基于有限元法的甲醇回收精餾塔強度計算及安全評價

張益銘

中國石油集團石油管工程技術研究院，陜西西安 710077

在天然氣的開采過程中，氣藏壓力使地層水滲入，而一般采用的排水采氣工藝也會產生氣田水。為防止形成水合物堵塞氣井，通常需要注入大量的甲醇來抑制天然氣水合物的形成。甲醇注入分為井口注醇和站內注醇兩種工藝，甲醇在注入管道后在集氣站伴隨天然氣脫水，從而產生氣田含甲醇污水[1]。為了保護環境、降低開采成本、提高經濟效益，必須回收并循環利用含醇污水中的甲醇。目前，各大油氣田一般采用基于化學預處理——常壓精餾工藝的甲醇回收系統[2]。在鄂爾多斯盆地，2010年以前就已建成11處天然氣污水處理場，共有15套含醇污水處理裝置，總處理污水能力約50萬m3/a，其中實際處理污水約30萬m3/a，回收甲醇約8.0萬t/a[3]。

含醇污水的水質特點是礦物質、懸浮物、油分和機械雜質含量較高，pH值較低[2]。主要是由于在天然氣開采過程中定期注入成分復雜的緩蝕劑和甲醇，污水吸收了天然氣中的H2S和CO2等使之成為易結垢、腐蝕性強的復雜污水體系[4-6]。因此，在回收甲醇的同時，含醇污水也會對精餾塔等設備產生很強的腐蝕[7]。隨著壁厚腐蝕，設備不可避免地會發生相應的結構強度、應力改變。Adib-Ramezani[8]研究了腐蝕缺陷形式對管道承受的極限壓力及應力集中的影響，認為應力一般集中在鈍化缺口，而軸向缺陷和徑向缺陷將導致高度的應力集中，且隨著缺陷深度的增加，管道的剩余強度將加速減小。考慮到管道實際工作環境中的載荷、彎矩及腐蝕缺陷情況的影響，可依據API 579或有限元等方法進行分析[9]。為了評價精餾塔在使用過程中的應力狀況，本文采用有限元法[10]對結構進行模擬計算，得出各部分的應力數值；同時綜合考慮塔身材料及腐蝕速率等情況，探討精餾塔的服役現狀及剩余壽命。

1 精餾塔的有限元模型

1.1 模型結構

由于某典型精餾塔（見圖1）本身構造較為復雜，將塔身依不同壁厚分為三段，采用Pro/E軟件分別建立三維計算模型，模型中省略了對整體強度影響較小的保溫層和人孔等部件，同時將整體重力通過換算附加到模型材料的密度值上。通常情況下，建模的形式有全尺寸對稱模型、1/2模型以及1/4模型等[11]，精餾塔為對稱結構，因而建立1/2模型即可，如圖2所示。

圖1 精餾塔

圖2 計算模型示意

1.2 網格劃分

計算采用結構分析軟件ANSYS Workbench Environment（AWE） 12.0，采用20節點的186單元對有限元實體模型進行網格劃分，并采用sweep命令，得到較為理想的六面體網格，如圖3所示。劃分的網格單元總數為37 596，節點總數為201 332。

圖3 精餾塔網格劃分示意

2 載荷加載及約束條件

塔身材料為Q245R鋼，材料參數為：彈性模量E=2×105MPa，泊松比μ=0.3，材料密度為ρ=7.85×10-9t/mm3。

考慮精餾塔內部介質及附屬部件的影響，塔的總質量為10.95 t，將總質量通過換算全部附加到塔身上，則整體的密度為ρ1=9.35×10-9t/mm3。

為探討塔的應力分布，模型采用精餾塔初始階段的實測壁厚，即19、13、11 mm。

2.1 地震載荷的計算

結構的固有震動參數是承受動態載荷結構設計中的重要參數，因此要計算風載荷和地震載荷，首先要計算精餾塔結構的固有頻率。

精餾塔為變徑的塔式容器，根據直徑的變化分為三級，為了簡化計算，采用等直徑、等壁厚塔式容器來估算其振動特性。塔身的厚度取各段塔身厚度在高度方向的加權平均值，根據SH/T3001-2005《石油化工設備抗震鑒定標準》[12]，等直徑、等壁厚的塔式容器，基本自振周期T1（單位：s）：

式中：H為塔式容器的總高，取29 250 mm；m0為塔式容器的操作質量，取10 950 kg；Et為容器殼體的彈性模量，取2×105MPa；t為塔式容器殼體的加權壁厚，取15.44 mm；D1為塔式容器內徑，取800 mm。以上數據代入公式（1），求得T1為1.17 s。

