基于有限元計算方法的聚乙烯脫氣倉動態響應分析①

丁宇奇 呂 濤 劉巨保 董日治 楊 明 戴希明

(東北石油大學機械科學與工程學院)

基于有限元計算方法的聚乙烯脫氣倉動態響應分析①

丁宇奇 呂 濤 劉巨保 董日治 楊 明 戴希明

(東北石油大學機械科學與工程學院)

以聚乙烯脫氣倉為研究對象，采用殼單元、梁單元、螺栓預緊單元和接觸單元建立了整個結構的空間有限元模型。通過有限元計算方法對脫氣倉結構在風載荷和地震載荷下的動態響應進行了分析，得到了各部件的應力狀態和支座螺栓預緊力變化情況。有限元計算結果表明：在地震載荷作用下殼體最大等效應力較風載荷增長了47.6%；支座位置螺栓最大預緊力需提高3倍以上才可滿足支座連接強度要求。

脫氣倉 風載荷 地震載荷 動態響應 有限元

脫氣倉是聚乙烯粉末脫活單元的主要組成部分，其主要作用是使化學反應物脫氣，該設備的安全運行涉及到整套裝置的正常運轉[1～3]。由于脫氣倉結構通常通過鋼筋混凝土鋼架支撐在高位，且倉體自身高徑比較大，屬于典型的高聳結構[4,5]。

對于高聳結構除了受到生產過程中的工藝載荷及設備自重外，還受到風載荷、地震載荷的重要影響[6～8]。在強動載荷作用下，高聳結構一方面會產生較大的應力，另一方面則會導致支座及其連接螺栓發生強度破壞或預緊失效[9～12]。潘敏剛和沈之榮將聚乙烯脫氣倉簡化為等效載荷，通過對脫氣倉等效載荷的施加，建立了設備的整體模型和等效載荷模型，并通過對兩種模型的模態和地震響應分析，得到了結構的振動響應和時程曲線[13]。孫勝男和蘇志彬針對大型脫氣倉結構是否設置脫氣倉設備參與結構分析進行了研究，討論了脫氣倉設備的設置對結構振動模態的影響[14]。李爽以240kt/a聚丙烯脫氣倉為例，通過對整個框架結構的地震載荷、風載荷的解析計算分析，指出了對于高聳框架結構，對結構動態分析的重要性[15]。陶祎等針對某聚乙烯脫氣塔架建立了模擬設備的整體模型，進行了風荷載的模擬和風振響應時程分析，得到了塔體和框架的位移與加速度時程曲線[16]。

由于脫氣倉及鋼架支撐結構在動載荷作用下，易產生大變形和沖擊應力，特別是倉體與支架的支座連接螺栓更易發生失效。上述計算方法，并沒有對動載荷下結構的應力進行評定，也沒有考慮支座螺栓結構的預緊力變化情況。為此，筆者以脫氣倉和鋼筋混凝土鋼架整體結構為研究對象，建立空間有限元模型，通過結構在風載荷和地震載荷的動態響應，對其動態應力強度進行評定，并對支座螺栓強度與預緊力變化情況進行分析。通過筆者的研究，可為高聳脫氣倉結構設計提供理論計算依據與參考。

1 脫氣倉整體有限元模型的建立

1.1脫氣倉與支架結構數值模型的建立

筆者以包含五層殼體結構的脫氣倉為例進行計算，脫氣倉整體結構如圖1所示。其外部結構主要包括接管B、L、M、過濾器、橢圓封頭、五層殼體和支座結構，內部主要包括上、中、下3個椎體結構。脫氣倉結構材料為16MnDR和16MnR；鋼筋支架為Q235、混凝土支架主要為強度為C35的水泥結構。脫氣倉整體高度47.095m。考慮到各部分結構特點，對脫氣倉各部分采用殼單元shell63、鋼筋及混凝土支架采用梁單元beam188進行離散；支座螺栓采用螺栓預緊單元進行模擬，對于支座與鋼筋之間的接觸采用接觸單元contact174進行模擬，整體及支座框架部分的有限元模型如圖2所示。

圖1 脫氣倉整體結構

圖2 脫氣倉整體有限元模型

1.2邊界條件和載荷

脫氣倉在正常工作中的操作溫度為110℃，操作壓力457kPa。其承受的基本風壓按50年一遇進行計算，其中50m高度處的基本風壓為1.005kN/m2、100m高度處的基本風壓為1.248kN/m2；由于鋼筋混凝土支架的結構不對稱性，在風載荷計算過程中選擇脫氣倉結構最危險承載面，即受到東西方向風載為例進行計算。地震載荷計算中，選取工程場地特性為建、構筑物的抗震設防烈度為8度，設計基本加速度值為0.23g，設計地震分組為第1組，設計特征周期0.45s，場地土類型為Ⅲ類場地。對于地震波的選取，筆者選擇以1988年發生在云南耿馬的N3地震波為例進行計算。N3地震波橫波加速度峰值發生時間為2.12s，縱波加速度峰值發生時間為2.8s，其橫波和縱波加速度隨時間變化曲線如圖3、4所示。

