王莎莎 曹 婷 華陸工程科技有限責(zé)任公司 西安 710065

在化工領(lǐng)域，耳座支撐式立式設(shè)備因其適應(yīng)性強、制造相對簡單等特點在工業(yè)生產(chǎn)中被廣泛應(yīng)用。此類設(shè)備通常通過支耳安裝在結(jié)構(gòu)的樓面或框架上，若設(shè)備承受的外載荷較大，選用耳式支座時殼體的局部應(yīng)力就會超過標(biāo)準給出的許用載荷，從而導(dǎo)致設(shè)計不合理或不經(jīng)濟。在考慮上述工況或設(shè)備操作承受負壓作用的前提下，一般需選用剛性環(huán)支座。隨著石油化工、煤化工裝置的大型化，剛性環(huán)支座的使用越來越廣泛[1]。但在工程實踐中，高溫載荷作用下的剛性環(huán)支座本體產(chǎn)生裂紋，導(dǎo)致設(shè)備失效的事故多次發(fā)生。文獻[2,3]中將剛性環(huán)支座標(biāo)準的適用范圍限定在-20℃～200℃，并未涉及對設(shè)計溫度＞200℃時剛性環(huán)支座的受力情況分析以及支座形式的選擇。因此，在較高溫度載荷的作用下，大型立式容器優(yōu)先選用剛性環(huán)支座還是耳式支座，目前并無定論。

本文根據(jù)實際項目中某臺大型立式容器的設(shè)計條件，采用有限元分析方法，對比在不同設(shè)計溫度的情況下，設(shè)備支撐方式采用剛性環(huán)支座與耳式支座時，考慮溫度載荷引起的溫差應(yīng)力時的應(yīng)力強度，并得出相應(yīng)的結(jié)論。

1 剛性環(huán)支座與耳式支座的選用條件

熱應(yīng)力是指，在溫度改變時，構(gòu)件內(nèi)部存在溫度梯度，且物體的熱膨脹受到約束，使其不能完全自由膨脹收縮而產(chǎn)生的應(yīng)力。在化工生產(chǎn)中，大量設(shè)備在高溫高壓工況下運行，若設(shè)備中的某一部件沒有保溫而裸露在環(huán)境溫度中時，常常會出現(xiàn)由于內(nèi)外溫差較大而引起的熱應(yīng)力過大，從而造成設(shè)備損壞或設(shè)備使用壽命縮短，形成安全隱患，更甚者釀成不可估量的損失。

在不考慮熱應(yīng)力的前提下，支耳的主要破壞形式是筒體局部應(yīng)力過大而造成的局部失穩(wěn)。在設(shè)計中，為了達到穩(wěn)定性的要求，通常會采取增加支耳數(shù)量或增大殼體壁厚的方式。但當(dāng)壁厚增大時，會使設(shè)備重量增加，成本增加；當(dāng)支耳數(shù)量增加時，可能造成殼體周圍空間不足，結(jié)構(gòu)梁支撐較難布置且各個支耳底面水平度難以統(tǒng)一的問題。按照經(jīng)濟合理、結(jié)構(gòu)緊湊的設(shè)計原則，此時可選用剛性環(huán)支座代替耳式支座。

剛性環(huán)支座要求的殼體壁厚相對較薄，適用于大中型薄壁容器的安裝。從結(jié)構(gòu)角度上看，剛性環(huán)支座帶有上下兩個剛性環(huán)，增大了抵抗連接處局部應(yīng)力的能力，對于薄壁容器，其穩(wěn)定性大于耳式支座；從經(jīng)濟角度上看，選用耳式支座所增加的筒體材料費用遠大于剛性環(huán)支座的制造費用；從安裝性能上看，剛性環(huán)支座可以確保底板的平整性，其安裝精度優(yōu)于耳式支座[4-6]。

對于高溫下的大型立式容器，即使設(shè)備設(shè)有保溫，由于部分結(jié)構(gòu)裸露在環(huán)境中且支座底板與結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)相連接，支座內(nèi)部也存在較大的溫度梯度，此時，將產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力。

