高温作用下大型反应器内部集气室结构的失效模式分析

(惠生工程(中国)有限公司，上海 201210)

0 引言

轻质烯烃是重要的基础化工原料，传统的生产方法主要是对石油中轻烃的石脑油进行水蒸气裂解。而我国是一个缺油多煤的国家，甲醇制烯烃(methanol to olefins,MTO)可以代替传统的石油裂解工艺，有利于缓解我国对进口石油的依赖，同时也有利于消化过剩的甲醇[1-2]。再生反应器主要作用是将失活催化剂烧焦再生以维持反应器内反应活性[3-6]，而集气室结构是甲醇制烯烃再生反应器中的重要结构，可以将再生的催化剂与再生烟气通过旋风分离器进行分离，减少催化剂损失。集气室在650 ℃条件下工作，且该结构局部有隔热衬里，存在较大的温度梯度和温差应力，所以需要对该结构进行详细的温度场和应力场分析，设计出满足标准要求的结构。

图1为集气室与再生反应器连接结构图。集气室由筒体和碟形封头组成，从图中可以看出，集气室焊接在反应器封头内壁，且集气室上部的内、外侧进行了隔热处理，集气室下部直接与高温气体接触，反应器内壁也采用了隔热衬里。该设备直径大，且由于隔热层作用，集气室上部温度低、下部温度高，存在较大的温度梯度和温差应力。所以需要对该结构进行特殊设计，来消除热应力的影响。集气室下部有8个旋风分离器，且旋风分离器出口焊接在集气室的筒体和碟形封头上，旋风分离器内的物料重量和自重全部需要集气室来承担。

图1 集气室与再生反应器连接结构

图2为集气室隔热衬里及结构尺寸图，可以看出，集气室上部的材料与反应器壳体一致，为Q345R；下部材料为S30409，并且上部与下部之间有一段150 mm采用机加工成型，称之为热应力缓冲过渡段，该处结构尺寸通过多次调整计算确定，达到计算的热应力最小，且对反应器壳体应力影响也最小。本文以此结构为模型，采用有限元方法获得结构详细应力分布，对该结构存在塑性垮塌、疲劳、棘轮、屈曲失效模式进行分析，并按照ASME Ⅷ-2[7]和JB 4732—1995[8]对其安全性进行评定，以期对类似结构的工程设计有一定指导意义。

图2 集气室隔热衬里及结构尺寸

1 设计条件与有限元建模

1.1 设计条件

本文以直径∅8400 mm的大型反应器为研究对象，设计条件见表1。

表1 设计条件

表2 材料S30409在不同温度下的性能参数

由于该反应器工作温度为650 ℃，在内部浇筑了隔热衬里，使其设计温度为343 ℃，采用材料Q345R；集气室与反应器连接的材料为Q345R，上部900 mm范围内进行隔热，设计温度为343 ℃，下部直接与650 ℃高温气体接触，材料为S30409。对于该结构的设计，温差应力不可忽视，需要对该结构进行详细的温度场分布，然后进行热-机械载荷耦合分析。表2，3分别列出了材料S30409和Q345R在不同温度条件下的性能参数，所有值均从GB/T 150.2—2011[9]中查得。表4列出了隔热衬里和陶瓷纤维毯在不同温度下的导热系数。

表3 材料Q345R在不同温度下的性能参数

表4 隔热衬里和陶瓷纤维毯在不同温度下的导热系数

1.2 有限元建模

图3 集气室结构三维模型(带隔热衬里)

图4 集气室结构网格划分

根据结构的对称性及受力特点，将集气室结构简化成1/8模型。建模时采用APDL语言参数化建模[10-12]，方便对结构尺寸进行修改。并且考虑了碳钢板腐蚀裕量3 mm和钢板厚度负偏差0.3 mm。采用20节点Solid 186单元进行六面体网格划分，温度场求解采用Solid 90单元，结构的三维模型及网格划分如图3,4所示。

