定工況下石蠟油油罐有限元分析

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(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816；2.中國石油化工股份有限公司 金陵分公司， 江蘇 南京 210033)

設(shè)計計算

定工況下石蠟油油罐有限元分析

李云1，談金祝1，沈翔1，姚國軍2

(1.南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院， 江蘇 南京 211816；2.中國石油化工股份有限公司 金陵分公司， 江蘇 南京 210033)

以10 000 m3大型石蠟油油罐為研究對象，基于數(shù)值模擬技術(shù)和有限元方法，采用CFD和ANSYS軟件，對溫度為400 K的石蠟油在進(jìn)油量為200 m3/h、水蒸氣質(zhì)量流量為700 g/s工況條件下油罐的溫度場及應(yīng)力場進(jìn)行數(shù)值分析，研究熱力耦合作用下油罐結(jié)構(gòu)的應(yīng)力大小及分布。研究結(jié)果表明，10 000 m3大型石蠟油油罐在熱力耦合作用下，罐頂與槽鋼相連的焊縫處應(yīng)力較大，最大應(yīng)力發(fā)生在進(jìn)油管側(cè)焊縫處，數(shù)值為427 MPa，該應(yīng)力導(dǎo)致油罐發(fā)生斷裂。實際工況下油罐斷裂情況與有限元分析結(jié)果一致。

油罐； 石蠟油； 熱力耦合； 應(yīng)力分布； 有限元分析

隨著石化工業(yè)的快速發(fā)展和能源危機(jī)的日益突出，以大型油罐為主的石油儲備項目受到了高度重視[1]。儲罐發(fā)展的趨勢是大型化，單罐體積越大，單位體積的鋼材耗量越低，建罐投資越省，同時罐區(qū)總占地面積也越小[2]。由于油罐中存儲的石油是易燃、易爆的危險物料，大量石油外泄和燃燒會造成經(jīng)濟(jì)損失，同時危及人員安全，嚴(yán)重的可能造成災(zāi)難性事故，因此對油罐特別是大型油罐安全性和可靠性的研究具有重要意義。

隨著計算機(jī)技術(shù)、計算流體力學(xué)和有限元理論的快速發(fā)展，采用數(shù)值方法研究大型油罐在各種工況下的運行情況已成為可能[3]。尹曄昕等對20 000 m3拱頂儲罐進(jìn)行了內(nèi)外壓、液柱靜壓和集中載荷作用下的強(qiáng)度計算和內(nèi)外壓作用下的穩(wěn)定性計算[4]。黃瓊等分別對10 000 m3原油儲罐進(jìn)行了原油靜壓、自重、溫差作用下的應(yīng)力強(qiáng)度模擬，并探索了幾種載荷對儲罐失效的影響程度[5]。O liveski等應(yīng)用實驗測試和數(shù)值計算方法對頂部和底部絕熱的油罐內(nèi)的熱油進(jìn)行了分析[6]。劉巨保等則基于GB 50341—2014《立式圓筒形鋼制焊接油罐設(shè)計規(guī)范》[7]對拱頂儲罐進(jìn)行弱頂結(jié)構(gòu)設(shè)計，并采用有限元方法對儲罐進(jìn)行了應(yīng)力分析[8-10]。Prager M對固定頂儲罐弱頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，認(rèn)為罐頂與罐壁采用弱連接有利于保證罐壁以下結(jié)構(gòu)的完好性[11]。這些分析均是針對大型儲罐在正常進(jìn)油、出油操作時所受外力下的應(yīng)力分布情況及設(shè)計改進(jìn)的研究，對進(jìn)油管進(jìn)油過程中伴有水蒸氣，即在熱力耦合作用下油罐溫度場及應(yīng)力場的數(shù)值模擬分析鮮見報道。

文中以某石化公司10 000 m3石蠟油油罐為研究對象，基于數(shù)值模擬技術(shù)和有限元方法，采用CFD和ANSYS軟件，先對溫度為400 K的石蠟油在進(jìn)油量為200 m3/h并含有水蒸氣(水蒸氣質(zhì)量流量為700 g/s)的定工況條件下油罐內(nèi)部流體進(jìn)行分析，得到溫度場分布后再將其作為熱載荷作用到有限元模型中，并施加油罐結(jié)構(gòu)的重力場及內(nèi)部流體壓力場，對熱力耦合作用下油罐結(jié)構(gòu)應(yīng)力場進(jìn)行有限元分析。

