常減壓塔管式吊耳及其相關結構的計算校核

劉莎莎 鄒 磊朱 磊何述熠

1.大連益利亞工程機械有限公司 遼寧大連 116024；2.中石化重型起重運輸工程有限責任公司 北京 101599 3.大連理工大學機械工程學院 遼寧大連 116024

隨著國內煉油化工行業的不斷發展成長,以及工業設備不斷地趨向大型化與集成化的改變,尤其是興建煉油廠所必須的常減壓塔等裝置的單體重量越來越大,甚至超過上千噸,這些重量大、長度長、體積大的設備的安全吊裝問題也就越來越復雜,且更加受到重視［1］。同以前對我國老式吊耳進行傳統的計算不同,應對具有新的結構形式且更貼近國際化設計的管式吊耳,在簡化模型進行解析計算的基礎上,配以ANSYS有限元分析來滿足安全吊裝的需要。下文以國內某石化公司1000萬t/a常減壓蒸餾裝置在垂直吊裝工況下,其管式吊耳及相關結構的危險截面、主要焊縫截面的強度解析計算和有限元強度分析為例,不僅為該公司的安全吊裝工作提供可靠的依據,還對其他同類大型煉化設備在安全吊裝之前,其主吊耳的設計校核提供了一種可靠的計算驗證方法。

1 常減壓塔基本參數及載荷工況

1.1 常減壓塔基本參數

常減壓塔吊裝重量均為790t,主吊耳采用管式吊耳,直徑940mm,壁厚30mm,材料為Q345R。吊耳內外擋板(圖1中4號件、7號件)的間距為300mm,即吊耳受載面寬度為300mm。

由于常減壓塔的管式吊耳材料相同,工況相同,所以兩塔選取相同材料的屈服極限σs和強度極限σb,分別為 325MPa 和 500MPa［2］。 根據起重機設計規范［3］,單次吊裝屬于載荷組合C工況,因此選取材料安全系數n=1.22,常減壓塔的材料許用應力［σ］=266MPa。常減壓塔的角焊縫的許用應力［τh］=188MPa［4］。

1.2 單個管式吊耳結構及所受載荷

本文不同于國內管式吊耳的常用設計方式,參照國際常用的管式吊耳的結構［5］,選擇增加管徑和管軸壁厚、在管軸外設計立筋板以及減少管軸內腔筋板的復雜程度的方式,設計了常減壓塔的主吊耳,又由于兩塔的結構、尺寸及主吊耳的結構、尺寸均相似,下面計算分析均以常壓塔為例,常壓塔單個管式吊耳具體結構尺寸如圖1所示。

圖1 常壓塔主吊耳結構形式

因常減壓塔為立式設備,吊裝的起始狀態為水平狀態,塔兩端分別由主起重機同溜尾起重機共同合作,提升并使其從水平狀態翻轉至直立狀態,在整個過程中,管式吊耳在設備就位即直立狀態所受載荷最大,因此,選取對主吊耳最危險的垂直吊裝工況為計算工況。

常壓塔起吊重量790t,根據大型設備吊裝工程施工工藝標準［6］,選取動載系數ndy1=1.1,不平衡載荷系數ndy2=1.1,單個吊耳計算載荷F為:

式中:

m——起吊重量,t;

G——重力加速度,g=9.8m/s2;

ndy1——動載系數,ndy1=1.1;

ndy2——不平衡系數,ndy2=1.1。

2 管式吊耳強度解析計算

大型塔設備在較大載荷垂直吊裝時,管式吊耳的受力區域為最危險截面［7］,如圖1所示,管式吊耳內擋板的P-P截面為危險截面,以此截面為強度校核截面。吊耳計算載荷F距P-P截面的距離LF為吊耳受載面寬度的一半,即LF=150mm。

根據圖1尺寸結構對P-P截面進行計算得:

管式吊耳的截面積A1=8.57×104mm2。

管式吊耳的抗彎截面系數W1=1.89×107mm3。

式中,F——單個吊耳計算載荷,見公式(1—1),N;

根據參考文獻［3］的5.4.1.3節,管式吊耳P-P截面的復合應力σ:

管式吊耳的危險截面應力小于材料許用應力,滿足吊裝要求。

3 主要焊縫強度解析計算

對吊耳的相關結構(墊板及補強圈筒體)的焊縫強度進行解析計算,而為準確反映吊耳的受力特點,下節對吊耳的其余焊縫進行了有限元分析。

吊耳相關結構的角焊縫均為普通焊縫,計算厚度按0.7hf取值,計算得:

墊板角焊縫計算厚度δf1=16.8mm;

