甲醇合成塔管板的有限元分析

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甲醇合成塔是甲醇工业的关键设备，其中Lurgi型甲醇合成塔内部类似于-般的列管式固定管板换热器，换热管内装填触媒，管程介质为合成气体，进行合成反应；壳程介质为沸腾水 ，带走合成反应热量，通成以保持恒定的反应温度。

由于合成塔内管板承受着高温、高压以及管程、壳程的压差和温度差 I2 J，所以这种塔体结构对管板的要求十分严格。文中对某甲醇合成塔进行了分析，得到其温度惩应力场分布情况，并对管板应力强度和换热管轴向稳定性进行了评定，最后对管板的过渡圆角半径对管板应力的影响作了分析讨论。

1 结构与参数该甲醇合成塔基本设计参数见表 1，设备结构尺寸及材料见表 2。管板结构见图 1。换热管与管板采用强度焊加贴胀的连接方式。

2 有限元分析模型2.1 有限元模型的建立根据合成塔结构的特点，有限元模型做如下简化 I4 ：(1)根据结构的对称性及承载特性，有限元甲醇合成塔管板的有限元分析模型认成塔周向的 1/4为研究对象，忽略开孔接管及裙座；(2)假设管板与换热管为全焊透结构，认为二者结合紧密，不考虑接触问题。

表 1 基本设计参数参数 壳程 管程介质 锅炉给水 ，蒸汽 过程气操作压力/MPa 1.8 4.6操作温度/℃ 235 180(进口)/250(出口)设计压力/MPa 5设计温度/℃ 250 3oo腐蚀裕量/mm 4 4表2 设备结构尺寸与材料参数 数值壳程简体内径/mm 2400壳程简体壁)/mm 34壳程简体材质 Q345R换热管规格/mm 038×3×6000换热管材质 S31803换热管数量 1787换热面积/m 1280布管方式 正三角形换热管中心距/mm 48管箱半球型封头半径/mm 1205管箱半球型封头壁)/mm 32管箱半球型封头材质 Q345R管板材质 16Mn(锻)堆焊(管程侧)管板厚度/ram 905(堆焊层厚度)图1 管板几何结构示意图2 甲醇合成塔有限元模型2.2 单元的选取温度场分析采用 8节点六面体热分析单元Solid 70，应力场分析采用8节点六面体结构分析单元 Solid 45。共划分单元 373948个。

2.3 边界条件2.3.1 温度场边界条件在 管 程 内 表 面 施 加 对 流 传 热 系 数 80W/(In ·℃)及温度 180℃(上部管程)和250 oC(下部管程)，换热管内温度假定从进口至出口均匀上升；在壳程内表面施加对流传热系数 2000W/(m ·℃)及温度 235℃；保温层外表面施加对流传热系数 10 W/(rn ·℃)及温度 2O qC。

2.3.2 应力场边界条件管程(包括换热管)内表面施加压力 5 MPa；壳程内表面施加压力 2 MPa；同时将热分析所得到的节点温度作为体积载荷施加到对应节点上。

2.3.3 对称边界条件在结构的 XOZ和 YOZ面加上对称边界条件，即这些面上的法向位移为零。

2.4 操作工况将管程压力、壳程压力与温度载荷三种载荷组合，可以得到包括开工、正常工作和停车过程中可能出现的7种瞬态和稳态操作工况 j，见表3。

3 温度场分析结果求解后的甲醇合成塔模型温度分布见图 3，其中合成塔上管板温度分布见图4。由图4可以看出，在布管区，温度沿管板厚度方向仅在靠近壳程流体侧很薄的-层内存在较大的温度梯度；在非布管区，管板温度变化比较均匀，温度梯度较第 30卷第 4期 压 力 容 器 总第245期图 13 工况 7应力云图5 管板转角处强度评定限于篇幅，仅对管板转角处的应力进行强度评定。3条应力评定路径设置如图 1所示。由于3条路径均位于管板与管箱和筒体的过渡连接处，也是结构不连续处，评定时需校核-次局部薄膜应力 P (即 SⅡ)和-次应力加二次应力 P P6(且口SⅣ) 。 。