1 油罐結(jié)構(gòu)和材料參數(shù)

該油罐為10 000 m3固定頂儲罐，石蠟油溫度為400 K，進(jìn)油及出油量均為200 m3/h，水蒸氣進(jìn)口質(zhì)量流量700 g/s，油罐內(nèi)壓8 700 Pa(表壓)。

油罐內(nèi)徑31 m，筒體高度14.58 m。罐底中心到邊緣板有一定錐度，錐度比例為∠15：1 000，罐底厚度10 mm，邊緣板厚度12 mm，邊緣板外伸長度61 mm。罐壁由從下到上9節(jié)變厚筒體焊接而成，底圈筒體高度1 780 mm，厚度14 mm；第2、第3圈筒體高度均為1 780 mm，厚度12 mm；第4圈筒體高度1 780 mm，厚度10 mm；第5、第6、第7圈筒體高度均為1 780 mm，厚度8 mm；第8圈、頂圈筒體高度均為1 780 mm，厚度8 mm。罐頂內(nèi)徑31 m，壁厚6 mm。罐頂進(jìn)油管和罐底出油管內(nèi)徑均為300 mm，2個呼吸閥內(nèi)徑300 mm，呼吸人孔內(nèi)徑500 mm，檢尺口蓋內(nèi)徑150 mm，封頭各接管位置及尺寸見圖1。

圖1 油罐封頭各接管位置及尺寸

油罐封頭通過槽鋼與罐壁焊接，罐頂與槽鋼間的焊高為4 mm。油罐罐壁與罐底焊接連接，罐壁與罐底間的焊高為10 mm。各圈筒體之間均采用環(huán)焊方式連接。封頭以及筒體的第7圈、第8圈和頂圈的材料均為Q235B，抗拉強(qiáng)度為375 MPa；筒體底圈、第2圈、第3圈、第4圈、第5圈、第6圈的材料均為Q345R，抗拉強(qiáng)度為510 MPa。油罐底部中幅板和墊板材料均為Q235B，邊緣板材料為Q345R。封頭和筒體外側(cè)采用石棉保溫層保溫，封頭處保溫層的熱導(dǎo)率為0.1 W/(mm·K)，筒體處保溫層的熱導(dǎo)率為0.05 W/(mm·K)。油罐的設(shè)計和制造按照GB 50341—2014、JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)(2005年確認(rèn))》[12]、JIS B8501—1995《Welded Steel Tanks for Oil Storage》[13]等的相關(guān)要求進(jìn)行。

2 油罐內(nèi)部流體溫度場數(shù)值分析

2.1幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

基于油罐實際結(jié)構(gòu)尺寸大及回轉(zhuǎn)型結(jié)構(gòu)的模型特征，按實物以油罐內(nèi)部空間流體的1/2建立油罐數(shù)值模擬的三維實體模型，其對稱面為進(jìn)油管與筒體的共用中垂面，見圖2。

圖2 油罐內(nèi)部空間流體三維模型

將建好的三維模型導(dǎo)入CFD前處理器workbench進(jìn)行網(wǎng)格劃分。針對模型比較大的特點，采用對復(fù)雜幾何形狀適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，以便于網(wǎng)格類型統(tǒng)一收斂。對本模型采用Hex網(wǎng)格單元形式，主體部分網(wǎng)格單元尺寸為0.5 m，呼吸閥網(wǎng)格單元尺寸為0.02 m，呼吸人孔網(wǎng)格單元尺寸為0.02 m，進(jìn)口管網(wǎng)格單元尺寸為0.02 m。最大扭曲度skewness為0.999，最小扭曲度skewness為1.305×10-10。網(wǎng)格單元數(shù)目為287 598。對呼吸閥、呼吸人孔及進(jìn)口管外表面局部采用inflation加密，加密層數(shù)為2層。油罐內(nèi)部空間流體劃分單元網(wǎng)格后的數(shù)值模型見圖3。

