基于有限元计算方法的聚乙烯脱气仓动态响应分析①

丁宇奇 吕 涛 刘巨保 董日治 杨 明 戴希明

(东北石油大学机械科学与工程学院)

基于有限元计算方法的聚乙烯脱气仓动态响应分析①

丁宇奇 吕 涛 刘巨保 董日治 杨 明 戴希明

(东北石油大学机械科学与工程学院)

以聚乙烯脱气仓为研究对象，采用壳单元、梁单元、螺栓预紧单元和接触单元建立了整个结构的空间有限元模型。通过有限元计算方法对脱气仓结构在风载荷和地震载荷下的动态响应进行了分析，得到了各部件的应力状态和支座螺栓预紧力变化情况。有限元计算结果表明：在地震载荷作用下壳体最大等效应力较风载荷增长了47.6%；支座位置螺栓最大预紧力需提高3倍以上才可满足支座连接强度要求。

脱气仓 风载荷 地震载荷 动态响应 有限元

脱气仓是聚乙烯粉末脱活单元的主要组成部分，其主要作用是使化学反应物脱气，该设备的安全运行涉及到整套装置的正常运转[1～3]。由于脱气仓结构通常通过钢筋混凝土钢架支撑在高位，且仓体自身高径比较大，属于典型的高耸结构[4,5]。

对于高耸结构除了受到生产过程中的工艺载荷及设备自重外，还受到风载荷、地震载荷的重要影响[6～8]。在强动载荷作用下，高耸结构一方面会产生较大的应力，另一方面则会导致支座及其连接螺栓发生强度破坏或预紧失效[9～12]。潘敏刚和沈之荣将聚乙烯脱气仓简化为等效载荷，通过对脱气仓等效载荷的施加，建立了设备的整体模型和等效载荷模型，并通过对两种模型的模态和地震响应分析，得到了结构的振动响应和时程曲线[13]。孙胜男和苏志彬针对大型脱气仓结构是否设置脱气仓设备参与结构分析进行了研究，讨论了脱气仓设备的设置对结构振动模态的影响[14]。李爽以240kt/a聚丙烯脱气仓为例，通过对整个框架结构的地震载荷、风载荷的解析计算分析，指出了对于高耸框架结构，对结构动态分析的重要性[15]。陶祎等针对某聚乙烯脱气塔架建立了模拟设备的整体模型，进行了风荷载的模拟和风振响应时程分析，得到了塔体和框架的位移与加速度时程曲线[16]。

由于脱气仓及钢架支撑结构在动载荷作用下，易产生大变形和冲击应力，特别是仓体与支架的支座连接螺栓更易发生失效。上述计算方法，并没有对动载荷下结构的应力进行评定，也没有考虑支座螺栓结构的预紧力变化情况。为此，笔者以脱气仓和钢筋混凝土钢架整体结构为研究对象，建立空间有限元模型，通过结构在风载荷和地震载荷的动态响应，对其动态应力强度进行评定，并对支座螺栓强度与预紧力变化情况进行分析。通过笔者的研究，可为高耸脱气仓结构设计提供理论计算依据与参考。

1 脱气仓整体有限元模型的建立

1.1脱气仓与支架结构数值模型的建立

笔者以包含五层壳体结构的脱气仓为例进行计算，脱气仓整体结构如图1所示。其外部结构主要包括接管B、L、M、过滤器、椭圆封头、五层壳体和支座结构，内部主要包括上、中、下3个椎体结构。脱气仓结构材料为16MnDR和16MnR；钢筋支架为Q235、混凝土支架主要为强度为C35的水泥结构。脱气仓整体高度47.095m。考虑到各部分结构特点，对脱气仓各部分采用壳单元shell63、钢筋及混凝土支架采用梁单元beam188进行离散；支座螺栓采用螺栓预紧单元进行模拟，对于支座与钢筋之间的接触采用接触单元contact174进行模拟，整体及支座框架部分的有限元模型如图2所示。

