制氫轉(zhuǎn)化爐關(guān)鍵連接部位應(yīng)力集中與開(kāi)裂預(yù)防方法研究

丁宇奇 戴希明 劉巨保 魏學(xué)軍 竇世山 馬 卿

(1．東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院； 2．中國(guó)石油工程建設(shè)公司華東設(shè)計(jì)分公司)

制氫轉(zhuǎn)化爐關(guān)鍵連接部位應(yīng)力集中與開(kāi)裂預(yù)防方法研究

丁宇奇1戴希明1劉巨保1魏學(xué)軍2竇世山2馬 卿2

(1．東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院； 2．中國(guó)石油工程建設(shè)公司華東設(shè)計(jì)分公司)

以大型制氫轉(zhuǎn)化爐為研究對(duì)象，采用有限元計(jì)算方法分別對(duì)其入口集氣總管與支管、入口集氣支管與尾管、冷熱壁集氣管連接處的變形和應(yīng)力分布情況進(jìn)行了分析。計(jì)算結(jié)果表明：各管系連接處在高溫下變形不協(xié)調(diào)，是導(dǎo)致應(yīng)力集中和開(kāi)裂的重要原因。分別通過(guò)增設(shè)彈簧吊架和保護(hù)器結(jié)構(gòu)有效降低了連接處的應(yīng)力集中情況，最大應(yīng)力降低率達(dá)到了36%以上。通過(guò)采用出口柔管與全冷壁集氣管結(jié)合的出口集氣管形式，可有效避免裝置運(yùn)行過(guò)程中由于滑動(dòng)支座運(yùn)行不暢引起連接處應(yīng)力集中的問(wèn)題。

制氫轉(zhuǎn)化爐 管系 應(yīng)力集中 開(kāi)裂 有限元

隨著常規(guī)石油資源的日益減少，原油重質(zhì)化和劣質(zhì)化的趨勢(shì)將更加明顯，我國(guó)煉油行業(yè)加工含硫原油和重質(zhì)原油的比例很大，脫硫和加氫工藝的應(yīng)用越來(lái)越廣泛，目前大約70%的氫原料來(lái)自制氫裝置，需要更大型化的制氫裝置與之相適應(yīng)。大型制氫裝置采用的制氫方法均為烴類(lèi)水蒸氣轉(zhuǎn)化法，其中轉(zhuǎn)化爐是制氫裝置的核心設(shè)備之一[1,2]。由于制氫轉(zhuǎn)化爐的工藝條件限制，使得各管系結(jié)構(gòu)長(zhǎng)期承受高溫作用，加之轉(zhuǎn)化爐管系結(jié)構(gòu)復(fù)雜，往往引起管道結(jié)構(gòu)變形不協(xié)調(diào)，導(dǎo)致連接部位產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。各管系結(jié)構(gòu)由于應(yīng)力集中、高溫、腐蝕介質(zhì)而發(fā)生應(yīng)力腐蝕最終引起連接部位發(fā)生開(kāi)裂以致裝置停車(chē)現(xiàn)象時(shí)有發(fā)生[3,4]。吳延輝等通過(guò)對(duì)入口集氣管三通開(kāi)裂處材料成分、晶相檢查及焊縫強(qiáng)度等方面進(jìn)行分析，得出由于三通處應(yīng)力集中現(xiàn)象與外部腐蝕環(huán)境共同作用，導(dǎo)致入口集氣總管與支管連接處開(kāi)裂的結(jié)論[5～7]。王桐海等通過(guò)對(duì)尾管開(kāi)裂區(qū)域金相和掃描電鏡的斷口分析，確定了長(zhǎng)時(shí)間過(guò)熱和機(jī)構(gòu)應(yīng)力過(guò)大是造成開(kāi)裂的主要原因[8～10]。張維順等通過(guò)對(duì)上豬尾管與入口集氣管開(kāi)裂區(qū)域的內(nèi)外壁宏觀形貌、爐管材料劣化金相組織分析對(duì)開(kāi)裂原因進(jìn)行總結(jié)，得出焊縫附近材料有一定程度劣化，內(nèi)壓、殘余應(yīng)力及附加彎矩等載荷共同作用導(dǎo)致開(kāi)裂[11～13]。范海明等結(jié)合焊接工藝、宏觀形貌檢驗(yàn)、合金元素成分分析、金相檢驗(yàn)及數(shù)值模擬等方法，得出局部熱應(yīng)力集中現(xiàn)象與焊接影響因素共同作用引發(fā)出口集氣管開(kāi)裂的結(jié)論[14～16]。