2 温度场分析

为了准确对集气室温度场进行模拟，将反应器内部的隔热衬里、集气室内部的隔热衬里和外部的陶瓷纤维毯考虑在模型中，在结构与高温介质直接接触的表面施加最高操作温度650 ℃；由于反应器球形封头外表面不保温，在其外表面施加空气对流换热系数，空气的对流换热系数为14 W/(m2·℃)，环境主体温度按照冬天0 ℃考虑。图5示出温度场求解边界条件的设置。

图5 温度场求解边界条件

图6为温度场求解结果，当去掉隔热衬里之后，反应器壳体的最高温度不超过222.6 ℃，集气室热应力缓冲过渡段的最高温度不超过450 ℃，不带隔热衬里的集气室温度与介质温度(650 ℃)一致。

(a)带隔热衬里

(b)不带隔热衬里

3 结果分析

3.1 机械场分析

首先对结构在设计工况下进行应力强度校核；然后在操作工况下进行热-机械场耦合分析，评定二次应力、疲劳强度校核、棘轮分析。载荷边界条件：在反应器内壁施加设计压力0.45 MPa，集气室内、外侧考虑17 kPa的压差，考虑旋风分离器由于压差产生的反向推力，旋风分离器及其催化剂自重10 t，同时考虑结构自重对集气室与封头连接处的影响。位移约束条件：由于结构建立了1/8模型，在0°和45°所有面上施加对称约束；在反应器封头端面上施加轴向和环向位移约束。详细的载荷与边界条件设置如图7所示。

图7 载荷与边界条件

图8为集气室结构应力分布云图，可以看出，最大Mises等效应力为78.1 MPa，发生在集气室与反应器封头连接处。图9示出了集气室结构放大的等效应力分布云图及路径相对位置。表5列出了集气室结构应力线性化及评定结果，可以看出，集气室结构各个路径上应力线性化结果满足应力强度要求。

图8 在机械场作用下集气室结构应力分布云图

图9 在机械场作用下集气室结构应力分布及路径

表5 在机械场作用下集气室结构路径上应力线性化及评定结果

注：Q345R在343 ℃下许用应力Sm1=134.4 MPa；通过温度场模拟，应力缓冲过渡段温度未超过450 ℃，S30409在450 ℃下许用应力Sm2=103 MPa

3.2 热-机械场耦合分析

在对集气室结构进行热-机械载荷耦合分析时，首先读入温度场求解结果；其次施加机械载荷，反应器内部施加操作压力0.245 MPa，其余机械载荷同第3.1节。图10示出集气室结构等效应力分布云图，最大等效应力为574.845 MPa，发生在集气室与反应器封头连接处，主要是由于集气室热膨胀差产生的弯曲应力。图11示出集气室结构放大的等效应力分布云图及路径相对位置。

图10 在热-机械场耦合作用下集气室结构应力分布云图

图11 在热-机械场耦合作用下集气室结构应力分布及路径

表6列出了集气室结构应力线性化及评定结果，可以看出，集气室结构路径6上的二次应力不满足应力强度要求，按照ASME Ⅷ-2，当一次加二次应力变化范围不满足相应的许用应力强度值SPS时，则需要引入疲劳罚系数对疲劳强度进行评定。

表6 在热-机械场耦合作用下集气室结构路径上

注：S30409在343 ℃下许用应力Sm3=111.4 MPa，在380 ℃下许用应力Sm4=104.6 MPa，在450 ℃下许用应力Sm5=103 MPa

3.3 疲劳强度分析

根据上述计算结果，在集气室与反应器壳体连接处的最大应力强度变化范围为636.04 MPa，集气室最大应力强度变化范围为434.611 MPa，由于两处材料不一样，所以分以下两种情况进行疲劳强度评定。