圖3 地震波橫波隨時間變化曲線

圖4 地震波縱波隨時間變化曲線

2 脫氣倉在動態載荷下的響應分析

2.1脫氣倉在風載荷下的動態響應分析

經計算，在風載荷作用下，脫氣倉整體結構變形如圖5所示，整體等效應力分布如圖6所示。各部件應力匯總見表1。

圖5 脫氣倉整體結構變形

圖6 脫氣倉整體等效應力分布

部件應力范圍/MPa最大應力Sr/MPa許用應力[S]/MPa強度條件接管L2.920～427.984427.984163Srlt;3[S]接管M2.896～378.866378.866163Srlt;3[S]接管B0.213～25.92825.928170Srlt;1.2[S]殼體(1、2層)0.140～48.13248.132163Srlt;1.2[S]殼體(3層)1.037～30.83530.835157Srlt;1.2[S]殼體(4層殼體)0.657～169.623169.623157Srlt;3[S]殼體(4層支座)4.427～262.708262.708113Srlt;3[S]殼體(5層)1.132～61.72661.726157Srlt;1.2[S]殼體橢圓封頭0.448～347.723347.723157Srlt;3[S]上錐體0.273～275.426275.426170Srlt;3[S]中錐體0.120～188.496188.496170Srlt;3[S]下錐體0.070～64.78164.781170Srlt;1.2[S]

從圖5可以看出，脫氣倉整體結構最大變形為38.805mm，發生在一層殼體位置，主要是由于脫氣倉屬于高聳塔式結構，在溫度作用下發生較大的膨脹變形。

從圖6和表1中的數據可以看出，脫氣倉最大應力發生位置為接管L與橢圓封頭連接處，屬于結構不連續引起的二次應力，根據JB 4732標準，其應力數值滿足強度條件。對比其他各部件最大應力，也均滿足強度條件，說明此脫氣倉結構在風載荷作用下可安全工作。但橢圓封頭處接管L最大等效應力達到了427.984MPa，與極限強度條件3[S]=489MPa相差61.016MPa，說明由于兩處接管的附加力和附加彎矩對該處的應力產生較大影響，在脫氣倉正常工作過程中，應注意對此處的巡檢。

2.2脫氣倉在地震載荷下的響應分析

地震載荷對脫氣倉結構的破壞，主要體現在由于地震加速度引起的結構沖擊破壞，特別是由于內部聚乙烯顆粒對脫氣倉結構的慣性力效應。經計算接管L和接管M最大等效應力點隨時間變化曲線如圖7所示，各部件應力及最大應力發生時刻匯總見表2。

圖7 接管L、M最大等效應力點隨時間變化曲線

部件應力分布范圍MPa最大應力Sr應力值/MPa發生時刻/s許用應力[S]/MPa強度條件接管L2.957～434.191434.1912.68163Srlt;3[S]接管M2.860～399.572399.5723.00163Srlt;3[S]接管B0.594～34.36334.3632.24170Srlt;1.2[S]殼體(1、2層)0.155～71.05971.0592.24163Srlt;1.2[S]殼體(3層)0.581～37.70037.7002.16157Srlt;1.2[S]殼體(4層殼體)0.283～193.901193.9012.52157Srlt;3[S]殼體(4層支座)1.309～282.109282.1092.68113Srlt;3[S]殼體(5層)0.652～64.67064.6702.24157Srlt;1.2[S]殼體橢圓封頭0.416～352.521352.5212.68157Srlt;3[S]上錐體0.300～282.893282.8932.72170Srlt;3[S]中錐體0.266～192.811192.8112.40170Srlt;3[S]下錐體0.131～66.48066.4802.24170Srlt;1.2[S]

從圖7可以看出，當地震發生后2.68s時，橢圓封頭接管L的最大等效應力達到434.191MPa；接管M的最大等效應力達到399.572MPa，但仍滿足強度條件。從表2中的數據可以看出，各部件最大等效應力均滿足強度條件，從最大應力值發生時刻看，最大應力數值基本出現在地震波峰值加速度發生時刻附近。

為了對比分析風載荷和地震載荷作用下，脫氣倉結構各部件的應力變化情況，將二者計算的數值結果列入表3。

表3 脫氣倉各部件等效應力對比分析結果

從表3的數據可以看出，地震載荷下各部件的最大等效應力均較風載荷大，且隨著圓柱殼體直徑的減小，增大幅度增大。對比一、二層殼層最大等效應力可以看出，增大率達到了47.6%，而五層殼體僅增大4.7%，說明由于殼體內部聚乙烯顆粒質量引起的沖擊應力對殼體應力分布產生較大影響。而殼體內部的各椎體結構，受到聚乙烯顆粒沖擊作用小，最大等效應力增長率僅為2.7%。

3 脫氣倉支座螺栓的動態強度評定

脫氣倉從結構上雖然與塔體同為高聳結構，但由于它布置在鋼筋混凝土支架上，因此常采用懸掛支座進行支撐。其支座位置通常布置在脫氣倉中段位置，對連接螺栓在動態載荷下的強度分析就顯得尤為重要。

