＊張兵 朱艷 陳文義

（1.天津奧展興達(dá)化工技術(shù)有限公司 天津 300000 2.河北工業(yè)大學(xué) 化工學(xué)院 河北 300401）

石油資源日益減少，甲醇作為新的燃料一直處于供不應(yīng)求的狀態(tài)[1]，目前各個甲醇生產(chǎn)企業(yè)對甲醇擴(kuò)產(chǎn)的需求日漸增加，在擴(kuò)大產(chǎn)能的基礎(chǔ)上降低能耗，已成為大勢所趨[2]。本文以某公司甲醇精餾系統(tǒng)為例，該公司從傳統(tǒng)的雙效精餾改造成三效精餾[3-4]且塔內(nèi)傳質(zhì)元件從浮閥塔板改造為高效立體傳質(zhì)塔板[5]，單噸甲醇蒸汽消耗從1.4t降低到0.75t，且擴(kuò)大了20%的產(chǎn)能，但是改造后的原塔預(yù)焊件由于使用年限較長且從浮閥改造為高效雙層空間傳質(zhì)DVST?塔板，塔內(nèi)傳質(zhì)方式從鼓泡式變?yōu)閲娚涫?，塔?nèi)件受力來源變多，重力、氣液接觸過程振動力都變大，經(jīng)分析原預(yù)焊件變形較大且局部區(qū)域強(qiáng)度不足[6]，因此為了節(jié)約成本在原有預(yù)焊件的基礎(chǔ)上進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)加固來增加原有預(yù)焊件的使用壽命，根據(jù)現(xiàn)場實(shí)際情況，采用有限元計算軟件，對該公司甲醇精餾系統(tǒng)的預(yù)塔、加壓塔及常壓塔內(nèi)預(yù)焊件進(jìn)行強(qiáng)度核算[7]。

1.預(yù)塔降液管及受液盤強(qiáng)度核算

根據(jù)預(yù)塔的運(yùn)行情況得到如下核算條件：

計算條件：預(yù)塔設(shè)計溫度為105℃，受液盤材質(zhì)為Q235A，在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力為112.5MPa，其他材質(zhì)為304，在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力為137MPa，其中塔盤為活連接，降液板與受液盤為焊接結(jié)構(gòu)。

載荷條件：考慮到塔盤在實(shí)際操作中有一定的振動，故根據(jù)動載荷系數(shù)的選取原則，計算載荷中考慮動載系數(shù)2.0。

(1)預(yù)塔原降液板及受液盤強(qiáng)度核算

對預(yù)塔原降液板及受液盤進(jìn)行強(qiáng)度核算，得到應(yīng)力云圖，如圖1a及圖1b所示。

從圖1a得到，預(yù)塔原降液板的最大等效應(yīng)力130.89MPa，小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，變形為32.78mm，變形較大。從圖1b得到，預(yù)塔原受液盤的最大等效應(yīng)力182.2MPa，超出材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力112.5MPa，容易造成材料的破壞，變形為3.19mm，控制在標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的變形的要求5mm。由于在實(shí)際操作過程中，降液板同時起到塔盤支撐梁的作用，由于降液板跨度較大，底部沒有定位元件，降液板變形較大，同時受液盤底部筋板處出現(xiàn)了應(yīng)力集中且超出材料的許用應(yīng)力，液流沖擊引起塔盤板振動，可能會導(dǎo)致降液板及受液盤在變形較大及應(yīng)力集中部位破壞。

圖1 a預(yù)塔原降液板應(yīng)力云圖；b預(yù)塔原受液盤應(yīng)力云圖

(2)預(yù)塔原降液板及受液盤維修措施

根據(jù)預(yù)塔原預(yù)焊件的核算結(jié)果，對預(yù)塔原降液板及受液盤進(jìn)行結(jié)構(gòu)調(diào)整，預(yù)塔原降液板底部需按照標(biāo)準(zhǔn)要求焊接定位元件不少于3個，定位元件一邊與降液板焊接，一邊與下一層受液盤焊接。為了克服應(yīng)力集中，將原受液盤底部筋板延長至受液盤自身梁。對該維修方案進(jìn)行強(qiáng)度核算，得到應(yīng)力云圖，如圖2a及2b所示。

圖2 a預(yù)塔維修后的降液板應(yīng)力云圖；b預(yù)塔維修后的受液盤應(yīng)力云圖

從圖2a得到，維修后降液板的最大等效應(yīng)力87.58MPa，小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，變形為2.16mm，變形合格。從圖2b得到，維修后受液盤的最大等效應(yīng)力65.4MPa，小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力112.5MPa，變形為2.9mm，變形小于標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的梁變形的要求5mm?？梢詽M足許用應(yīng)力及變形的要求。

2.常壓塔降液管及受液盤強(qiáng)度核算

常壓塔計算條件：此塔設(shè)計溫度為140℃，受液盤材質(zhì)為Q235A，在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力為109MPa，其他材質(zhì)為304，載荷條件同預(yù)塔。

對常壓塔原塔內(nèi)的兩側(cè)降液板及中間受液盤進(jìn)行強(qiáng)度核算，得到應(yīng)力云圖，如圖3a及圖3b所示。

圖3 a常壓塔現(xiàn)工況兩側(cè)降液板應(yīng)力云圖；b常壓塔現(xiàn)工況中間受液盤應(yīng)力云圖

從圖3a得到，常壓塔原兩側(cè)降液板的最大等效應(yīng)力344.28MPa已經(jīng)超出了材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，有可能會造成材料的破壞。變形為14mm，變形太大，變形過大也可能會造成材質(zhì)的撕裂現(xiàn)象。從圖3b得到，常壓塔原中間受液盤的最大等效應(yīng)力145.64MPa超出許用應(yīng)力109MPa。變形為33mm，大于梁變形5mm的要求。

