加氢反应器裙座热箱的辐射传热分析与安全性评定

徐君臣 杨文庭 李利辉

（惠生工程（中国）有限公司 上海 201210）

加氢反应器是石化领域中的核心设备，一般在高温、高压、临氢条件下工作，对其结构设计、制造与检验提出了更高的要求。加氢反应器底封头与裙座连接处是典型的高应力区，主要是由于结构不连续产生的应力集中和高温条件下工作产生的较高热应力。加氢反应器裙座为非受压元件，其厚度一般按照NB/T 47041—2014《塔式容器》[1]进行设计计算，但裙座的计算厚度没有考虑温差产生的应力。在裙座与底封头连接部位的温差较大，一般在裙座顶部设置由裙座、底封头和弧形板构成的隔热箱来降低温度梯度和温差应力。隔热箱的区域内无保温层，反应器封头的热量通过导热、对流和辐射方式传到裙座筒体上。已有学者和工程人员对加氢反应器裙座进行了强度分析[2-6]，但大部分采用的是平面二维模型，且很少考虑热箱辐射传热对结构强度的影响。当裙座在风载荷、地震载荷作用时，沿环向不同截面产生的弯曲应力不一样，且与温差应力相叠加，很难确定最大应力所在的截面。因此，裙座在考虑温度场，且承受风载荷、地震载荷作用时，将其简化成平面二维模型很有可能出现计算结果不准确。鉴于此，本文根据NB/T 47041—2014确定的裙座初始厚度，建立裙座的三维有限元模型，在内压、自重、风载荷、地震载荷以及热载荷作用下，对其进行详细的应力分析，并按分析设计标准JB 4732[7]进行应力强度评定，以确保结构的安全性。

图1给出了裙座结构尺寸示意图。该设备为锥形裙座，裙座与h型锻件相连接。为了减小h型锻件处的应力集中，里面的倒角设置成20mm。在裙座处设置了热箱来改善该区域的温度场分布，进而降低温差应力。

图1 裙座结构示意图

1 反应器设计条件

该反应器的设计压力为18.0 MPa，设计温度为480℃，工作压力为16.45MPa，工作温度为447℃。该设备的主体材料为12Cr2Mo1VR，在不同温度下材料性能参数见表1[8，9]。材料的抗拉强度Rm=590MPa，屈服强度ReL=415MPa，在设计温度下材料的许用应力Sm=157MPa[10]。

表1 材料物性参数

根据SW6软件计算结果，筒体截面以上部分操作时质量为2.584×106kg。根据设备形状与地质参数，按照NB/T 47041标准的规定，计算出筒体截面处的风弯矩为7.212×109N·mm，地震弯矩为8.365×1010N·mm，偏心载荷产生的弯矩为2.21×108N·mm。由于地震设防烈度低于8度，故无须考虑垂直地震力。按照NB/T 47041计算出筒体截面产生的最大弯矩为：

该弯矩在筒体端面产生的等效应力为：

2 裙座有限元建模

机械应力计算力学模型如图2所示，裙座高度按照时间尺寸建立，其中与h型锻件连接的筒体长度足够长，远大于2.5倍的边缘应力衰减长度。由于主要讨论h型锻件连接区应力分布规律，忽略下封头开孔接管，筒体端部施加等效压力P1模拟封闭筒体受力情况。

图2 机械应力计算力学模型

由于要对裙座的温度场进行精确的分析，所以在建模时建出保温层材料。在进行应力分析时，要对筒体端面施加风、地震以及偏心载荷产生的弯矩，故需要建出全模型，图3为带保温层裙座的三维模型。为了保证求解的精度，进行热分析时采用Solid90单元，在进行结构分析时，转换成具有20节点的高阶单元Solid186。模型中所有的体均采用6面体网格进行划分，不断对网格进行细化，直至求解的结果基本不变，图4显示了结构的网格划分。

