加氢裂化装置新型换热器管板的有限元分析.pdf

? 设 ? 计 ? 计 ? 算 ? 加氢裂化装置新型换热器管板的有限元分析 陈永东, 黄金国, 吴晓红, 张中清, 李永泰 (合肥通用机械研究院 国家压力容器与管道安全工程技术研究中心, 安徽 合肥 ? 230031) 摘? 要:传统的加氢裂化装置主要换热器采用的是螺纹锁紧环式换热器, 存在许多缺点。提出了一 种新型的高压缠绕管式换热器结构应用于加氢裂化装置, 并对其特殊形式的管板在不同载荷条件 下进行了有限元分析和应力评定。新型换热器的安全性和节能性已在实际应用中得到证明。 关键词:加氢裂化; 高压; 缠绕管; 管板; 有限元 中图分类号: tq051 . 5; o241. 82? ? 文献标识码: a? ? 文章编号: 1001- 4837( 2010) 07- 0009- 07 do: i 10. 3969/. j issn. 1001- 4837. 2010 . 07. 003 fea on tube sheet of a new type heat exchanger used in hydrogenation cracking plant chen yong- dong , huang jin- guo , wu xiao- hong , zhang zhong- qing , liyong- tai (h efeigeneralmachinery research institute , national engineering research center on safety of pressure vessels and p ipes , hefei 230031 , china) abstract : screw lock ring heat exchangers asmain equipments are used in hydrogenation cracking plant which havemany shortcom ings . a new type high pressure spiralwound heat exchanger used in same plant has been introduced in this paper .finite elementsanalysis and stress assessment in various load condi? tions have been carried out on tube- sheet of thisnew type heat exchanger . safety and energy econom iza? tion of this product have been proved in practical application . key words : hydrogenation cracking ; high pressure ; spiralwound ; tube- shee; t fea 0? 引言 为了控制整个炼油装置的能耗, 炼油加工的 规模呈现上升趋势。加氢裂化是主要的原油炼制 加工工艺之一, 百万吨级以上加氢裂化装置已屡 见不鲜。由于加氢裂化装置在高温、 高压下操作, 介质为易燃、 易爆的氢气和烃类, 因此对设备的设 计和制造提出了较高的要求。在加氢裂化装置 中, 更好地突出了安全性与节能性并重的要求。 高压换热器是加氢裂化装置中除反应器外的 核心设备之一, 其中反应流出物 /混合进料换热器 和反应流出物 /低分油换热器, 对装置的能耗影响 很大。传统的高压加氢换热器一般采用螺纹锁紧 环换热器、 ? 环换热器以及隔膜密封式换热器。 由于原油品种的复杂性, 装置中的腐蚀环境经常 造成 ? 环等密封部件的破坏, 因此目前的加氢裂 化装置中相对较多地采用了螺纹锁紧环换热器。 这种换热器实质是一个复杂管箱结构的 u 形管 式换热器, 其管箱结构如图 1所示。 螺纹锁紧环换热器在使用中暴露了许多问 题, 主要有内外圈紧固螺栓咬死、 外部密封泄漏、 ?9? 图 1? 螺纹锁紧环换热器的管箱结构示意 1 . 管箱盖; 2. 垫片压板; 3 . 内套筒; 4 . 压紧环; 5, 9. 顶柱; 6 . 内 圈螺栓; 7 . 外圈螺栓; 8 . 螺纹锁紧环; 10 . 检漏口; 11 . 定位螺钉; 12 . 固定环; 13. 管程垫片; 14 . 三合环; 15. 内法兰螺栓; 16 . 内法 兰; 17 . 密封装置; 18. 壳程垫片; 19. 管板; 20. 分程隔板; 21. 