根據(jù)常壓塔原預(yù)焊件強(qiáng)度核算結(jié)果，對常壓塔原兩側(cè)降液板及中間受液盤進(jìn)行結(jié)構(gòu)調(diào)整，原降液板底部按照標(biāo)準(zhǔn)要求焊接定位元件不少于3個，定位元件一邊與降液板焊接，一邊與下一層受液盤焊接。將原受液盤自身梁分別補(bǔ)強(qiáng)一根角鋼，角鋼尺寸為150mm×50mm（高×寬），厚度可以為6mm（此材質(zhì)可以為碳鋼），如圖4a及4b所示。

圖4 a常壓塔維修后兩側(cè)降液板應(yīng)力云圖；b常壓塔維修后中間受液盤應(yīng)力云圖

從圖4a得到，常壓塔維修后兩側(cè)降液板的最大等效應(yīng)力89.96MPa，小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，變形為4.0mm，變形合格。從圖4b得到，常壓塔維修后的中間受液盤的最大等效應(yīng)力100.96MPa小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力109MPa，變形為4.2mm，變形小于標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的梁變形的要求5mm。

對常壓塔塔內(nèi)的原中間降液板及兩側(cè)受液盤進(jìn)行強(qiáng)度核算，得到應(yīng)力云圖，如圖5a及圖5b所示。

從圖5a得到，常壓塔原塔內(nèi)中間降液板的最大等效應(yīng)力195.76MPa已經(jīng)超出了材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，有可能會造成材料的破壞。變形為118.1mm，變形太大，變形過大也可能會造成材質(zhì)的撕裂現(xiàn)象。從圖5b得到，常壓塔原塔內(nèi)兩側(cè)受液盤的最大等效應(yīng)力93.6MPa控制在了材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力109MPa，變形為1.8mm。

圖5 a常壓塔現(xiàn)工況中間降液板應(yīng)力云圖；b常壓塔現(xiàn)工況兩側(cè)液盤應(yīng)力云圖

根據(jù)常壓塔原塔內(nèi)預(yù)焊件的強(qiáng)度核算結(jié)果，將原降液板靠近支持板位置分別補(bǔ)強(qiáng)一根角鋼，角鋼尺寸為200mm×50mm（高×寬），厚度可以為4mm（材質(zhì)為不銹鋼），將與原有降液板、支持板進(jìn)行焊接，兩端與塔壁進(jìn)行焊接，且降液板底部按照標(biāo)準(zhǔn)要求焊接定位元件不少于6個，為了克服應(yīng)力集中，將其底部筋板延長至自身梁。對該方案進(jìn)行強(qiáng)度核算，如圖6a及6b所示。

圖6 a常壓塔維修后的中間降液板應(yīng)力云圖；b常壓塔維修后的兩側(cè)受液盤應(yīng)力云圖

從圖6a得到，維修后的中間降液板的最大等效應(yīng)力67.54MPa，小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，變形為3.75mm。從圖6b得到，維修后的兩側(cè)受液盤的最大等效應(yīng)力67.5MPa小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力109MPa，變形為0.5mm，變形小于標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的梁變形要求5mm。

3.加壓塔降液管及受液盤強(qiáng)度核算

加壓塔計算條件：此塔設(shè)計溫度為130℃，受液盤材質(zhì)為Q235A，在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力為110MPa，其他材質(zhì)為304。載荷條件同預(yù)塔。

加壓塔既有單溢流又有雙溢流，因此，按照以上條件對加壓塔原預(yù)焊件分別進(jìn)行核算，得到結(jié)果如表1所示。

表1 加壓塔原預(yù)焊件強(qiáng)度核算

從表1可知，加壓塔單溢流部分的降液板最大等效應(yīng)力177.4MPa大于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，加壓塔降液板的變形均超出了標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的梁變形宜小于5mm的要求，因此根據(jù)核算結(jié)果，對常壓塔原預(yù)焊件進(jìn)行結(jié)構(gòu)調(diào)整，得到如表2所示的維修方案。

表2 加壓塔維修方案

按照該維修方案進(jìn)行有限元分析，得到表3所示的強(qiáng)度核算表。

表3 加壓塔維修后強(qiáng)度核算

從表3可以看出，維修后的降液板及受液盤的最大等效應(yīng)力均小于材料在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力137MPa，變形均小于標(biāo)準(zhǔn)中規(guī)定的梁變形5mm的要求。

4.結(jié)論

本文是在已有工廠設(shè)備的基礎(chǔ)上，對甲醇精餾系統(tǒng)進(jìn)行了節(jié)能改造，將預(yù)塔、加壓塔及常壓塔三塔內(nèi)件從浮閥塔板更換為高效立體傳質(zhì)塔盤后，塔板效率提高，節(jié)能顯著，但是立體傳質(zhì)塔板重量增加，原有的預(yù)焊件不能滿足強(qiáng)度核算要求，因此，采用有限元計算軟件對預(yù)塔、常壓塔及加壓塔的預(yù)焊件進(jìn)行分析，得到如下結(jié)論：

（1）主要的應(yīng)力集中區(qū)域?yàn)槭芤罕P的加強(qiáng)筋部位及降液板支持板附近；（2）主要的變形原因?yàn)榻狄喊彘L且無定位元件；（3）在大于許用應(yīng)力區(qū)域、應(yīng)力集中的區(qū)域增加角鋼補(bǔ)強(qiáng)；（4）在變形大的區(qū)域增加定位元件；（5）采用該維修方案可以延長原預(yù)焊件的使用壽命，維修后完全可以滿足使用需求，保證系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定，為其他甲醇精餾改造項(xiàng)目提供一定的借鑒意義。