下面以某立式設(shè)備為例，在分別考慮相同保溫厚度和不同保溫厚度的情況下，對剛性環(huán)支座和耳式支座兩種不同的支撐方式進行分析和比較，從而對兩種支座的優(yōu)缺點和適用情況進行探討。

2 分析計算

2.1 設(shè)備介紹

某工程項目的立式設(shè)備，直徑為2100mm，高度為23.5m，設(shè)備最大質(zhì)量為210t。設(shè)備結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1，支座位置和設(shè)備結(jié)構(gòu)見圖1 及圖2。該容器采用剛性環(huán)支座，設(shè)有8 個支耳懸掛固定在基礎(chǔ)上。

圖1 設(shè)備剛性環(huán)支座俯視

圖2 設(shè)備外形結(jié)構(gòu)圖

表1 設(shè)備結(jié)構(gòu)參數(shù)

本設(shè)備選用非標(biāo)準剛性環(huán)支座，上下各設(shè)有一塊剛性環(huán)板加強支座的剛度。剛性環(huán)支座結(jié)構(gòu)見圖3，具體參數(shù)見表2。作為對比，該設(shè)備使用耳式支座時的支座結(jié)構(gòu)見圖4，具體參數(shù)見表3。

表3 耳式支座結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖3 剛性環(huán)支座結(jié)構(gòu)

圖4 耳式支座結(jié)構(gòu)

表2 剛性環(huán)支座結(jié)構(gòu)參數(shù)

2.2 有限元模型

2.2.1 分析方法介紹

本文運用ANSYS 軟件對剛性環(huán)支座進行有限元建模和應(yīng)力分析，以確定在相應(yīng)載荷作用下各部件的受力狀況。有限元分析的基本思想是，將復(fù)雜的幾何受力模型劃分為形狀簡單的單元，構(gòu)建單元的結(jié)構(gòu)方程，通過單元與單元之間的節(jié)點連接關(guān)系，得到結(jié)構(gòu)整體剛度方程，根據(jù)位移約束和受力狀態(tài)，處理邊界條件，進行求解。

本文采用順序耦合法，即以特定的順序求解單個物理場的模型。在建立模型、劃分網(wǎng)格后，先進行熱分析，隨后轉(zhuǎn)換單元類型進行結(jié)構(gòu)分析，將熱分析的結(jié)果作為溫度載荷施加到結(jié)構(gòu)分析中，完成熱力耦合計算。

2.2.2 模型簡化與網(wǎng)格劃分

為方便計算，對設(shè)備結(jié)構(gòu)進行簡化，并根據(jù)設(shè)備結(jié)構(gòu)及載荷特性，建立1/8 模型，將立式容器帶剛性環(huán)支座模型簡化見圖5，立式容器帶耳式支座模型簡化見圖7。

圖5 立式容器帶剛性環(huán)支座幾何模型

圖7 立式容器帶耳式支座幾何模型

由于本臺設(shè)備涉及傳熱分析，為保證精度，殼體和耳座均以實體單元建模，傳熱分析采用實體熱單元SOLID70 劃分網(wǎng)格，結(jié)構(gòu)分析采用SOLID185單元劃分網(wǎng)格。SOLID70 單元有8 個節(jié)點，且每個節(jié)點上只有一個溫度自由度，具有三個方向的熱傳導(dǎo)能力，可以用于三維靜態(tài)或瞬態(tài)的熱分析，從而實現(xiàn)勻速熱流的傳遞。SOLID185 單元有8 個節(jié)點，且每個節(jié)點有三個沿著XYZ 平移的自由度，單元具有超彈性、應(yīng)力鋼化、蠕變、大變形和大應(yīng)變能力[7-10]。立式容器帶剛性環(huán)支座網(wǎng)格模型見圖6，立式容器帶耳式支座網(wǎng)格模型見圖8。由于墊板四周的焊縫非本文重點考慮區(qū)域，忽略墊板與筒體之間的間隙，在模型中，墊板與筒體緊密貼合。