图1 脱气仓整体结构

图2 脱气仓整体有限元模型

1.2边界条件和载荷

脱气仓在正常工作中的操作温度为110℃，操作压力457kPa。其承受的基本风压按50年一遇进行计算，其中50m高度处的基本风压为1.005kN/m2、100m高度处的基本风压为1.248kN/m2；由于钢筋混凝土支架的结构不对称性，在风载荷计算过程中选择脱气仓结构最危险承载面，即受到东西方向风载为例进行计算。地震载荷计算中，选取工程场地特性为建、构筑物的抗震设防烈度为8度，设计基本加速度值为0.23g，设计地震分组为第1组，设计特征周期0.45s，场地土类型为Ⅲ类场地。对于地震波的选取，笔者选择以1988年发生在云南耿马的N3地震波为例进行计算。N3地震波横波加速度峰值发生时间为2.12s，纵波加速度峰值发生时间为2.8s，其横波和纵波加速度随时间变化曲线如图3、4所示。

图3 地震波横波随时间变化曲线

图4 地震波纵波随时间变化曲线

2 脱气仓在动态载荷下的响应分析

2.1脱气仓在风载荷下的动态响应分析

经计算，在风载荷作用下，脱气仓整体结构变形如图5所示，整体等效应力分布如图6所示。各部件应力汇总见表1。

图5 脱气仓整体结构变形

图6 脱气仓整体等效应力分布

部件应力范围/MPa最大应力Sr/MPa许用应力[S]/MPa强度条件接管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]壳体(1、2层)0.140～48.13248.132163Srlt;1.2[S]壳体(3层)1.037～30.83530.835157Srlt;1.2[S]壳体(4层壳体)0.657～169.623169.623157Srlt;3[S]壳体(4层支座)4.427～262.708262.708113Srlt;3[S]壳体(5层)1.132～61.72661.726157Srlt;1.2[S]壳体椭圆封头0.448～347.723347.723157Srlt;3[S]上锥体0.273～275.426275.426170Srlt;3[S]中锥体0.120～188.496188.496170Srlt;3[S]下锥体0.070～64.78164.781170Srlt;1.2[S]

从图5可以看出，脱气仓整体结构最大变形为38.805mm，发生在一层壳体位置，主要是由于脱气仓属于高耸塔式结构，在温度作用下发生较大的膨胀变形。

从图6和表1中的数据可以看出，脱气仓最大应力发生位置为接管L与椭圆封头连接处，属于结构不连续引起的二次应力，根据JB 4732标准，其应力数值满足强度条件。对比其他各部件最大应力，也均满足强度条件，说明此脱气仓结构在风载荷作用下可安全工作。但椭圆封头处接管L最大等效应力达到了427.984MPa，与极限强度条件3[S]=489MPa相差61.016MPa，说明由于两处接管的附加力和附加弯矩对该处的应力产生较大影响，在脱气仓正常工作过程中，应注意对此处的巡检。

2.2脱气仓在地震载荷下的响应分析

地震载荷对脱气仓结构的破坏，主要体现在由于地震加速度引起的结构冲击破坏，特别是由于内部聚乙烯颗粒对脱气仓结构的惯性力效应。经计算接管L和接管M最大等效应力点随时间变化曲线如图7所示，各部件应力及最大应力发生时刻汇总见表2。

图7 接管L、M最大等效应力点随时间变化曲线

部件应力分布范围MPa最大应力Sr应力值/MPa发生时刻/s许用应力[S]/MPa强度条件接管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]壳体(1、2层)0.155～71.05971.0592.24163Srlt;1.2[S]壳体(3层)0.581～37.70037.7002.16157Srlt;1.2[S]壳体(4层壳体)0.283～193.901193.9012.52157Srlt;3[S]壳体(4层支座)1.309～282.109282.1092.68113Srlt;3[S]壳体(5层)0.652～64.67064.6702.24157Srlt;1.2[S]壳体椭圆封头0.416～352.521352.5212.68157Srlt;3[S]上锥体0.300～282.893282.8932.72170Srlt;3[S]中锥体0.266～192.811192.8112.40170Srlt;3[S]下锥体0.131～66.48066.4802.24170Srlt;1.2[S]

从图7可以看出，当地震发生后2.68s时，椭圆封头接管L的最大等效应力达到434.191MPa；接管M的最大等效应力达到399.572MPa，但仍满足强度条件。从表2中的数据可以看出，各部件最大等效应力均满足强度条件，从最大应力值发生时刻看，最大应力数值基本出现在地震波峰值加速度发生时刻附近。

