáng)度后，材料變成引起塑性應(yīng)變累積，導(dǎo)致熱疲勞裂紋萌生和擴(kuò)展情況的發(fā)生。由于筒體結(jié)構(gòu)應(yīng)力26.16 MPa，遠(yuǎn)小于材料800 ℃屈服應(yīng)力106 MPa，因此筒體熱疲勞不予考慮。

2.4 參數(shù)影響

筒體在生產(chǎn)應(yīng)用過程中，需要充分考慮筒體換熱對筒體結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響。由于外界環(huán)境溫度一年中變化不大(<50 ℃)，外界溫度的影響忽略不計(jì)，主要考慮與外界對流的相互作用。圖5表示路徑1下對流系數(shù)對溫度和應(yīng)力的影響。

從圖5(a)中可以看出，隨著對流系數(shù)的增加，保溫段的溫度梯度變化越大。在保溫段邊緣(毗鄰對流段)，對流系數(shù)從0.005 mW/(mm2·℃)增加到0.1 mW/(mm2·℃)，溫度從555 ℃降至151 ℃。

同時(shí)，應(yīng)力幅值在保溫段邊緣變化較大，如圖5(b)所示。在保溫段邊緣左側(cè)(950 mm)和右側(cè)(1 200 mm)處均出現(xiàn)應(yīng)力峰。當(dāng)對流系數(shù)增加到0.05 mW/(mm2·℃)時(shí)，保溫段邊緣左側(cè)應(yīng)力峰值115.03 MPa超過當(dāng)前溫度下(161 ℃)許用應(yīng)力113 MPa。因此，焙燒爐周邊環(huán)境應(yīng)避免強(qiáng)制對流的發(fā)生，防止筒體局部應(yīng)力過大導(dǎo)致結(jié)構(gòu)強(qiáng)度失效。

圖5 路徑1下對流系數(shù)對筒體溫度和應(yīng)力的影響

焙燒爐在運(yùn)行過程中，并非封閉腔體，需注入氨氣等高溫氣體，改善催化劑性能，然而氣體與筒體內(nèi)壁發(fā)生熱對流交換，對筒體溫度和應(yīng)力會造成影響。由圖6(a)可以看出，當(dāng)進(jìn)氣溫度從400 ℃增加至800 ℃時(shí)，筒體外表面保溫段和對流段緩慢增加。應(yīng)力波動主要出現(xiàn)在保溫段與加熱段相交部位，在保溫段邊緣左側(cè)(1 650 mm)和右側(cè)(1 850 mm)均出現(xiàn)明顯的應(yīng)力峰，見圖6(b)。在保溫段邊緣右側(cè)，峰值應(yīng)力均超過材料800 ℃許用應(yīng)力(15 MPa)，當(dāng)進(jìn)氣溫度為400 ℃時(shí)，Pm+Q(46.57 MPa)超過3Sm(45 MPa)。因此，應(yīng)嚴(yán)格控制進(jìn)氣溫度，避免進(jìn)氣溫度過低，導(dǎo)致筒體結(jié)構(gòu)過早失效。

圖6 路徑1下進(jìn)氣溫度對筒體溫度和應(yīng)力的影響

保溫層的作用是延緩溫度降低梯度，圖7反映了路徑1下保溫層長度對溫度和應(yīng)力的影響。

由圖7(a)可以看出，隨著保溫層長度的減小，在保溫段對溫度降低的延緩作用越差。當(dāng)保溫層長度為200 mm時(shí)，保溫層對溫度下降的延緩作用可忽略不計(jì)。同樣，隨著保溫層長度的減小，在保溫段與加熱段相交的部位應(yīng)力波動較大，如圖7(b)所示。在保溫段右側(cè)(1 831 mm)，當(dāng)保溫層長度為400 mm時(shí)，當(dāng)前Pm+Q(46.87 MPa)已超過3Sm(45 MPa)。因此，保溫層長度應(yīng)控制在合理的長度，避免筒體結(jié)構(gòu)應(yīng)力過大。

圖7 路徑1下保溫層長度對筒體溫度和應(yīng)力影響

3 結(jié)論

本文針對焙燒爐筒體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元分析，同時(shí)考慮了外部對流、保溫層長度和進(jìn)氣溫度對筒體局部應(yīng)力的影響，結(jié)論如下：

a) 筒體內(nèi)通過輻射向封頭部位傳熱，筒體遠(yuǎn)離恒溫段方向溫度梯度較大，應(yīng)力達(dá)到26.16 MPa，不滿足常規(guī)壓力容器設(shè)計(jì)要求，分析設(shè)計(jì)表明，熱應(yīng)力占據(jù)主導(dǎo)地位，內(nèi)壓使得整體應(yīng)力水平增加，重力的影響可以忽略不計(jì)。應(yīng)力線性化結(jié)果滿足設(shè)計(jì)要求。

b) 根據(jù)變形準(zhǔn)則，許用蠕變變形量為5%的情況下，筒體的使用壽命為24.22 a，超過筒體設(shè)計(jì)壽命(20 a)。筒體結(jié)構(gòu)應(yīng)力26.16 MPa,遠(yuǎn)小于材料800 ℃屈服應(yīng)力106 MPa，筒體熱疲勞不予考慮。

c) 隨著對流系數(shù)的增加，保溫段溫度梯度變化越大，焙燒爐周邊環(huán)境應(yīng)避免強(qiáng)制對流的發(fā)生。隨著進(jìn)氣溫度的增加，筒體外表面溫度緩慢增加，應(yīng)嚴(yán)格控制進(jìn)氣溫度，避免進(jìn)氣溫度低于400 ℃。此外，隨著保溫層長度的減小，在保溫段對溫度降低的延緩作用越差，保溫層長度應(yīng)當(dāng)不小于400 mm。