從上述分析可以看出，制氫轉(zhuǎn)化爐各管系結(jié)構(gòu)連接處的應(yīng)力集中現(xiàn)象是引發(fā)開(kāi)裂的重要原因之一。因此，若能從管系結(jié)構(gòu)角度抑制或者降低各連接處的應(yīng)力集中現(xiàn)象，則可有效避免發(fā)生應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂的現(xiàn)象和幾率。為此，筆者以某煉廠10×104Nm3/h制氫轉(zhuǎn)化爐為研究對(duì)象，采用有限元計(jì)算方法，對(duì)熱態(tài)工況下各主要管系連接處的變形和應(yīng)力進(jìn)行分析。找到引起各主要連接部件應(yīng)力集中現(xiàn)象的原因，通過(guò)結(jié)構(gòu)改造，達(dá)到降低應(yīng)力集中與預(yù)防開(kāi)裂的目的。通過(guò)研究，可從結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)角度有效降低各連接處發(fā)生應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂的幾率，對(duì)工程設(shè)計(jì)具有重要的指導(dǎo)意義。

1 制氫轉(zhuǎn)化爐結(jié)構(gòu)變形分析

由于工藝條件要求，制氫轉(zhuǎn)化爐各管系結(jié)構(gòu)承受溫度不同，導(dǎo)致各管系在高溫下產(chǎn)生很大熱變形。本節(jié)主要從結(jié)構(gòu)熱變形角度，找出各管系結(jié)構(gòu)連接處由于變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，可能引起應(yīng)力集中的部位。

1.1 制氫轉(zhuǎn)化爐整體有限元數(shù)值模型的建立

以德希尼布10×104Nm3/h冷熱壁結(jié)合出口集氣管形式的轉(zhuǎn)化爐為研究對(duì)象，考慮到轉(zhuǎn)化爐管系所受載荷中有內(nèi)壓和溫度的共同作用，采用管單元pipe288對(duì)制氫轉(zhuǎn)化爐入口管系直管部分進(jìn)行網(wǎng)格劃分，采用彎管單元pipe289對(duì)局部彎管部分進(jìn)行網(wǎng)格劃分。建立的整體有限元模型如圖1所示(為了顯示清晰，圖中只顯示出了一根轉(zhuǎn)化爐管和尾管)，其中入口集氣支管從入口集氣總管向外延伸方向?yàn)閤正方向；以轉(zhuǎn)油線向入口集氣總管延伸方向?yàn)閥正方向(即入口集氣管垂直方向)；以入口集氣總管沿與轉(zhuǎn)油線接點(diǎn)向近轉(zhuǎn)油線端點(diǎn)處延伸方向?yàn)閦正方向。

圖1 制氫轉(zhuǎn)化爐管系整體有限元計(jì)算模型

1.2 邊界條件和載荷

1.2.1 邊界條件

轉(zhuǎn)油線入口部分固定，從入口算起第4個(gè)彎管處有一固定支座限制轉(zhuǎn)油線向下位移，在立管上距入口集氣管總管10m處有水平方向限位，限位間隙為36mm。入口集氣總管有兩個(gè)水平方向限位裝置，限位間隙為36mm。入口集氣支管末端有滑動(dòng)支座限制其向下位移，并保證支管沿著滑動(dòng)支座與豎直呈41.3°滑動(dòng)，同時(shí)有水平方向10.5mm的間隙。出口集氣總管和支管為滑動(dòng)支座，只允許管道沿著軸向方向滑動(dòng)。