圖6 立式容器帶剛性環(huán)支座網(wǎng)格模型

圖8 立式容器帶耳式支座網(wǎng)格模型

2.2.3 載荷約束

本文主要討論不同設(shè)計溫度及結(jié)構(gòu)形式下的設(shè)備的熱應(yīng)力問題，因此，只考慮重力、設(shè)備內(nèi)壓及溫度載荷，而忽略地震載荷、風(fēng)載荷及偏心載荷的影響。傳熱分析：在殼體內(nèi)表面施加介質(zhì)溫度與殼體介質(zhì)的對流換熱系數(shù)之和，在保溫外表面與結(jié)構(gòu)裸露在環(huán)境中的表面施加環(huán)境溫度與空氣的對流換熱系數(shù)之和，得到溫度分布場；結(jié)構(gòu)分析：在耳座底板下表面受基礎(chǔ)支撐的區(qū)域施加軸向約束，并在對稱面施加對稱約束。

2.3 結(jié)果與分析

2.3.1 相同保溫厚度下支座的溫度分布

當(dāng)環(huán)境溫度為20℃，設(shè)計溫度分別為20℃、100℃、200℃、295℃時，在考慮相同保溫厚度100mm 的條件下，剛性環(huán)支座的溫度分布見圖9～12，耳式支座的溫度分布見圖13～16。

圖9 設(shè)計溫度20℃剛性環(huán)支座溫度分布

圖10 設(shè)計溫度100℃剛性環(huán)支座溫度分布

圖11 設(shè)計溫度200℃剛性環(huán)支座溫度分布

圖13 設(shè)計溫度20℃耳式支座溫度分布

圖14 設(shè)計溫度100℃耳式支座溫度分布

圖15 設(shè)計溫度200℃耳式支座溫度分布

總體而言，熱量沿徑向向外擴散。在該方向上，由于鋼材的導(dǎo)熱系數(shù)遠高于保溫層，因此筒體和墊板上的溫度梯度很??；在保溫層區(qū)域上下環(huán)板（蓋板和底板）的溫度也與墊板接近，溫度梯度較??；保溫層外部，耳座溫度迅速降低，溫度梯度明顯。隨著設(shè)計溫度的升高，各區(qū)域的溫度梯度也等比例提高。

2.3.2 相同保溫厚度下溫度對剛性環(huán)支座的應(yīng)力分布影響

當(dāng)環(huán)境溫度為20℃，設(shè)計溫度分別為20℃、100℃、200℃、295℃時，在考慮相同保溫厚度100mm 的條件下，剛性環(huán)支座的應(yīng)力分布云圖見圖17～20，通過定義路徑的方式讀取應(yīng)力值，剛性環(huán)支座的下環(huán)板與支座底板連接處夾角附近的應(yīng)力值見表4。

圖17 設(shè)計溫度20℃剛性環(huán)支座應(yīng)力分布

圖18 設(shè)計溫度100℃剛性環(huán)支座應(yīng)力分布

圖19 設(shè)計溫度200℃剛性環(huán)支座應(yīng)力分布

圖20 設(shè)計溫度295℃剛性環(huán)支座應(yīng)力分布

表4 剛性環(huán)支座的下環(huán)板與支座底板連接處夾角附近的應(yīng)力值

由圖可知，當(dāng)設(shè)計溫度為20℃時，無熱應(yīng)力產(chǎn)生，剛性環(huán)支座整體應(yīng)力值較低，小于筒體處應(yīng)力值。

隨著設(shè)計溫度的升高，耳座內(nèi)部出現(xiàn)溫差，從而產(chǎn)生熱應(yīng)力。最大應(yīng)力出現(xiàn)在筋板外側(cè)的下環(huán)板外沿。隨著設(shè)計溫度的不斷升高，該處應(yīng)力逐漸增大，直至發(fā)生開裂。

