高溫作用下大型反應(yīng)器內(nèi)部集氣室結(jié)構(gòu)的失效模式分析

(惠生工程(中國)有限公司，上海 201210)

0 引言

輕質(zhì)烯烴是重要的基礎(chǔ)化工原料，傳統(tǒng)的生產(chǎn)方法主要是對(duì)石油中輕烴的石腦油進(jìn)行水蒸氣裂解。而我國是一個(gè)缺油多煤的國家，甲醇制烯烴(methanol to olefins,MTO)可以代替?zhèn)鹘y(tǒng)的石油裂解工藝，有利于緩解我國對(duì)進(jìn)口石油的依賴，同時(shí)也有利于消化過剩的甲醇[1-2]。再生反應(yīng)器主要作用是將失活催化劑燒焦再生以維持反應(yīng)器內(nèi)反應(yīng)活性[3-6]，而集氣室結(jié)構(gòu)是甲醇制烯烴再生反應(yīng)器中的重要結(jié)構(gòu)，可以將再生的催化劑與再生煙氣通過旋風(fēng)分離器進(jìn)行分離，減少催化劑損失。集氣室在650 ℃條件下工作，且該結(jié)構(gòu)局部有隔熱襯里，存在較大的溫度梯度和溫差應(yīng)力，所以需要對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行詳細(xì)的溫度場(chǎng)和應(yīng)力場(chǎng)分析，設(shè)計(jì)出滿足標(biāo)準(zhǔn)要求的結(jié)構(gòu)。

圖1為集氣室與再生反應(yīng)器連接結(jié)構(gòu)圖。集氣室由筒體和碟形封頭組成，從圖中可以看出，集氣室焊接在反應(yīng)器封頭內(nèi)壁，且集氣室上部的內(nèi)、外側(cè)進(jìn)行了隔熱處理，集氣室下部直接與高溫氣體接觸，反應(yīng)器內(nèi)壁也采用了隔熱襯里。該設(shè)備直徑大，且由于隔熱層作用，集氣室上部溫度低、下部溫度高，存在較大的溫度梯度和溫差應(yīng)力。所以需要對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行特殊設(shè)計(jì)，來消除熱應(yīng)力的影響。集氣室下部有8個(gè)旋風(fēng)分離器，且旋風(fēng)分離器出口焊接在集氣室的筒體和碟形封頭上，旋風(fēng)分離器內(nèi)的物料重量和自重全部需要集氣室來承擔(dān)。

圖1 集氣室與再生反應(yīng)器連接結(jié)構(gòu)

圖2為集氣室隔熱襯里及結(jié)構(gòu)尺寸圖，可以看出，集氣室上部的材料與反應(yīng)器殼體一致，為Q345R；下部材料為S30409，并且上部與下部之間有一段150 mm采用機(jī)加工成型，稱之為熱應(yīng)力緩沖過渡段，該處結(jié)構(gòu)尺寸通過多次調(diào)整計(jì)算確定，達(dá)到計(jì)算的熱應(yīng)力最小，且對(duì)反應(yīng)器殼體應(yīng)力影響也最小。本文以此結(jié)構(gòu)為模型，采用有限元方法獲得結(jié)構(gòu)詳細(xì)應(yīng)力分布，對(duì)該結(jié)構(gòu)存在塑性垮塌、疲勞、棘輪、屈曲失效模式進(jìn)行分析，并按照ASME Ⅷ-2[7]和JB 4732—1995[8]對(duì)其安全性進(jìn)行評(píng)定，以期對(duì)類似結(jié)構(gòu)的工程設(shè)計(jì)有一定指導(dǎo)意義。

圖2 集氣室隔熱襯里及結(jié)構(gòu)尺寸

1 設(shè)計(jì)條件與有限元建模

1.1 設(shè)計(jì)條件

本文以直徑?8400 mm的大型反應(yīng)器為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)條件見表1。

表1 設(shè)計(jì)條件

表2 材料S30409在不同溫度下的性能參數(shù)