3.1脫氣倉在風載荷作用下的螺栓強度評定

脫氣倉支座與鋼筋支架接觸面分布情況如圖8所示，從十二點逆時針位置算起，支座編號分別為1～8，文中所分析的脫氣倉結構在每個支座位置采用螺栓為雙M56細牙螺栓，單個螺栓初始預緊力F=2.7t。當安全系數為1.3時，許用應力為170MPa，最大軸向承受載荷Fmax=35.6t。對螺栓強度的校核，主要考慮螺栓在風載荷作用下，各支座所對應的接觸面壓力變化全部由螺栓承擔的最危險工況，具體計算結果見表4。

圖8 支座與鋼筋支架接觸面分布圖

表4 各支座承受載荷變化情況(風載荷) kN

當ΔP1gt;0時，即各支座螺栓接觸面接觸力增大，螺栓承受載荷減小，此時只需要保證螺栓在預緊狀態即可，即2F-ΔP1≥0；若2F-ΔP1lt;0，即螺栓不能夠預緊，此時需將螺栓的預緊力提高到ΔP1/2，然后再進行下一步計算，此時螺栓的預緊力為ΔP1/2。

當ΔP2lt;0時，即各支座螺栓接觸面接觸力減小，螺栓承受拉力，此時需要保證螺栓不被拉斷，即ΔP1-ΔP2≤2Fmax。

從表4中的數據可以看出，在風載作用下，所有螺栓均滿足要求。此時螺栓預緊力為2.700t即可。

3.2脫氣倉在地震載荷作用下的螺栓強度評定

在整個地震波作用過程中，各支座承受的最大和最小載荷見表5。

表5 各支座承受載荷變化情況(地震載荷)

對各支座螺栓承受載荷計算方法同3.1節。經計算，在地震載荷作用下，各螺栓均能滿足強度連接要求，但考慮到地震發生過程中，各支座承載面接觸壓力變化情況，應按照表5中所示的數據調整各螺栓的預緊力。結合表5中的數據可以看出，在地震載荷作用下螺栓的最大預緊力需由2.700t提高到8.475t，說明地震載荷對支座位置螺栓的沖擊作用較大。

4 結論

4.1考慮脫氣倉外部和內部整體結構、鋼筋混凝土支架，分別采用殼單元、梁單元、螺栓預緊單元和接觸單元建立了脫氣倉及鋼筋混凝土支架的空間模型，該模型可模擬結構在不同載荷作用下的應力分布狀態和脫氣倉支座與鋼架結構的接觸狀態。

4.2分別對脫氣倉結構在風載荷和地震載荷下的動態響應進行了分析：該脫氣倉各部分結構在不同載荷下的動態應力均滿足強度要求，可安全工作；對比結構在不同載荷下的應力分布可以看出，由于地震載荷作用，使結構受到內部介質沖擊，導致殼體結構應力增大，最小徑殼體應力增大率達到了47.6%。

4.3對不同載荷作用下，支座處的接觸狀態進行了分析：在風載荷作用下，各支座接觸力均有增大或減小情況，但螺栓在初始預緊力2.700t下，可滿足連接需求；而在地震載荷作用下，由于脫氣倉內外結構響應增大，應適當提高螺栓初始預緊力，最大需提高3倍以上。

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2017-02-04，

2017-03-06)

(Continued from Page 522)

the microscopic analysis of the fracture with scanning electron microscope was carried out. The results show that, the load amplitude has certain effect on the sample surface’s maximum temperature rise; and the surface’s temperature change closely relates to the evolution of the microstructure. With the increase of stress level, at the crack propagation region of sample fracture fatigue, the fatigue striations narrow down and the dimples get increased in instantaneous fracture regions.

Keywords304 austenitic stainless steel, low-cycle fatigue, stress load, infrared thermal image, fracture analysis

DynamicResponseAnalysisofthePolyethyleneDegassingContainerBasedonFiniteElementMethod

DING Yu-qi, LV Tao, LIU Ju-bao, DONG Ri-zhi, YANG Ming, DAI Xi-ming

(SchoolofMechanicalScienceandEngineering,NortheastPetroleumUniversity)

Through taking polyethylene degassing container as the object of study and making use of the shell element, beam element, bolt pretension element and contact element, the numerical calculation model of the whole structure was established. Based on the finite element method, the dynamic response of the degassing container structure was analyzed under the wind load and seismic load to obtain the stress state of various components and the preload changes of the supports’ bearing bolts. Finite element calculation results show that, under the seismic load, the shell’s maximum equivalent stress is increased by 47.6% compared to that under the wind load; and the bearing bolt preload of the supports should be kept more than 3 times higher so as to meet the strength requirements of bearing connection position.

degassing container, wind load, seismic load, dynamic response, finite element

國家自然科學基金青年基金項目(51604080)；中國石油和化學工業聯合會科技指導計劃項目(2016-01-01)；東北石油大學青年科學基金項目(NEPUQN2015-1-09)。

丁宇奇(1982-)，副教授，從事石油石化設備應力分析及測試技術的研究。

聯系人劉巨保(1963-)，教授，從事石油裝備力學分析研究， jslx2004@163.com。

TQ051.8

A

0254-6094(2017)05-0569-07