補強圈筒體角焊縫計算厚度δf2=11.2mm。

焊縫計算長度按四周環縫的形式計算得:

墊板焊縫長度lf1=7742mm;

補強圈筒體焊縫長度lf2=7742mm。

焊縫強度計算公式［4］:

式中:

F——單個吊耳計算載荷,見公式(1—1),N;

Af——角焊縫的計算截面面積,mm2;

δf——角焊縫的計算厚度,mm;

lf——焊縫的計算長度,mm。

綜上,墊板的焊縫應力τN1、補強圈筒體的焊縫應力τN2分別為:

吊耳的相關結構(墊板及補強圈筒體)的焊縫強度均小于許用應力,滿足吊裝要求。

4 管式吊耳及其相關結構有限元計算

4.1 有限元模型建立

對模型進行簡化,僅建立吊耳及吊耳連接處設備局部實體模型,網格劃分采用四面體單元,則常壓塔實體模型如圖2所示,吊耳處網格如圖3所示。

圖2 常壓塔整體模型圖

圖3 常壓塔吊耳局部網格

垂直吊裝工況時,需要在常壓塔壁上下邊緣施加全位移約束,同時需要在管式吊耳外壁下側施加載荷。如圖4所示,管式吊耳下側所承受的外力F是以沿弧長分布壓力p的形式傳給吊耳外壁,此處選取吊耳管壁下側接觸角度范圍、以正弦曲線分布的徑向載荷進行計算,計算得出正弦面載荷的最大值為21.16MPa。

圖4 施加載荷圖

4.2 有限元強度分析

垂直吊裝工況時,常壓塔兩側受力情況相似,故有限元分析選取其中一側為例(下同)。

由圖5所示的應力云圖可以看出,常壓塔整體應力基本小于許用應力,但是,墊板的上部焊縫中有約100mm長度的焊縫超過許用應力,有約30mm長度的焊縫大于屈服極限,最大應力為376MPa,小于強度極限,又由于墊板上部該段焊縫較短,所以進入強化階段后不會產生破壞;最大應力點499MPa發生在墊板上方的塞焊孔位置,為一個單元,其周邊單元的應力迅速衰減,同時存在形狀突變,因此產生應力集中,實際吊裝工況不會發生,可忽略。圈筒體交接處上下部焊縫均小于許用應力,管軸內部有兩段分別約120mm長的區域大于許用應力,但小于屈服極限,最大應力為287MPa。管軸外部也有兩段分別約60mm長的區域大于許用應力,但小于屈服極限,最大應力為283MPa。由于管軸內外部只有極小區域的應力值略微超過許用應力,所以單次吊裝并不會產生破壞。此外,外筋板與墊板交接焊縫處存在個別筋板端部有約30mm長度區域大于許用應力,極個別筋板有約10mm長度區域大于屈服極限,最大應力為334MPa,小于強度極限。需要注意的是,外筋板個別超限區域屬于結構形狀突變所產生的應力集中,導致數值偏大,有限元分析中應剔除,并且此處實際存在焊縫會降低應力,現場吊裝也不會發生破壞。

圖5 常壓塔整體應力云圖

圖6 管軸處應力云圖(188MPa以上)

圖7 管軸處應力云圖(325MPa以上)

綜上,常壓塔790t垂直吊裝工況中,補強圈筒體、墊板、管軸、外筋板及它們的焊縫均滿足吊裝要求。

5 實際吊裝實施

圖8所示為本文主吊耳由國內某石化公司成功吊裝的實際施工情況,充分驗證出本文理論計算的分析結果是正確且適當的。

圖8 成功吊裝現場圖

6 結語

隨著常減壓塔設備不斷向大型化發展和吊裝技術的進步,非標重型的管式吊耳也變得越來越常用,其設計和強度計算校核也越來越受到重視,本文結合實例就此方面展開研究,得到結論如下:

(1)在各結構件無質量缺陷,保證結構焊接質量,無殘余應力,無焊接缺陷的前提下,結合強度解析計算和有限元分析的結果,可知常減壓塔設備的補強圈筒體、墊板、管軸、外筋板及它們的焊縫均滿足吊裝要求。

(2)常減壓塔主吊耳屬一次性吊裝使用,并非長時間多次使用,且最大應力發生在翻轉階段后的垂直吊裝工況,因此在常減壓塔的吊裝總重不大于計算載荷時,主吊耳及相關結構能夠滿足吊裝要求。

(3)本文通過對具體實例進行計算分析,合理地運用ANSYS分析結果,為實際的安全吊裝工作提供可靠且適當的依據,同時也為其他大噸位煉化設備的管式吊耳及其相關結構的計算校核提供了一種計算方法,以供設計參考。