由于該反應(yīng)器工作溫度為650 ℃，在內(nèi)部澆筑了隔熱襯里，使其設(shè)計(jì)溫度為343 ℃，采用材料Q345R；集氣室與反應(yīng)器連接的材料為Q345R，上部900 mm范圍內(nèi)進(jìn)行隔熱，設(shè)計(jì)溫度為343 ℃，下部直接與650 ℃高溫氣體接觸，材料為S30409。對(duì)于該結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)，溫差應(yīng)力不可忽視，需要對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行詳細(xì)的溫度場(chǎng)分布，然后進(jìn)行熱-機(jī)械載荷耦合分析。表2，3分別列出了材料S30409和Q345R在不同溫度條件下的性能參數(shù)，所有值均從GB/T 150.2—2011[9]中查得。表4列出了隔熱襯里和陶瓷纖維毯在不同溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)。

表3 材料Q345R在不同溫度下的性能參數(shù)

表4 隔熱襯里和陶瓷纖維毯在不同溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)

1.2 有限元建模

圖3 集氣室結(jié)構(gòu)三維模型(帶隔熱襯里)

圖4 集氣室結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分

根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性及受力特點(diǎn)，將集氣室結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化成1/8模型。建模時(shí)采用APDL語言參數(shù)化建模[10-12]，方便對(duì)結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行修改。并且考慮了碳鋼板腐蝕裕量3 mm和鋼板厚度負(fù)偏差0.3 mm。采用20節(jié)點(diǎn)Solid 186單元進(jìn)行六面體網(wǎng)格劃分，溫度場(chǎng)求解采用Solid 90單元，結(jié)構(gòu)的三維模型及網(wǎng)格劃分如圖3,4所示。

2 溫度場(chǎng)分析

為了準(zhǔn)確對(duì)集氣室溫度場(chǎng)進(jìn)行模擬，將反應(yīng)器內(nèi)部的隔熱襯里、集氣室內(nèi)部的隔熱襯里和外部的陶瓷纖維毯考慮在模型中，在結(jié)構(gòu)與高溫介質(zhì)直接接觸的表面施加最高操作溫度650 ℃；由于反應(yīng)器球形封頭外表面不保溫，在其外表面施加空氣對(duì)流換熱系數(shù)，空氣的對(duì)流換熱系數(shù)為14 W/(m2·℃)，環(huán)境主體溫度按照冬天0 ℃考慮。圖5示出溫度場(chǎng)求解邊界條件的設(shè)置。

圖5 溫度場(chǎng)求解邊界條件

圖6為溫度場(chǎng)求解結(jié)果，當(dāng)去掉隔熱襯里之后，反應(yīng)器殼體的最高溫度不超過222.6 ℃，集氣室熱應(yīng)力緩沖過渡段的最高溫度不超過450 ℃，不帶隔熱襯里的集氣室溫度與介質(zhì)溫度(650 ℃)一致。

(a)帶隔熱襯里

(b)不帶隔熱襯里

3 結(jié)果分析

3.1 機(jī)械場(chǎng)分析

首先對(duì)結(jié)構(gòu)在設(shè)計(jì)工況下進(jìn)行應(yīng)力強(qiáng)度校核；然后在操作工況下進(jìn)行熱-機(jī)械場(chǎng)耦合分析，評(píng)定二次應(yīng)力、疲勞強(qiáng)度校核、棘輪分析。載荷邊界條件：在反應(yīng)器內(nèi)壁施加設(shè)計(jì)壓力0.45 MPa，集氣室內(nèi)、外側(cè)考慮17 kPa的壓差，考慮旋風(fēng)分離器由于壓差產(chǎn)生的反向推力，旋風(fēng)分離器及其催化劑自重10 t，同時(shí)考慮結(jié)構(gòu)自重對(duì)集氣室與封頭連接處的影響。位移約束條件：由于結(jié)構(gòu)建立了1/8模型，在0°和45°所有面上施加對(duì)稱約束；在反應(yīng)器封頭端面上施加軸向和環(huán)向位移約束。詳細(xì)的載荷與邊界條件設(shè)置如圖7所示。

圖7 載荷與邊界條件

圖8為集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布云圖，可以看出，最大Mises等效應(yīng)力為78.1 MPa，發(fā)生在集氣室與反應(yīng)器封頭連接處。圖9示出了集氣室結(jié)構(gòu)放大的等效應(yīng)力分布云圖及路徑相對(duì)位置。表5列出了集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力線性化及評(píng)定結(jié)果，可以看出，集氣室結(jié)構(gòu)各個(gè)路徑上應(yīng)力線性化結(jié)果滿足應(yīng)力強(qiáng)度要求。