分程 隔板盖; 22. 分程套筒法兰 管壳程内部串漏等。另外, 螺纹加工精度与 配合, 螺纹环拆卸工装与技术等都影响了换热器 的使用 1- 2。随着装置处理能力的增加, 加氢换 热器本身尺寸也在不断加大, 大型整体锻件及其 加工成了限制螺纹锁紧环换热器的另一个瓶颈。 通过适当工艺研究和材料研究、 与加氢环境 相适应的高压缠绕管式换热器很好地解决上述问 题, 并在实践中表现出良好的综合性能。 1? 结构、 主要参数与管板设计 1 . 1? 高压加氢换热器的结构 高压加氢换热器采用了缠绕管式换热器结 构, 如图 2所示。反应流出物由换热器管箱顶部 流入, 经螺旋流动后从换热器管箱底部流出; 混合 进料由壳程下部流入, 经错流搀混流动后由壳程 上部流出。在高压加氢换热器内, 介质流动呈现 纯逆流方式。该换热器的优点见文献 3- 4。 该换热器的最大特点是实现了管板和壳程筒体的 异径技术。 1 . 2? 高压加氢换热器的主要设计参数 高压加氢换热器的主要设计参数见表 1 。 1 . 3? 管板设计质量 1 . 3 . 1? 高压加氢换热器管板初始厚度的确定 高压加氢换热器管板如图 3所示。管板下端 通过球形封头和壳程筒体连接在一起, 管板上端 和管箱筒体实现对接连接。管板的上下表面均有 图 2? 高压加氢换热器简图 表 1? 高压加氢换热器的主要设计参数 项目壳程管程 介质混合进料反应流出物 最大工作压力 /设计压力 /mpa 16/16 . 814. 3/15. 02 工作温度 /设计温度 / 137 366/377411 252/440 试验压力 /mpa21. 1121. 27 壳程筒体直径 /mm1500 壳程筒体壁厚 /mm100+ 6 . 5 管箱筒体直径 /mm900 管箱筒体壁厚 /mm56+ 6. 5 管板厚度 /mm10+ 215+ 6. 5 壳程筒体、 封头材料sa387 gr22class2 管箱封头材料sa387 gr22class2 管板材料12cr2m o1锻 换热管材料0cr18n i10t i 芯体质量 /kg28642 不锈钢堆焊层。缠绕管式换热器的独特结构造成 了与管板焊接连接的管箱筒体和壳程圆筒直径的 不一致。如果按照规则设计, 该管板和 gb151中 的 b型管板还不完全相同。设计中采用了两种方 法相结合, 确定管板的初始厚度。第一种按照管 箱筒体直径 900mm和 b型管板模型计算缠绕管 式换热器的管板厚度; 第二种按照与壳程球形封 头焊成一体的平盖模型确定厚度后, 加上管孔削 弱量的当量平盖厚度构成缠绕管式换热器的管板 厚度。确定初始厚度后, 结合加氢换热器的设计 ?10? cpvt? ? ? ? ? ? ? ? ? 加氢裂化装置新型换热器管板的有限元分析 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? vol27?no7 2010 条件, 进行管板的有限元分析, 并对关键部位进行 应力分类和评定, 从而最终完成加氢换热器的管 板设计。 图 3? 换热器管板示意 1 . 3 . 2? 载荷分析与考虑工况 因为上下管板结构一致, 下管板结构表面两 侧的温差比上管板温差大, 另外下管板中心承受 通过中心筒传递过来的芯体重量, 所以只取下管 板结构进行计算分析。考虑载荷有: 管壳程压力、 芯体的重量和温度场载荷。考虑工况分别为: ( 1)只有壳程设计压力作用; ( 2)只有管程设计压 力作用; ( 3)管、 壳程设计压力同时作用; ( 4)温差 载荷作用; ( 5)温差载荷 + 壳程设计压力作用; ( 6)温差载荷 + 管程设计压力作用; ( 7)温差载荷 + 管、 壳程设计压力作用。除工况 ( 4)外, 其他工 况都考虑了芯体重量对管板的作用。该台换热器 水压试验时压力是梯级同步增加的, 且压差不得 超过 5 . 4mpa(换热管与管板的连接接头是在该 压力下检验的 ), 因此未将水压试验工况列入。 2? 高压加氢换热器管板的有限元分析 2 . 1? 有限元模型的建立及有限元网格划分 因管箱和壳体为轴对称结构, 管板布管比较 规则, 布管区可近似视作圆环形区域 (参照 as me 规范, 管板布管区刚度削弱后, 有效弹性模量为 0 . 21 e, 有效泊桑比 0 . 41)。因管板承受载荷是轴 对称的, 因此管板应力分析取轴对称有限元模型, 分析模型体中壳程筒体长度取 1000 mm, 管箱筒 体长度取 300 mm。直角坐标系的 x 轴为换热器 的径向, y轴为换热器的轴向。位移边界条件: 在 壳程筒体端部约束了 y方向的位移。