圖3 油罐內(nèi)部空間流體單元網(wǎng)格劃分

2.2邊界條件

設(shè)置進(jìn)油管進(jìn)口邊界條件為mass flow inlet，并定義mass flow inlet的進(jìn)口質(zhì)量流量為700 g/s，進(jìn)口溫度為400 K。設(shè)置呼吸閥及呼吸人孔出口邊界條件為pressure outlet，出口流量比例按面積定義。將底面蠟油定義為wall，溫度定義為400 K。筒體內(nèi)壁面定義為wall，厚度0.006 m，并定義筒體處保溫層熱導(dǎo)率；封頭內(nèi)表面定義為wall，厚度0.006 m，并定義封頭處保溫層熱導(dǎo)率。定義油罐內(nèi)部水蒸氣在400 K下的密度為0.025 8 kg/m3，動力黏度為1.32 Pa·s。

2.3模擬結(jié)果及分析

油罐內(nèi)部流體對稱面上的溫度分布見圖4。從圖4可以看出，油罐內(nèi)部整體溫度分布較均勻，約為353 K，受熱油進(jìn)口因素影響，進(jìn)油管進(jìn)口處及進(jìn)油管側(cè)溫度偏高。內(nèi)壁面溫度為337 K，略高于封頭內(nèi)表面溫度(326 K)。水蒸氣的進(jìn)入及內(nèi)壁面溫差會影響油罐內(nèi)部流場擾動，導(dǎo)致內(nèi)部溫度場分布不均，產(chǎn)生溫差應(yīng)力。

圖4 油罐內(nèi)部流體對稱面上溫度分布

油罐內(nèi)部流體對稱面上壓力分布見圖5。從圖5看出，油罐內(nèi)部空間總體壓力分布較均勻，最大壓力與最小壓力只差140 Pa。因此，在油罐有限元模擬中，將油罐內(nèi)部流體壓力設(shè)定為8 700 Pa。

圖5 油罐內(nèi)部流體對稱面上壓力分布

3 熱力耦合作用下油罐有限元分析[14-16]

3.1幾何模型建立及網(wǎng)格劃分

根據(jù)油罐的實際結(jié)構(gòu)特點，按照實物建立油罐的1/2對稱三維有限元模型(圖6)，其對稱面為進(jìn)油管與筒體的共用中垂面。基于油罐直徑遠(yuǎn)大于筒體壁厚的特點，對油罐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡化處理，將筒體的壁厚從頂圈罐壁的6 mm到底圈罐壁的14 mm進(jìn)行梯形簡化，并且忽略了封頭內(nèi)部的加強(qiáng)筋、槽鋼處的加強(qiáng)板和豎向折板的作用。圖6所示模型的內(nèi)邊界與圖2所示模型的外邊界完全重合，是為了保證CFD數(shù)值模擬的溫度場數(shù)據(jù)能夠與此模型上一一對應(yīng)。

圖6 油罐1/2對稱三維有限元實體模型

將建好的三維模型在ANSYS mesh中進(jìn)行網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格類型取Tri網(wǎng)格，單元尺寸為20 mm，進(jìn)氣口、呼吸閥口及呼吸人孔采用inflation層加密，加密層設(shè)置5層，網(wǎng)格總數(shù)目為506 998。

3.2邊界條件及施加載荷

在ANSYS的Thermal模塊中建立油罐封頭與槽鋼及槽鋼與筒體間接觸對，同時導(dǎo)入CFD模擬的內(nèi)部流場溫度場數(shù)據(jù)，定義參考溫度為298.15 K，材料熱導(dǎo)率為0.05 W/(mm·K)，熱膨脹系數(shù)為1.7×10-5。設(shè)置油罐底部面為fixed support約束，在鏡像對稱面設(shè)置symmetry鏡像約束。在Thermal模塊中數(shù)值模擬出油罐結(jié)構(gòu)的溫度場數(shù)據(jù)，把內(nèi)壓、重力場及生成的溫度場數(shù)據(jù)施加到ANSYS的Structural模塊中對油罐進(jìn)行熱力耦合分析。

3.3模擬結(jié)果及分析

熱力耦合作用下油罐1/2對稱三維結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布見圖7。從圖7可以看出，10 000 m3油罐罐頂與槽鋼相連的焊縫處應(yīng)力較大，其中最大應(yīng)力發(fā)生在進(jìn)油管側(cè)焊縫處，數(shù)值為427 MPa。最大應(yīng)力出現(xiàn)在此處可能是因為進(jìn)油管處進(jìn)熱油同時伴有高溫水蒸氣，導(dǎo)致此處局部溫差明顯，進(jìn)而產(chǎn)生較大溫差應(yīng)力，此應(yīng)力已超出Q235B的屈服強(qiáng)度，可能在該處發(fā)生失效。