1.2.2 載荷

各管道內(nèi)壓為3MPa，轉(zhuǎn)油線、入口集氣總管和上尾管操作溫度為630℃，轉(zhuǎn)化爐管操作溫度為920℃，熱壁集氣管為900℃、冷壁出口集氣管為250℃。入口集氣支管有15個(gè)恒力彈簧吊架，恒力彈簧吊架安裝位置和安裝載荷見(jiàn)表1；上尾管橫梁吊架兩端恒力彈簧安裝載荷分別為3.12kN。轉(zhuǎn)化爐管為變力彈簧吊架結(jié)構(gòu)，每根轉(zhuǎn)化爐管彈簧吊架安裝載荷為7.4kN。各部件計(jì)算自身重力為9.8N/kg。

表1 入口集氣管支管恒力彈簧吊架載荷

1.3 整體變形計(jì)算結(jié)果分析

該制氫轉(zhuǎn)化爐管系結(jié)構(gòu)按照功能可分為3個(gè)區(qū)域：入口管系(轉(zhuǎn)油線、入口集氣總管、入口集氣支管和尾管)、轉(zhuǎn)化管系(爐管)和出口管系(熱壁集氣管、冷壁集氣支管、冷壁集氣總管)。從現(xiàn)場(chǎng)管系結(jié)構(gòu)常見(jiàn)開(kāi)裂區(qū)域看，主要在入口管系和出口管系區(qū)域的關(guān)鍵連接部位：入口集氣總管與支管連接處、入口集氣支管與尾管連接處、冷熱壁集氣管連接處發(fā)生開(kāi)裂，如圖2所示。而對(duì)于轉(zhuǎn)化管系(爐管)區(qū)域，由于此部分主要為爐管的軸向膨脹變形，因此并不會(huì)發(fā)生開(kāi)裂現(xiàn)象。筆者主要對(duì)這3個(gè)連接處工作狀態(tài)下的變形情況進(jìn)行分析。

圖2 轉(zhuǎn)化爐管系常見(jiàn)應(yīng)力集中(開(kāi)裂)區(qū)域

1.3.1 入口集氣總管與支管連接處變形分析

按圖1將入口集氣支管分為1～5號(hào)支管，由于支管x方向變形為管道軸向伸縮方向的膨脹變形，并不會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。為此，只需要對(duì)其y、x方向的變形進(jìn)行分析。經(jīng)計(jì)算，入口集氣總管與支管連接處y、z方向的變形如圖3所示。入口集氣各支管y、z方向的位移見(jiàn)表2。

圖3 入口集氣總管與支管連接處變形圖

表2 各入口集氣支管位移對(duì)比(原結(jié)構(gòu)) mm

從圖3和表2中的數(shù)據(jù)可以看出，每根入口支管兩端在y方向上膨脹量差異較大，最多有43.5mm的高度差，說(shuō)明總管與支管在y方向上不是水平狀態(tài)；隨著支管遠(yuǎn)離總管方向，支管與總管在垂直方向上的位移差值呈先增大后略有減小的分布狀態(tài)。對(duì)比1～5號(hào)支管，1號(hào)支管y方向高度差最大為43.5mm，5號(hào)支管最小為11.7mm，說(shuō)明5根支管相互之間也存在變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象。同時(shí)，由于支管末端滑動(dòng)支座水平方向限位影響，使得支管末端水平方向最大變形只能為限位間隙10.5mm，而支管首端則可隨總管軸線方向膨脹；最終導(dǎo)致每根支管首末兩端在z方向存在變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，最大水平位移差值達(dá)到了58.7mm。上述結(jié)果表明由于總管與支管y、z方向的變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，將導(dǎo)致入口集氣總管與支管連接處承受彎扭組合狀態(tài)，此位置產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。