管板有限 元分析模型体及有限元网格划分见图 4 。 图 4? 管板有限元分析模型体 有限元分析软件为 ansys有限元分析软件, 单元类型为 solid 82 , 单元数 285 , 节点数 1125 。 目前, 球形封头、 筒体、 管箱的单元均采用了 4层 单元进行计算。为了验证 4层单元是否合理, 又 进行了 6层单元的计算, 并将 6层单元的结果和 4层单元的结果进行了比较。表 2列出了在 3种 不同的载荷工况下 4层单元和 6层单元两种方案 的最大应力值比较结果。两种方案的最大点应力 没有发生变化, 差值的百分比都小于 5 %, 表明 4 层单元的网格划分是收敛的。 2 . 2? 管板有限元应力分析 2 . 2 . 1? 只有壳程设计压力作用的工况 壳程设计压力作用下, 管板有限元分析模型 如图 5所示, 壳程筒体和封头内表面, 管板壳程侧 表面受壳程压力 ( 16 . 8 mpa)作用。通过二维轴 对称有限元应力分析求得壳程压力作用下结构应 力分布, 结构应力强度的分布如图 6所示, 最大应 力强度点在管板与壳程球形封头连接过渡区, 最 大应力强度值 202 . 293mpa 。 表 2? 在 3种不同的载荷工况下 4层单元和 6层单元两种方案的最大应力值比较结果 计算工况管程设计压力作用壳程设计压力作用管、 壳程设计压力同时作用 4层单元最大应力强度值 /m pa222 . 755202. 293204. 725 6层单元最大应力强度值 /m pa229 . 575205. 882201. 327 两者差值百分比 /%- 2. 97- 1. 741 . 68 ?11? 第 27卷第 7期? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 压? ? 力 ? ? 容? ? 器? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 总第 212期 图 5? 壳程设计压力作用下管板有限元分析模型 图 6? 壳程设计压力作用下结构应力强度分布 2 . 2 . 2? 只有管程设计压力作用的工况 管程设计压力作用下, 管板有限元分析模型 如图 7所示, 管箱筒体内表面和管板管程侧表面 受管程压力 15 . 02mpa作用, 管箱筒体端部承受 轴向拉应力 50 . 56mpa 。通过二维轴对称有限元 应力分析求得管程压力作用下结构应力分布, 结 构应力强度分布如图 8所示, 最大应力强度点在 管板与管箱筒体连接处, 最大应力值 222 . 755 mpa 。 图 7? 管程设计压力作用下管板有限元分析模型 2 . 2 . 3? 管、 壳程设计压力共同作用的工况 管、 壳程设计压力共同作用下管板有限元分 图 8? 管程设计压力作用下结构应力强度分布 析模型如图 9所示, 壳程筒体和封头内表面, 管板 壳程侧表面受壳程压力 16 . 8mpa作用, 管箱筒体 内表面和管板管程侧表面受管程压力 15 . 02mpa 作用, 管箱筒体端部承受轴向拉应力 50 . 56mpa 。 通过二维轴对称有限元应力分析求得管壳程压力 共同作用下结构应力分布, 结构应力强度分布如 图 10所示, 最大应力强度点在管板和管箱筒体连 接区域, 最大应力值 204 . 725mpa 。 图 9? 管、 壳程设计压力共同作用下管板 有限元分析模型 图 10? 管、 壳程设计压力共同作用下结构 应力强度分布 ?12? cpvt? ? ? ? ? ? ? ? ? 加氢裂化装置新型换热器管板的有限元分析 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? vol27?no7 2010 2 . 2 . 4? 温度场作用下的热应力分析 温度场作用下管板有限元分析模型如图 11 所示。通过二维轴对称有限元应力分析求得温度 场作用下结构应力分布, 结构应力强度分布如图 12所示, 最大应力强度点在管板和管箱筒体连接 区域, 最大应力值 159 . 647 mpa 。按 jb 4732 , 温 度差引起的热应力均为二次应力。 图 11? 温度场作用下管板有限元分析模型 图 12? 温度场作用下结构应力强度分布 2 . 2 . 5? 壳程设计压力 + 温度场作用的工况 壳程设计压力 + 温度场作用下管板有限元分 析模型如图 13所示, 壳程筒体、 封头内表面和管 板壳程侧表面受壳程压力 16. 8 mpa作用。通过 二维轴对称有限元应力分析求得壳程压力和温度 场耦合作用下管板的应力分布, 结构应力强度分 布如图 14所示, 最大应力强度点在管板与壳程球 形封头连接区域, 最大应力值 281 . 