圖8 在機(jī)械場(chǎng)作用下集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布云圖

圖9 在機(jī)械場(chǎng)作用下集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布及路徑

表5 在機(jī)械場(chǎng)作用下集氣室結(jié)構(gòu)路徑上應(yīng)力線性化及評(píng)定結(jié)果

注：Q345R在343 ℃下許用應(yīng)力Sm1=134.4 MPa；通過溫度場(chǎng)模擬，應(yīng)力緩沖過渡段溫度未超過450 ℃，S30409在450 ℃下許用應(yīng)力Sm2=103 MPa

3.2 熱-機(jī)械場(chǎng)耦合分析

在對(duì)集氣室結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱-機(jī)械載荷耦合分析時(shí)，首先讀入溫度場(chǎng)求解結(jié)果；其次施加機(jī)械載荷，反應(yīng)器內(nèi)部施加操作壓力0.245 MPa，其余機(jī)械載荷同第3.1節(jié)。圖10示出集氣室結(jié)構(gòu)等效應(yīng)力分布云圖，最大等效應(yīng)力為574.845 MPa，發(fā)生在集氣室與反應(yīng)器封頭連接處，主要是由于集氣室熱膨脹差產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力。圖11示出集氣室結(jié)構(gòu)放大的等效應(yīng)力分布云圖及路徑相對(duì)位置。

圖10 在熱-機(jī)械場(chǎng)耦合作用下集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布云圖

圖11 在熱-機(jī)械場(chǎng)耦合作用下集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布及路徑

表6列出了集氣室結(jié)構(gòu)應(yīng)力線性化及評(píng)定結(jié)果，可以看出，集氣室結(jié)構(gòu)路徑6上的二次應(yīng)力不滿足應(yīng)力強(qiáng)度要求，按照ASME Ⅷ-2，當(dāng)一次加二次應(yīng)力變化范圍不滿足相應(yīng)的許用應(yīng)力強(qiáng)度值SPS時(shí)，則需要引入疲勞罰系數(shù)對(duì)疲勞強(qiáng)度進(jìn)行評(píng)定。

表6 在熱-機(jī)械場(chǎng)耦合作用下集氣室結(jié)構(gòu)路徑上

注：S30409在343 ℃下許用應(yīng)力Sm3=111.4 MPa，在380 ℃下許用應(yīng)力Sm4=104.6 MPa，在450 ℃下許用應(yīng)力Sm5=103 MPa

3.3 疲勞強(qiáng)度分析

根據(jù)上述計(jì)算結(jié)果，在集氣室與反應(yīng)器殼體連接處的最大應(yīng)力強(qiáng)度變化范圍為636.04 MPa，集氣室最大應(yīng)力強(qiáng)度變化范圍為434.611 MPa，由于兩處材料不一樣，所以分以下兩種情況進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)定。

(1)集氣室與封頭連接處疲勞強(qiáng)度評(píng)定。

對(duì)于集氣室與封頭連接處，通過應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定，且該處焊縫采用全焊縫，100%UT檢測(cè)，并打磨圓角，焊縫表面磁粉檢測(cè)，疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)取1。

工作循環(huán)次數(shù)n1=2 000;計(jì)算當(dāng)量交變應(yīng)力強(qiáng)度幅：S′alt1=636.04/2=318.02 MPa;在343 ℃下，該處的彈性模量Et=1.787×105MPa;修正應(yīng)力幅：Salt1=S′alt1·E/Et=373.73 MPa；通過查標(biāo)準(zhǔn)JB 4732—1995附錄C表C-1可得，疲勞工況下最大應(yīng)力點(diǎn)的許用循環(huán)次數(shù):N/2000=(5000/2000)[log(428/373.73)/log(428/338)]，計(jì)算得到N=3 385次；累計(jì)使用系數(shù)：0.59<1.0，疲勞計(jì)算通過。

(2)集氣室熱應(yīng)力緩沖過渡段疲勞強(qiáng)度評(píng)定。

對(duì)于集氣室熱應(yīng)力緩沖過渡段，該處焊縫采用全焊縫，100%RT檢測(cè)，且焊縫表面采用機(jī)械加工，疲勞強(qiáng)度減弱系數(shù)取1。在對(duì)其進(jìn)行線性化評(píng)定時(shí)，路徑6上的一次加二次應(yīng)力未通過評(píng)定，在對(duì)其進(jìn)行疲勞強(qiáng)度評(píng)定時(shí)，需要考慮疲勞罰系數(shù)，根據(jù)ASME Ⅷ-2 中5.5.3節(jié)計(jì)算。