精餾塔是直立設備，可以看成是固定在地面上的懸臂梁結構，當地震發生時，地面的震動可以近似分為水平加速度和豎直加速度，地震的水平加速度給塔身施加水平載荷，使設備產生很大的附加彎矩，豎直加速度則疊加在原有的重力加速度之上，使設備產生超重效應。根據SH/T 3001-2005，按照抗震設防烈度8，取水平地震影響系數最大值αmax=0.16。

由精餾塔自振周期T1=1.17 s，按照SH/T 3001-2005可以求得水平地震影響系數為：

式中：T9為特征周期，s，根據場地類別按照SH/T 3001-2005，取0.4。

豎向地震影響系數最大值為：

2.2 風載荷的計算

精餾塔在使用過程中經受一定速度的風吹繞過設備，會在設備上形成相應的水平作用力，使設備受到彎矩作用，所以有必要對精餾塔身的風載荷進行數值模擬。

根據JB/T4710-2005《鋼制塔式容器》[13]順風向水平風力P1（單位：N）：式中：K1為體型系數，取0.7；K21為塔式容器各計算段的風振系數，當容器高H≥20 m時，取2.57；q0為基本風壓值，根據GB 50009-2001《建筑結構載荷規范》[14]，內蒙古鄂爾多斯烏審旗地區50年一遇的風壓值為550 N/m2；f1為風壓高度變化系數，當器式容器高度為29.25 m、地面粗糙類別為B類時，取1.4；l1為計算段長度，取塔高29 250 mm；De1為容器各計算段的有效直徑，其外部保溫層厚100 mm，不考慮塔身外部其他附加物，取有效直徑938 mm。

以上數據代入公式（4），解得P1為38 000 N，施加在最不利的方向。

2.3 載荷與約束的施加

根據精餾塔結構的對稱性，在結構的對稱面上施加對稱約束。塔的內表面施加P0=0.15 MPa的設計內壓；塔身底座施加全約束。

考慮重力、風載荷的影響。由于精餾塔結構是對稱模型只取1/2模型分析即可，施加在模型上的水平力為P1的一半，為19 000 N。施加在最不利的方向，風向為X負方向。

考慮重力地震載荷的影響，水平向地震加速度為：

豎直向的地震加速度為：

式中：g為標準重力加速度，9 806.6 mm/s2。

數值代入式（5）～（6），求得：

a1=588 mm/s2， a2=10 101 mm/s2。

在X正方向，施加加速度a1；在Y負方向，施加加速度a2。

3 計算結果及壽命評估

3.1 計算結果

精餾塔有限元計算結果如圖4所示，從圖4（a）可以看到整體結構應力值較大的區間分布于塔身下部，塔身上部應力值較小，一般都低于30 MPa。圖4（b）為應力峰值的局部示意，最大應力為83.64 MPa。同時在A區域應力值都較大，可以看到該處應力值一般都超過了60 MPa，局部甚至超過了70 MPa。這說明該區域存在很大程度的大拉應力分布。雖然此處不是塔身的最大應力處，但較廣范圍的大應力仍然會影響塔身服役中材料的抗腐蝕和抗疲勞等性能。

圖4 精餾塔應力云圖

圖5給出了最大應力處沿厚度方向的分布。由圖4、5可以看到外表面附近的應力最大，這主要是因為風速和水平加速度的共同作用，同時由于該處塔身直徑變化劇烈，因此該處也容易產生應力集中。塔身相對較高的，可以將其作類似于懸臂梁結構處理，因此最大應力處的外表面承受了較大的張開應力。服役過程中也是裂紋最容易產生的區域。

圖5 應力沿厚度方向分布

3.2 壽命評估

Q245R鋼在130℃時許用應力為130 MPa，以此值為標準，來評價精餾塔的使用壽命。通過實地測量精餾塔各段的厚度，得到年平均腐蝕速率約為0.43 mm。使用Design Explorer優化模塊建立what-if關系來計算第n年精餾塔的最大應力值σmax，設定130 MPa為目標量來求得n值。

精餾塔壽命評價曲線如圖6所示，其中第15年σmax為129 MPa，第16年為138 MPa，第17年為154 MPa。可以看到第16年σmax已經超過了Q245R鋼的許用應力，同時從第16年開始，最大應力值的增長幅度明顯變大，因此可以認為精餾塔使用壽命為15年。

圖6 精餾塔壽命評價

4 結論

本文基于有限元法，分析了精餾塔的塔身應力分布，評估了精餾塔的剩余壽命，得出以下結論：

（1）精餾塔整體結構應力值較大的區間分布于塔身下部，最大應力處的外表面承受了較大的張開應力，服役過程中容易產生裂紋。

（2）通過計算得出塔身的使用總壽命為15年，考慮到實際中已經服役了6年，因此預期塔身的安全使用期限還剩9年。

（3）影響精餾塔使用壽命的主要因素是塔身的腐蝕速度，尤其是在使用后期，這種負面效應更加劇烈。為了延長精餾塔的使用期限，建議采取一定的措施減緩腐蝕。

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