图3 带保温层裙座三维模型

图4 裙座的网格划分

在进行热分析时，由于反应器内壁的温度与介质温度几乎一致，可以设置内壁温度为480 ℃，为边界1，保温层外壁与空气进行对流换热，对流换热系数为12W/(m2·K)，为边界2。反应器与保温层之间进行导热来传递热量。热箱处边界条件的设置是温度场计算的关键，计算结果表明在热箱内产生的辐射效应对计算温度场结果影响较大。在热箱同时内存在对流和辐射，但由于空间狭小很难形成对流，因此，忽略对流的影响，只考虑辐射传热问题，表面辐射率为0.5[11]，为边界3。边界4为绝热边界条件[12]。具体的热边界条件的设置如图5所示。

图5 机械应力加热应力计算模型

在进行热—机械载荷耦合分析时，在结构内表面施加内压载荷，在筒体端面施加由内压与操作时重力产生的等效压力，并在筒体端面上施加风、地震以及偏心载荷产生的弯矩或等效应力。约束条件为在裙座筒体的下端面施加全约束。机械应力加热应力计算模型如图6所示。

图6 载荷与边界条件

3 结果与讨论

图7显示了带保温层温度场分布云图。从图中可以看出，正是由于热箱的设置，使得裙座与下封头连接处的温度场分布较均匀，减小了温差产生的应力。在保温层的外壁温度较低，与环境温度接近。

图8，图9，图10分别给出了结构在工况1与工况2载荷条件下产生的应力强度分布图。从图中可以看出，不考虑热载荷结构产生的等效应力为197.26MPa，发生在h型锻件的倒角处；采用直接施加弯矩与施加弯矩产生的等效应力两种方法计算的结构总应力值基本一致，分别为576.25M Pa，575.66M Pa；同时也说明了，结构在机械载荷作用下产生的总应力值较小；当考虑温度场时，裙座处的温差较大，产生了较大的二次温差应力。为了评定其应力强度是否合格，需要对其进行应力线性化，而温差应力属于二次应力，采用3倍许用应力值进行控制。

为了对裙座进行应力强度评定，在结构上定义了3条路径。路径1在h型锻件上，路径2沿着球形封头厚度方向，路径3在h型锻件与裙座筒体连接处。具体路径位置如图11所示。

图7 温度场分布云图

图8 工况1下裙座的等效应力分布云图

图9 工况2下等效应力分布云图（直接施加弯矩）

图10 工况2下等效应力分布云图（施加等效应力）

图11 定义路径位置示意图

表2给出了定义路径上应力强度评定结果。在JB/T 4732中给出若考虑地震与风载荷，载荷组合系数K可取1.2，在这里K值仍取1.0，按照更严格的条件来控制。由于温差应力属于二次应力，因此，工况2只评定一次加二次应力。从表中可以看出，在工况1与工况2下，结构的应力强度均满足要求；沿球形封头厚度方向的路径2在两种工况下的应力值基本一致，主要是由于沿球形封头厚度方向的温差较小，温差接近2℃；路径1与路径3上线性化之后的二次应力值较大，主要是由温差应力造成的；对比工况2下面的两种方法求解的应力线性化之后几乎一致，这也说明了两种施加载荷方法的可靠性。由于本设备水压试验时，任何点上的压力（包括液柱静压力）不超过按JB 4732—1995(2005年确认)公式（3-2）求得的试验压力的6%，故不对试验压力工况进行应力分析。

表2 应力强度评定结果

4 小结

1）采用APDL语言建立了裙座热箱结构的有限元模型，考虑辐射传热对其温度场进行了分析，并对其在不同工况下进行了热力耦合分析，为该类裙座结构的分析与设计提供了一定参考依据。

2）对于工况1与工况2两种设计条件得出温度场产生的温差应力较大，热箱结构在一定程度上改善了裙座连接处的温差，降低了温差应力。

3）对于工况2下两种不同的施加载荷方法得出，施加风、地震以及偏心载荷产生的弯矩或等效应力计算的结构总应力和应力线性化结果基本一致。直接施加弯矩需要建出全模型，而施加等效应力只需要建出1/2模型，大大缩减了计算时间。