材料為奧氏體不銹鋼，疲勞罰因子m=1.7，n=0.3；一次加二次應(yīng)力變化范圍：ΔSn,k=411.3 MPa；根據(jù)溫度場(chǎng)求解結(jié)果，路徑最大的工作溫度為362.8 ℃，按照400 ℃查取許用應(yīng)力，其值為107 MPa，則SPS=321 MPa；由于SPS<ΔSn,k

545.7 MPa，則疲勞罰系數(shù)：Ke,k=1.0+(1-n)×(ΔSn,k/SPS-1)/[n(m-1)]=1.938;工作循環(huán)次數(shù)n1=2 000;計(jì)算當(dāng)量交變應(yīng)力強(qiáng)度幅：S′alt1=217.31 MPa;在425 ℃下，該處的彈性模量Et=1.67×105MPa;修正應(yīng)力幅：Salt1=Ke,kS′alt1·E/Et=504.37 MPa;通過查JB 4732—1995附錄C表C-1可得，疲勞工況下最大應(yīng)力點(diǎn)的許用循環(huán)次數(shù)：N/5000=(10000/5000)[log(524/504.37)/log(524/441)],計(jì)算得到N=5 829次；累計(jì)使用系數(shù)：0.343<1.0，疲勞計(jì)算通過。

3.4 棘輪分析

由于集氣室結(jié)構(gòu)承受機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力，且兩者全部有循環(huán)作用，并且在熱應(yīng)力緩沖過渡段的一次應(yīng)力加二次應(yīng)力超過了許用應(yīng)力強(qiáng)度，需要對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行棘輪分析，確保結(jié)構(gòu)的安全性。集氣室結(jié)構(gòu)棘輪評(píng)定的詳細(xì)過程如表7所示。

表7 集氣室棘輪評(píng)定

注：SQmb=σs(1/X)；SQm=2.0σs(1-X)

3.5 屈曲分析

由于集氣室內(nèi)外存在壓差，且最高操作溫度達(dá)到650 ℃，在計(jì)算外壓時(shí)，沒有相應(yīng)曲線可查，采用有限元法計(jì)算其許用外壓力。采用Shell 181單元整體建模，筒體的長度為1 850 mm，筒體下面連接碟形封頭。屈曲分析載荷與邊界條件：在集氣室外表面施加1 MPa外壓力，在筒體上端面施加軸向和環(huán)向位移約束。圖12為集氣室結(jié)構(gòu)屈曲失穩(wěn)時(shí)的模態(tài)，臨界外壓力Pcr=0.896 321 MPa，筒體的安全系數(shù)為3，碟形封頭安全系數(shù)n=16.129，則集氣室結(jié)構(gòu)許用外壓力：P=55.3 kPa>14 kPa (集氣室允許的最大壓降)，則集氣室結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生屈曲。

圖12 集氣室結(jié)構(gòu)屈曲模態(tài)

4 結(jié)論

(1)通過APDL語言建立了集氣室結(jié)構(gòu)的有限元分析模型，獲得了結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)分布，并對(duì)其在熱-機(jī)械載荷作用下進(jìn)行了耦合分析和安全性評(píng)定，通過結(jié)構(gòu)尺寸反復(fù)調(diào)整優(yōu)化，設(shè)置了熱應(yīng)力緩沖過渡段，有效降低了集氣室熱應(yīng)力，為此類支撐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了一定參考依據(jù)。

(2)在結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化過程中發(fā)現(xiàn)，對(duì)于高溫結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，不僅要使結(jié)構(gòu)有足夠的強(qiáng)度，而且還要有合適的剛度能夠變形協(xié)調(diào)吸收溫差產(chǎn)生的熱位移，進(jìn)而降低熱應(yīng)力。

(3)對(duì)于操作條件苛刻且結(jié)構(gòu)復(fù)雜的應(yīng)力分析，失效模式不再是單一的強(qiáng)度失效，而是要考慮結(jié)構(gòu)可能存在的失效模式，并對(duì)每一種失效模式進(jìn)行分析與評(píng)定，確保結(jié)構(gòu)使用的安全性。