1.3.2 入口集氣支管與尾管連接處變形分析

尾管上端與入口集氣支管相連，在垂直方向(y方向)隨支管一起運(yùn)動(dòng)；而在水平(x、z方向)由于尾管自身結(jié)構(gòu)原因，將可能導(dǎo)致在這兩個(gè)方向上與支管變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象。經(jīng)計(jì)算，入口集氣支管與尾管連接處x、z方向變形如圖4所示。選取5組支管中與尾管連接處最大x和z方向變形見(jiàn)表3。

從圖4和表3可以看出，入口集氣支管與尾管連接處x方向最大差值僅為4mm。說(shuō)明尾管在x方向膨脹變形主要跟隨支管一起變化，當(dāng)支管受熱沿著軸向膨脹時(shí)，伴隨著尾管同時(shí)移動(dòng)；而由于尾管自身結(jié)構(gòu)原因，導(dǎo)致它在水平z方向產(chǎn)生較大的膨脹變形，支管結(jié)構(gòu)在水平z方向的變形則主要為跟隨主管的移動(dòng)。因此，入口集氣支管與尾管連接處z方向位移平均差值達(dá)到了40mm以上，使得連接處承受彎矩作用，導(dǎo)致應(yīng)力集中現(xiàn)象的發(fā)生。

圖4 入口集氣支管與尾管連接處變形圖

1.3.3 冷熱壁集氣管連接處變形分析

冷熱壁集氣管開(kāi)裂位置發(fā)生在冷熱壁連接處小頭位置。但從圖5連接處x和z方向的變形可以看出，冷熱壁集氣管連接處在兩個(gè)方向的變形基本一致，最大位移差值僅為0.1mm，說(shuō)明在裝置正常運(yùn)行過(guò)程中，此連接處不存在變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象。

2 制氫轉(zhuǎn)化爐各管系連接處局部應(yīng)力分析

在對(duì)制氫轉(zhuǎn)化爐結(jié)構(gòu)變形分析過(guò)程中，主要采用管道單元進(jìn)行計(jì)算，管道單元在計(jì)算過(guò)程中可準(zhǔn)確描述結(jié)構(gòu)位移和截面形式無(wú)變化處的應(yīng)力分布情況。但由于各管系連接處截面相貫，采用管道單元只能對(duì)其連接處的位移情況進(jìn)行描述，對(duì)其應(yīng)力分布情況并不能進(jìn)行準(zhǔn)確描述。為此需要采用局部子模型計(jì)算方法來(lái)進(jìn)一步分析各連接處的應(yīng)力分布情況。

表3 入口集氣支管與尾管連接處各方向最大位移(原結(jié)構(gòu)) mm

圖5 冷熱壁集氣管連接處變形圖

采用實(shí)體單元分別對(duì)入口集氣總管與支管連接處、入口集氣支管與尾管連接處、冷熱壁集氣管連接處進(jìn)行模擬，分別選擇各連接處最大應(yīng)力所在位置為其危險(xiǎn)截面，依次為A-A、B-B和C-C。以各管系連接處最大變形發(fā)生位置進(jìn)行計(jì)算，入口集氣總管與支管連接處等效應(yīng)力分布如圖6所示，應(yīng)力線性化曲線如圖7所示；入口集氣支管與尾管連接處等效應(yīng)力分布如圖8所示，應(yīng)力線性化曲線如圖9所示；冷*熱壁集氣管連接處等效應(yīng)力分布如圖10所示，應(yīng)力線性化曲線如圖11所示。