表 5 工况2-7下的管板转角处强度评定计算 应力评定 -次局部薄膜应力强度 应力强度许用极限 -次加二次应力强度 应力强度许用极限 结论工况 路径 SⅡ/MPa /MPa Sw/MPa /MPa1-1 53.6 1.5S 186 234.2 3S 372 通过工况2 2-2 40.63 1.5S 186 144 3S 372 通过3-3 25.83 1.5S 186 97.9 3S 372 通过1-1 7.83 1.5S 186 20.11 3S 372 通过工况 3 2-2 10.58 1.5S 186 77.88 3S 372 通过3-3 8.04 1.5S 186 31.48 3S 372 通过1-1 53.2 1.5S 186 171.5 3S 372 通过工况4 2-2 44.76 1.5S 186 143 3S 372 通过3-3 18.98 1.5S 186 68.96 3S 372 通过1-l 31.45 1.5S 186 91.39 3S 372 通过工况 5 2-2 14.55 1.5S 186 134.8 3S 372 通过3-3 20.7 1.5S 186 76.8 3S 372 通过l-1 53.61 1.5S 186 215.6 3S 372 通过工况 6 2-2 42.1 1.5S 186 79.52 3S 372 通过3-3 19.79 1.5S 186 75.93 3S 372 通过1-1 53.72 1.5S 186 152.8 3S ：372 通过工况 7 2-2 47.56 1.5S 186 79.48 3S 372 通过3-3 12.18 1.5S 186 41.54 3S 372 通过注：许用应力 S 124 MPa。

6 换热管轴向应力由于设备操作温度与压力较高，换热管的拉脱应力与轴向压应力需满足稳定性条件 J。表 6列出了换热管拉脱应力和轴向压应力校核结果。

同时可以看出，有温度载荷作用时，换热管的最大轴向压应力与最大拉脱应力较大。

7 管板过渡圆角半径 值对管板应力的影响考虑到管板与壳体连接过渡圆角对管板应力影响可能比较突出，文中着重考察在其他条件不变的情况下，只改变管板的过渡圆角半径对该处应力场的影响。限于篇幅，文中只取工况 2，工况4两种工况，分别取R20，40，60，80 mm，分析路径 1-1处，不同圆角半径的应力强度变化规律，结果见图 14，l5。

甲醇合成塔管板的有限元分析表6 各种操作工况下的换热管轴向应力校核计算工况 最大拉脱应力 MPa 许用拉脱应力[q]/MPa 最大轴向压应力or /MPa 许用压应力[ ] ，/MPa 结论工况 1 21.5 239.48 -38.9 87.69 通过工况 2 16.2 79.83 -29.3 87.69 通过工况 3 4.97 79.83 -8.99 87.69 通过工况 4 16.5 239.48 -29.9 87.69 通过工况 5 21.8 239.48 -39.4 87.69 通过工况 6 11.7 79.83 -21.1 87.69 通过工况 7 l2.33 239.48 -22.3 87.69 通过日宝赠注：评定条件：无温差g<[g]，I I<[ ] ( <0时)；有温差g<3[g]，I l<[ ]。 ( <0时)。

图14 工况2管板各项等效应力随R值变化曲线日宝骤图l5 工况4管板各项等效应力随 值变化曲线随着尺值的增大，膜应力值基本不变，其余各项应力值均呈下降趋势。说明过渡圆角过小，会造成局部二次应力过大；相反，增大过渡圆角半径，能适当降低-次应力；n-次应力，同时也能降低该处的峰值应力，可以改善此处的应力分布。

8 结论(1)对甲醇合成塔这样既承受高压又有温度载荷作用的换热设备而言，在仅承受压力载荷的瞬态工况下，增加管板的厚度相当于加强其抵抗变形的刚度，是降低应力水平的-个措施，然而在正常操作工况下，温度载荷与压力载荷共同作用，此时减薄管板厚度，减少管板的较大刚度对壳体的约束才是合理的∩见，管板厚度的选择并不能同时满足各种工况的要求。依据有限元分析结果对各种工况下的管板进行强度评定是确定管板合理厚度的有效手段。

(2)根据各载荷工况的计算结果可以看出，最危险的工况并非正常操作时的稳态工况，而是出现在开工时的瞬态工况。同时可以看出，由于管束热膨胀大于壳体热膨胀，在温度载荷的作用下，可部分缓解管板由于管程高压引起的整体弯曲变形。因此，设备开工时宜先升温后升压，停工时先降压后降温。同时避免紧急开停工对管板可能造成的损坏。

(3)在管板结构尺寸设计时，应注意管板过渡圆角半径 R值对管板与壳体连接过渡区局部应力的影响，尽量避免过渡圆角半径 值过小，造成局部二次应力过大。但是在布管区范围-定时，加大尺值甚至在转角处使用挠性过渡圆角可能会加大壳体直径，导致壳体壁厚增加，从而增加设备投资，设计时应全面加以考虑。