圖7 熱力耦合作用下油罐1/2對稱三維結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布

為進(jìn)一步研究罐頂與槽鋼相連焊縫處的具體應(yīng)力變化規(guī)律，選取沿焊縫路徑上的應(yīng)力值為研究對象，其應(yīng)力變化規(guī)律見圖8。圖8中坐標(biāo)原點代表焊縫上距進(jìn)油管最近的焊點(起始點)，橫坐標(biāo)代表沿焊縫各節(jié)點到起始點的距離。從圖8可以看出，沿頂部焊縫從進(jìn)油管側(cè)到進(jìn)油管對側(cè)的等效應(yīng)力先減小再增大，中間應(yīng)力基本保持一定，但在3～3.5 m區(qū)間焊縫等效應(yīng)力出現(xiàn)起伏波動，可能是呼吸人孔處溫差應(yīng)力所致。在內(nèi)壓為8 700 Pa、水蒸氣進(jìn)口質(zhì)量流量為700 g/s時，罐頂焊縫平均應(yīng)力為206 MPa，最大應(yīng)力在起始點，數(shù)值為427 MPa。油罐在熱力耦合作用下焊縫等效應(yīng)力較大，已經(jīng)超過了材料強(qiáng)度極限而發(fā)生強(qiáng)度破壞。

圖8 熱力耦合作用下油罐頂部焊縫沿進(jìn)油管側(cè)到對側(cè)等效應(yīng)力

實際工況中該油罐斷裂照片見圖9。從圖9可以看出，在溫度為400 K、石蠟油進(jìn)油量為200 m3/h并含有質(zhì)量流量為700 g/s水蒸氣的工況條件下，油罐斷裂位置位于進(jìn)油管一側(cè)封頭與槽鋼相接焊縫處。有限元模擬結(jié)果與實際油罐斷裂結(jié)果一致，驗證了模擬的準(zhǔn)確性與可靠性。

圖9 實際工況中10 000 m3油罐斷裂情況

4 結(jié)語

對溫度400 K、進(jìn)油量200 m3/h并含有質(zhì)量流量為700 g/s水蒸氣工況條件下的10 000 m3大型石蠟油油罐進(jìn)行了有限元模擬分析。結(jié)果表明，定工況下油罐內(nèi)部整體溫度分布較均勻(約353 K)，筒體內(nèi)壁面溫度略高于封頭內(nèi)表面溫度。在熱力耦合作用下，油罐罐頂與槽鋼相連的焊縫處應(yīng)力較大，最大應(yīng)力發(fā)生在進(jìn)油管側(cè)焊縫處，數(shù)值為427 MPa。實際工況條件下，油罐在位于進(jìn)油管一側(cè)封頭與槽鋼相接焊縫處發(fā)生了斷裂，與有限元模擬結(jié)果一致，驗證了有限元模擬的準(zhǔn)確性與可靠性。

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(張編)

FiniteElementAnalysisofParaffinOilTankunderSpecificConditions

LIYun1，TANJin-zhu1，SHENXiang1，YAOGuo-jun2

(1.College of Mechanical and Power Engineering， Nanjing Tech University， Nanjing 211816，China； 2.SINOPEC Jinling Company， Nanjing 210033， China)

A 10 000 m3paraffin oil tank was studied under operation conditions of a 200 m3/h inlet paraffin oil which carryovers 700 g/s steam under 400 K. Applied with CFD and ANSYS software which based on numerical simulation technology and finite element method respectively，the temperature field and the stress distribution of the oil tank structure were obtained under the effect of thermal-mechanical coupling with an application of CFD and ANSYS software. The simulated results show that larger weld stress locates in position that connects the tank roof and the channel steel, and the maximum stress up to 427 MPa that leaded to the fracture of the oil tank locates in the tank side with oil inlet pipe. The simulation results are consistent with the actual results.

oil tank； paraffin oil； thermal-mechanical coupling； stress distribution； finite element analysis

TQ053.2； TE972

A

10.3969/j.issn.1000-7466.2017.05.005

1000-7466(2017)05-0025-05

2017-03-30

李 云(1992-)，女，江西吉安人，在讀碩士研究生，主要從事過程裝備損傷機(jī)理、安全性和壽命預(yù)測技術(shù)研究。