圖6 入口集氣總管與支管連接處等效應(yīng)力分布圖

圖7 入口集氣總管與支管連接處危險(xiǎn)截面應(yīng)力線性化曲線

圖8 入口集氣支管與尾管連接處等效應(yīng)力分布圖

圖9 入口集氣支管與尾管連接處危險(xiǎn)截面應(yīng)力線性化曲線

圖10 冷熱壁集氣管連接處等效應(yīng)力分布圖

圖11 冷熱壁集氣管連接處危險(xiǎn)截面應(yīng)力線性化曲線

通過(guò)對(duì)各管系連接處的局部結(jié)構(gòu)分析，可以得到其危險(xiǎn)截面的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力。應(yīng)力分析評(píng)定參照J(rèn)B 4732標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行強(qiáng)度評(píng)價(jià)：一次局部薄膜應(yīng)力σ1≤1.5[σ]t；一次加二次應(yīng)力σ4≤3[σ]t。[σ]t為某溫度下材料許用應(yīng)力強(qiáng)度，取值[σ]t=σs/ns；σs是該溫度下材料的最低屈服強(qiáng)度；ns為相應(yīng)的安全系數(shù)，取1.5。此制氫轉(zhuǎn)化爐入口管系(入口集氣管、尾管)材料為T(mén)P347H，在630℃下σs=139MPa；冷熱壁連接處材料為Cr20Ni32，在900℃下σs=57MPa。將各管系連接處最大應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果列于表4。

表4 各管系連接處應(yīng)力(原結(jié)構(gòu))

從圖6、7和表4中的數(shù)據(jù)可以看出，由于入口集氣總管與支管在y方向和z方向變形不協(xié)調(diào)，連接處承受彎扭組合狀態(tài)導(dǎo)致應(yīng)力集中，一次加二次應(yīng)力達(dá)到了312MPa，已經(jīng)超出了標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)于該項(xiàng)應(yīng)力的強(qiáng)度要求，連接處處于不安全狀態(tài)。從圖8、9和表4中的數(shù)據(jù)可以看出，對(duì)于入口集氣支管與尾管連接處，由于支管與尾管在z方向變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，導(dǎo)致連接處承受很大彎矩并引起應(yīng)力集中，一次局部薄膜應(yīng)力與一次加二次應(yīng)力均超出了JB 4732標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)各項(xiàng)應(yīng)力的要求，因此該位置將可能發(fā)生開(kāi)裂。從圖10、11和表4中的數(shù)據(jù)可以看出，冷熱壁集氣管連接處各項(xiàng)應(yīng)力均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于材料設(shè)計(jì)許用應(yīng)力，進(jìn)一步說(shuō)明在裝置正常運(yùn)行過(guò)程中，該位置不會(huì)產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。

3 制氫轉(zhuǎn)化爐各管系連接處應(yīng)力集中與開(kāi)裂預(yù)防方法

3.1 應(yīng)力集中與開(kāi)裂預(yù)防方法

3.1.1 入口集氣總管與支管連接處

入口集氣總管與支管連接處y、z方向的變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，是引發(fā)應(yīng)力集中現(xiàn)象的主要原因。主要是由于制氫轉(zhuǎn)化爐各彈簧吊架的設(shè)置，是以各管系冷態(tài)安裝平衡而設(shè)計(jì)的。為此，筆者從各管系冷熱態(tài)均平衡角度增設(shè)恒力彈簧吊架，對(duì)變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象進(jìn)行改進(jìn)，如圖1所示。

y方向改善：在入口集氣總管的第1、2根支管之間和第4、5根支管之間，添加兩個(gè)y方向恒力彈簧吊架sp18、sp19。在轉(zhuǎn)油線y方向距入口集氣總管10m處增加一個(gè)恒力彈簧吊架sp20。并調(diào)節(jié)恒力彈簧吊架載荷的大小，經(jīng)計(jì)算入口集氣管系恒力彈簧吊架sp18、sp19、sp20的安裝載荷分別為28、5、10kN，通過(guò)這3個(gè)恒力彈簧吊架改善入口集氣總管與支管、各支管之間在y方向變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象。

z方向改善：支管z方向首末變形不一致主要原因是末端滑動(dòng)支座限制間隙過(guò)小，僅為10.5mm，導(dǎo)致支管末端不能在z方向自由移動(dòng)。依據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果，將滑動(dòng)支座間隙增大為65mm。