为了对比分析风载荷和地震载荷作用下，脱气仓结构各部件的应力变化情况，将二者计算的数值结果列入表3。

表3 脱气仓各部件等效应力对比分析结果

从表3的数据可以看出，地震载荷下各部件的最大等效应力均较风载荷大，且随着圆柱壳体直径的减小，增大幅度增大。对比一、二层壳层最大等效应力可以看出，增大率达到了47.6%，而五层壳体仅增大4.7%，说明由于壳体内部聚乙烯颗粒质量引起的冲击应力对壳体应力分布产生较大影响。而壳体内部的各椎体结构，受到聚乙烯颗粒冲击作用小，最大等效应力增长率仅为2.7%。

3 脱气仓支座螺栓的动态强度评定

脱气仓从结构上虽然与塔体同为高耸结构，但由于它布置在钢筋混凝土支架上，因此常采用悬挂支座进行支撑。其支座位置通常布置在脱气仓中段位置，对连接螺栓在动态载荷下的强度分析就显得尤为重要。

3.1脱气仓在风载荷作用下的螺栓强度评定

脱气仓支座与钢筋支架接触面分布情况如图8所示，从十二点逆时针位置算起，支座编号分别为1～8，文中所分析的脱气仓结构在每个支座位置采用螺栓为双M56细牙螺栓，单个螺栓初始预紧力F=2.7t。当安全系数为1.3时，许用应力为170MPa，最大轴向承受载荷Fmax=35.6t。对螺栓强度的校核，主要考虑螺栓在风载荷作用下，各支座所对应的接触面压力变化全部由螺栓承担的最危险工况，具体计算结果见表4。

图8 支座与钢筋支架接触面分布图

表4 各支座承受载荷变化情况(风载荷) kN

当ΔP1gt;0时，即各支座螺栓接触面接触力增大，螺栓承受载荷减小，此时只需要保证螺栓在预紧状态即可，即2F-ΔP1≥0；若2F-ΔP1lt;0，即螺栓不能够预紧，此时需将螺栓的预紧力提高到ΔP1/2，然后再进行下一步计算，此时螺栓的预紧力为ΔP1/2。

当ΔP2lt;0时，即各支座螺栓接触面接触力减小，螺栓承受拉力，此时需要保证螺栓不被拉断，即ΔP1-ΔP2≤2Fmax。

从表4中的数据可以看出，在风载作用下，所有螺栓均满足要求。此时螺栓预紧力为2.700t即可。

3.2脱气仓在地震载荷作用下的螺栓强度评定

在整个地震波作用过程中，各支座承受的最大和最小载荷见表5。

表5 各支座承受载荷变化情况(地震载荷)

对各支座螺栓承受载荷计算方法同3.1节。经计算，在地震载荷作用下，各螺栓均能满足强度连接要求，但考虑到地震发生过程中，各支座承载面接触压力变化情况，应按照表5中所示的数据调整各螺栓的预紧力。结合表5中的数据可以看出，在地震载荷作用下螺栓的最大预紧力需由2.700t提高到8.475t，说明地震载荷对支座位置螺栓的冲击作用较大。

4 结论

4.1考虑脱气仓外部和内部整体结构、钢筋混凝土支架，分别采用壳单元、梁单元、螺栓预紧单元和接触单元建立了脱气仓及钢筋混凝土支架的空间模型，该模型可模拟结构在不同载荷作用下的应力分布状态和脱气仓支座与钢架结构的接触状态。

4.2分别对脱气仓结构在风载荷和地震载荷下的动态响应进行了分析：该脱气仓各部分结构在不同载荷下的动态应力均满足强度要求，可安全工作；对比结构在不同载荷下的应力分布可以看出，由于地震载荷作用，使结构受到内部介质冲击，导致壳体结构应力增大，最小径壳体应力增大率达到了47.6%。

4.3对不同载荷作用下，支座处的接触状态进行了分析：在风载荷作用下，各支座接触力均有增大或减小情况，但螺栓在初始预紧力2.700t下，可满足连接需求；而在地震载荷作用下，由于脱气仓内外结构响应增大，应适当提高螺栓初始预紧力，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

国家自然科学基金青年基金项目(51604080)；中国石油和化学工业联合会科技指导计划项目(2016-01-01)；东北石油大学青年科学基金项目(NEPUQN2015-1-09)。

丁宇奇(1982-)，副教授，从事石油石化设备应力分析及测试技术的研究。

联系人刘巨保(1963-)，教授，从事石油装备力学分析研究， jslx2004@163.com。

TQ051.8

A

0254-6094(2017)05-0569-07