(1)集气室与封头连接处疲劳强度评定。

对于集气室与封头连接处，通过应力强度评定，且该处焊缝采用全焊缝，100%UT检测，并打磨圆角，焊缝表面磁粉检测，疲劳强度减弱系数取1。

工作循环次数n1=2 000;计算当量交变应力强度幅：S′alt1=636.04/2=318.02 MPa;在343 ℃下，该处的弹性模量Et=1.787×105MPa;修正应力幅：Salt1=S′alt1·E/Et=373.73 MPa；通过查标准JB 4732—1995附录C表C-1可得，疲劳工况下最大应力点的许用循环次数:N/2000=(5000/2000)[log(428/373.73)/log(428/338)]，计算得到N=3 385次；累计使用系数：0.59<1.0，疲劳计算通过。

(2)集气室热应力缓冲过渡段疲劳强度评定。

对于集气室热应力缓冲过渡段，该处焊缝采用全焊缝，100%RT检测，且焊缝表面采用机械加工，疲劳强度减弱系数取1。在对其进行线性化评定时，路径6上的一次加二次应力未通过评定，在对其进行疲劳强度评定时，需要考虑疲劳罚系数，根据ASME Ⅷ-2 中5.5.3节计算。

材料为奥氏体不锈钢，疲劳罚因子m=1.7，n=0.3；一次加二次应力变化范围：ΔSn,k=411.3 MPa；根据温度场求解结果，路径最大的工作温度为362.8 ℃，按照400 ℃查取许用应力，其值为107 MPa，则SPS=321 MPa；由于SPS<ΔSn,k

545.7 MPa，则疲劳罚系数：Ke,k=1.0+(1-n)×(ΔSn,k/SPS-1)/[n(m-1)]=1.938;工作循环次数n1=2 000;计算当量交变应力强度幅：S′alt1=217.31 MPa;在425 ℃下，该处的弹性模量Et=1.67×105MPa;修正应力幅：Salt1=Ke,kS′alt1·E/Et=504.37 MPa;通过查JB 4732—1995附录C表C-1可得，疲劳工况下最大应力点的许用循环次数：N/5000=(10000/5000)[log(524/504.37)/log(524/441)],计算得到N=5 829次；累计使用系数：0.343<1.0，疲劳计算通过。

3.4 棘轮分析

由于集气室结构承受机械应力和热应力，且两者全部有循环作用，并且在热应力缓冲过渡段的一次应力加二次应力超过了许用应力强度，需要对该结构进行棘轮分析，确保结构的安全性。集气室结构棘轮评定的详细过程如表7所示。

表7 集气室棘轮评定

注：SQmb=σs(1/X)；SQm=2.0σs(1-X)

3.5 屈曲分析

由于集气室内外存在压差，且最高操作温度达到650 ℃，在计算外压时，没有相应曲线可查，采用有限元法计算其许用外压力。采用Shell 181单元整体建模，筒体的长度为1 850 mm，筒体下面连接碟形封头。屈曲分析载荷与边界条件：在集气室外表面施加1 MPa外压力，在筒体上端面施加轴向和环向位移约束。图12为集气室结构屈曲失稳时的模态，临界外压力Pcr=0.896 321 MPa，筒体的安全系数为3，碟形封头安全系数n=16.129，则集气室结构许用外压力：P=55.3 kPa>14 kPa (集气室允许的最大压降)，则集气室结构不会发生屈曲。

图12 集气室结构屈曲模态

4 结论

(1)通过APDL语言建立了集气室结构的有限元分析模型，获得了结构温度场分布，并对其在热-机械载荷作用下进行了耦合分析和安全性评定，通过结构尺寸反复调整优化，设置了热应力缓冲过渡段，有效降低了集气室热应力，为此类支撑结构设计提供了一定参考依据。

(2)在结构参数优化过程中发现，对于高温结构设计，不仅要使结构有足够的强度，而且还要有合适的刚度能够变形协调吸收温差产生的热位移，进而降低热应力。

(3)对于操作条件苛刻且结构复杂的应力分析，失效模式不再是单一的强度失效，而是要考虑结构可能存在的失效模式，并对每一种失效模式进行分析与评定，确保结构使用的安全性。