3.1.2 入口集氣支管與尾管連接處

由于尾管z方向變形過(guò)大，引起支管與尾管連接處變形不協(xié)調(diào)，該位置承受較大彎矩并引起應(yīng)力集中。本轉(zhuǎn)化爐共計(jì)215根尾管，尾管數(shù)量多，若采用增加彈簧吊架方法，一方面由于各尾管間隙過(guò)小導(dǎo)致安裝困難；另一方面增加彈簧吊架后，會(huì)進(jìn)一步增大入口集氣總管與支管連接處變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象。因此，筆者采用外加保護(hù)器的方法，保護(hù)器結(jié)構(gòu)如圖12所示。在轉(zhuǎn)化爐正常工作過(guò)程中，由尾管z方向變形引起的彎曲應(yīng)力傳遞到保護(hù)器上，通過(guò)加裝保護(hù)器結(jié)構(gòu)承載部分載荷，使原結(jié)構(gòu)承受載荷降低，進(jìn)而降低原結(jié)構(gòu)連接處應(yīng)力。經(jīng)計(jì)算，保護(hù)器壁厚取為5mm、與原結(jié)構(gòu)間隙10mm、在支管兩側(cè)長(zhǎng)度100mm、在尾管長(zhǎng)度150mm，起到降低應(yīng)力集中的效果最為明顯。

圖12 支管與尾管連接處保護(hù)器結(jié)構(gòu)

3.1.3 冷熱壁集氣管連接處

冷熱壁集氣管連接處各方向最大位移差值僅為0.1mm，最大等效應(yīng)力為7.4MPa，各項(xiàng)應(yīng)力均符合強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)要求。若裝置運(yùn)行正常，并不會(huì)引起連接處應(yīng)力集中現(xiàn)象。綜上分析該連接處發(fā)生應(yīng)力集中的原因?yàn)椋豪浔诩瘹夤茉谶\(yùn)行過(guò)程中滑動(dòng)支座不能靈活運(yùn)行，導(dǎo)致冷熱壁集氣管軸向膨脹變形不協(xié)調(diào)所引發(fā)的應(yīng)力集中。為了預(yù)防此現(xiàn)象的發(fā)生，考慮將冷熱壁集氣管更換為全冷壁集氣管，如圖13所示。爐管內(nèi)的出口柔管引導(dǎo)高溫轉(zhuǎn)化氣體進(jìn)入下襯有耐火材料的冷壁集氣管內(nèi)，出口柔管受熱后向下自由膨脹。冷壁集氣管軸向膨脹變形用柔性管的柔性來(lái)部分吸收，一方面減少了熱壁集氣管和連接接頭，也避免了二者膨脹變形不協(xié)調(diào)引起的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

3.2 應(yīng)用效果分析

分別采用上述3種降低各管系連接處應(yīng)力集中與開(kāi)裂預(yù)防方法，對(duì)改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部應(yīng)力分析，計(jì)算載荷同原結(jié)構(gòu)。將各管系連接處最大應(yīng)力計(jì)算結(jié)果列于表5?？梢钥闯?，在增設(shè)彈簧吊架后，入口集氣總管與支管連接處應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯改善，最大應(yīng)力降低率達(dá)到了39.7%；在對(duì)入口集氣支管與尾管連接處增加保護(hù)器后，連接處最大應(yīng)力下降了36.2%；對(duì)于出口管系，采用全冷壁和冷熱壁結(jié)合的管系形式對(duì)連接處的應(yīng)力影響不明顯，改造前后均在強(qiáng)度要求范圍之內(nèi)。