2.3.3 相同保溫厚度下溫度對耳式支座的應(yīng)力分布影響

當(dāng)環(huán)境溫度為20℃，設(shè)計溫度分別為20℃、100℃、200℃、295℃時，在考慮相同保溫厚度100mm 的條件下，耳式支座的應(yīng)力分布云圖見圖21～24，通過定義路徑的方式讀取應(yīng)力值，耳式支座底板、筋板與筒體連接處附近的應(yīng)力值見表5。

表5 耳式支座的應(yīng)力最大值

圖21 設(shè)計溫度20℃耳式支座應(yīng)力分布

圖22 設(shè)計溫度100℃耳式支座應(yīng)力分布

圖23 設(shè)計溫度200℃耳式支座應(yīng)力分布

圖24 設(shè)計溫度295℃耳式支座應(yīng)力分布

由圖可知，當(dāng)設(shè)計溫度為20℃時，無熱應(yīng)力產(chǎn)生，最大應(yīng)力出現(xiàn)在耳座底板、筋板與墊板連接處附近。

隨著設(shè)計溫度的升高，耳座內(nèi)部出現(xiàn)溫差，從而產(chǎn)生熱應(yīng)力。最大應(yīng)力位置未發(fā)生變化。

2.3.4 不同保溫厚度下溫度對支座的應(yīng)力分布影響

當(dāng)環(huán)境溫度為20℃，設(shè)計溫度為295℃，保溫厚度分別為50mm、200mm 時，耳式支座的溫度分布云圖見圖25～26 所示，剛性環(huán)支座的溫度分布云圖見圖27～28 所示；保溫厚度為100mm 時，剛性環(huán)支座的溫度分布云圖見圖12，耳式支座的溫度分布云圖見圖16。

圖12 設(shè)計溫度295℃剛性環(huán)支座溫度分布

圖16 設(shè)計溫度295℃耳式支座溫度分布

圖25 保溫厚度50mm 耳式支座溫度分布

圖26 保溫厚度200mm 耳式支座溫度分布

圖27 保溫厚度50mm 剛性環(huán)支座溫度分布

圖28 保溫厚度200mm 剛性環(huán)支座溫度分布

在溫度分布的基礎(chǔ)上，分別完成耳式支座的應(yīng)力分布計算和剛性環(huán)支座的應(yīng)力分布計算，通過定義路徑的方式讀取應(yīng)力值，剛性環(huán)支座的下環(huán)板與支座底板連接處夾角附近的應(yīng)力值見表6，耳式支座底板、筋板與筒體連接處附近的應(yīng)力值見表7。

表6 剛性環(huán)支座的下環(huán)板與支座底板連接處夾角附近的應(yīng)力值

表7 耳式支座的應(yīng)力最大值

2.3.5 熱應(yīng)力對不同結(jié)構(gòu)支座的影響

將設(shè)計溫度分別為20 ℃、100 ℃、200 ℃、295℃時，在考慮相同保溫厚度100mm 的條件下，剛性環(huán)支座與耳式支座的最大應(yīng)力值見圖29。

圖29 剛性環(huán)支座與非剛性環(huán)支座的的最大應(yīng)力值

當(dāng)設(shè)計溫度為295℃時，剛性環(huán)支座的徑向位移見圖30，耳式支座的徑向位移見圖31。

圖30 設(shè)計溫度295℃剛性環(huán)支座徑向位移

圖31 設(shè)計溫度295℃耳式支座徑向位移

當(dāng)設(shè)計溫度為20℃時，即無熱應(yīng)力時，剛性環(huán)支座的應(yīng)力整體小于耳式支座。因此，在設(shè)計溫度與環(huán)境溫度相近時，大型立式薄壁容器可使用剛性環(huán)支座代替耳式支座，以達到節(jié)約材料、節(jié)省成本的目的。

隨著設(shè)計溫度的升高，支座溫差逐漸增大，剛性環(huán)支座與耳式支座的應(yīng)力均隨之提升，且剛性環(huán)支座應(yīng)力提升速度遠高于耳式支座。即熱應(yīng)力對剛性環(huán)支座影響更大。