圖13 全冷壁出口集氣管結(jié)構(gòu)

4 結(jié)論

4.1 采用有限元計(jì)算方法對(duì)整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元計(jì)算分析。經(jīng)計(jì)算，入口集氣總管與支管連接處，總管與支管y方向最大位移差值達(dá)到了43.5mm、z方向位移最大差值達(dá)到了58.7mm，導(dǎo)致該位置承受彎扭組合狀態(tài)；入口集氣支管與尾管連接處z方向平均位移差值達(dá)到了40.0mm，導(dǎo)致該位置承受彎矩作用，是其產(chǎn)生應(yīng)力集中的重要原因。對(duì)于冷熱壁集氣管連接處，并不存在變形不協(xié)調(diào)現(xiàn)象，裝置正常運(yùn)行條件下不會(huì)發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。

表5 各管系連接處應(yīng)力(原結(jié)構(gòu)-改進(jìn)結(jié)構(gòu))

4.2 各連接處局部子結(jié)構(gòu)的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果表明：入口集氣總管與支管連接處一次加二次應(yīng)力達(dá)到了312MPa；入口集氣支管與尾管連接處一次局部薄膜和一次加二次應(yīng)力均超出了JB 4732標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)各項(xiàng)應(yīng)力的要求，該位置可能發(fā)生由于應(yīng)力集中現(xiàn)象引起的開(kāi)裂；對(duì)于冷熱壁集氣管連接處各項(xiàng)應(yīng)力均遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于強(qiáng)度要求。

4.3 分別從結(jié)構(gòu)受力與裝置運(yùn)行可靠性方面，在入口集氣總管與轉(zhuǎn)油線增設(shè)恒力彈簧吊架、入口集氣支管與尾管連接處增加保護(hù)器結(jié)構(gòu)、出口集氣管采用出口柔管與全冷壁集氣管結(jié)合形式，對(duì)各管系關(guān)鍵連接部位應(yīng)力集中位置進(jìn)行了改進(jìn)。改進(jìn)后，各位置最大當(dāng)量應(yīng)力分別降低了39.7%、36.2%和3.1%，應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯降低，滿足了強(qiáng)度要求，達(dá)到了預(yù)防應(yīng)力開(kāi)裂的目的。

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ResearchontheStressConcentrationandCrackingPreventionMethodsforKeyConnectionPartsoftheHydrogenReformerFurnace

DING Yu-qi1, DAI Xi-ming1, LIU Ju-bao1, WEI Xue-jun2, DOU Shi-shan2, MA Qing2
(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity; 2.EastChinaDesignBranch,ChinaPetroleumEngineeringConstructionCorp.)

Taking a large-sized hydrogen reformer furnace as the research object, making use of the finite element method to analyze deformation and stress distribution over the inlet gas-gathering manifold and branch pipes, the branch manifold and tail pipes and the hot and cold wall collector junction was implemented. The calculation results show that, the incongruous deformation of the pipes connection at high temperature mainly causes the stress concentration and cracking; and through adding spring hanger and protection device, the maximum stress reduction rate there can be above 36%; and exit gas-gathering manifold which combining the outlet flexible tube with the whole cold-wall collector can effectively avoid the stress concentration which caused by the none smooth running of the sliding bearing in the running process of the device.

hydrogen reformer furnace, piping system, stress concentration, cracking, finite element

國(guó)家自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目(51604080)；東北石油大學(xué)青年科學(xué)基金項(xiàng)目(NEPUQN2015-1-09)。

丁宇奇(1982-)，副教授，從事石油石化設(shè)備應(yīng)力分析及測(cè)試技術(shù)的研究。

聯(lián)系人劉巨保(1963-)，教授，從事石油鉆采管柱力學(xué)的研究，jslx2004@163.com。

TQ054

A

0254-6094(2017)03-0284-08

2016-09-18，

2017-05-09)