在高溫工況下，剛性環(huán)支座的熱應(yīng)力主要表現(xiàn)為下環(huán)板外沿的環(huán)向拉應(yīng)力。這是由于在重力作用下，剛性環(huán)支座的下環(huán)板受環(huán)向拉應(yīng)力作用，上環(huán)板受環(huán)向壓應(yīng)力作用。設(shè)備內(nèi)部溫度高于環(huán)境溫度時，耳座上下環(huán)板將沿徑向產(chǎn)生溫度梯度。環(huán)板內(nèi)側(cè)溫度高于外側(cè)，內(nèi)側(cè)的膨脹受到外側(cè)限制，因此，上下環(huán)板將產(chǎn)生內(nèi)側(cè)受壓、外側(cè)受拉的環(huán)向熱應(yīng)力。對于上環(huán)板的外沿，重力和溫度載荷產(chǎn)生的應(yīng)力能相互抵消；而對于下環(huán)板的外沿，重力和溫度載荷產(chǎn)生的應(yīng)力相互疊加。

對于耳式支座，在重力和溫度載荷單獨作用下，底板與蓋板的受力與剛性環(huán)支座相同。但耳式支座的底板和蓋板是斷開的，環(huán)向膨脹受到的限制小，因此，底板環(huán)向應(yīng)力增加并不明顯。耳式支座的底板、筋板與墊板連接處同時存在結(jié)構(gòu)不連續(xù)和較大溫度梯度而產(chǎn)生最大應(yīng)力。

耳式支座的熱應(yīng)力受保溫厚度影響較大，在不同保溫厚度下，隨著保溫厚度的增加，熱應(yīng)力逐漸減小；剛性環(huán)支座的熱應(yīng)力受保溫厚度影響不大。

設(shè)備的徑向膨脹量由設(shè)備尺寸、設(shè)計溫度和材料線膨脹系數(shù)決定，與支座形式無關(guān)。對于該設(shè)備，設(shè)計溫度為295℃時，最大徑向位移為4.5mm。建議設(shè)備地腳螺栓孔采用長圓孔，防止設(shè)備的徑向膨脹受到地腳螺栓的限制從而導(dǎo)致設(shè)備熱應(yīng)力的升高。

3 結(jié)語

本文通對某一典型立式設(shè)備的剛性環(huán)支座和耳式支座的結(jié)構(gòu)進行有限元分析，得到不同設(shè)計溫度下的溫度分布、應(yīng)力分布以及徑向位移，比較了不同工況下兩種支座的應(yīng)力變化趨勢。通過計算和分析，得出以下結(jié)論：

（1）對于耳式支座，應(yīng)力最大值位置出現(xiàn)在筋板、下底板與墊板相連接位置附近；對于剛性環(huán)支座，應(yīng)力最大值位置出現(xiàn)在底板、筋板與墊板的連接處。在設(shè)備運行過程中，這些位置易產(chǎn)生裂紋，影響設(shè)備的使用壽命。

（2）對于承受內(nèi)壓的大型立式薄壁容器，當(dāng)環(huán)境溫度與設(shè)計溫度相差不大時，可優(yōu)先選擇剛性環(huán)支座進行支撐。

（3）當(dāng)立式設(shè)備設(shè)計溫度較高時，選取支撐方式時應(yīng)充分考慮溫差引起的熱應(yīng)力，設(shè)計中應(yīng)盡量避免使用剛性環(huán)支座。

（4）當(dāng)考慮經(jīng)濟成本及場地限制等條件后，仍需選用剛性環(huán)支座，應(yīng)對連接處的熱應(yīng)力進行計算分析，確保設(shè)計的準確合理。

（5）耳式支座的熱應(yīng)力受保溫厚度影響較大，剛性環(huán)支座的熱應(yīng)力受保溫厚度影響不大。

（6）當(dāng)立式設(shè)備設(shè)計溫度較高時，支座螺栓孔建議選取徑向長圓孔。