966mpa 。 2 . 2 . 6? 管程设计压力 + 温度场作用的工况 管程设计压力 + 温度场作用下管板有限元分 析模型如图 15所示, 管箱筒体内表面和管程侧管 板表面受管程压力 15 . 02mpa作用, 管箱筒体端 部承受轴向拉应力 50 . 56mpa 。通过二维轴对称 有限元应力分析求得管程压力和温度场耦合作用 下管板的应力分布, 结构应力强度分布如图 16所 示, 最大应力强度点在管箱筒体上, 最大应力值 172 . 307mpa 。 图 13? 壳程设计压力和温度场共同作用下 管板有限元分析模型 图 14? 壳程设计压力和温度场共同作用下 结构应力强度分布 图 15? 管程设计压力和温度场共同作用下管板 有限元分析模型 2 . 2 . 7? 管、 壳程设计压力 +温度场共同作用的工况 管、 壳程设计压力和温度场共同作用下管板 有限元分析模型如图 17所示, 壳程筒体、 封头内 表面和管板壳程侧表面受壳程压力 16. 8mpa作 ?13? 第 27卷第 7期? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 压? ? 力 ? ? 容? ? 器? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 总第 212期 图 16? 管程设计压力和温度场共同作用下 结构应力强度分布 图 17? 管、 壳程设计压力和温度场共同作用下 管板有限元分析模型 用, 管箱筒体内表面和管板管程侧表面受管程压 力 15. 02mpa作用, 管箱筒体端部承受轴向拉应 力 50 . 56 mpa 。通过二维轴对称有限元应力分 析、 求得管、 壳程压力和温度场共同作用下管板的 应力分布, 结构应力强度分布如图 18所示, 最大 应力强度点在管板与壳程球形封头连接过渡区, 最大应力值 261 . 132mpa 。 图 18? 管、 壳程设计压力和温度场共同作用下 结构应力强度分布 3? 应力评定 按照 gb 150对换热器的壳程球形封头和筒 体、 管程管箱筒体等进行了设计计算, 这些零部件 的总体薄膜应力已满足强度要求, 因此仅对管板 和相连部件的组合应力进行分类评定。管板本体 的应力是由压力引起, 按一次总体薄膜应力和一 次弯曲应力强度评定。分析计算中管板布管区没 有考虑管孔的存在, 而是考虑了刚度削弱系数; 布 管区的应力评定时考虑了 0. 3的强度削弱系数。 管板和壳程球形封头、 管板和管箱筒体以及和壳 程球形封头相连的筒体端部等部位的组合应力是 由变形协调引起的, 只有压力作用的工况, 组合应 力按一次薄膜加一次弯曲应力进行评定; 压力加 温差的组合作用的工况, 组合应力按二次应力进 行评定。各部位材料应力强度的许用极限如表 3 所示。 表 3? 各部位材料应力强度的许用极限mpa 部位项目数值 管板 不布 管区 管板材料设计温度下许用应力强度145 . 2 一次局部薄膜应力强度的许用极限217 . 8 一次薄膜加一次弯曲应力强度的许用极限217 . 8 一次加二次应力强度的许用极限435 . 6 管板 布管 区 管板材料设计温度下许用应力强度43. 56 一次局部薄膜应力强度的许用极限65. 34 一次薄膜加一次弯曲应力强度的许用极限65. 34 一次加二次应力强度的许用极限130 . 68 管箱 筒体 材料设计温度下许用应力强度131 . 08 一次局部薄膜应力强度的许用极限196 . 62 一次薄膜加一次弯曲应力强度的许用极限 196 . 62 一次加二次应力强度的许用极限393 . 24 壳程 球形 封头 材料设计温度下许用应力强度137 . 45 一次局部薄膜应力强度的许用极限206 . 18 一次薄膜加一次弯曲应力强度的许用极限 206 . 18 一次加二次应力强度的许用极限412 . 35 ? 有限元分析计算时着重考虑了管板和球形封 头连接处、 管板与管程管箱的连接部位、 管板布管 区部位以及球形封头和筒体连接处的焊缝位置, 对所有这些关键部位的应力进行了评定, 评定位 置和结果如表 4所示。 ?14? cpvt? ? ? ? ? ? ? ? ? 加氢裂化装置新型换热器管板的有限元分析 ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? vol27?no7 2010 表 4? 高压加氢换热器管板应力评定位置及结果 计算工况 包括最大应力处 的评定路径位置 一次局部薄膜应力 强度 /m pa 一次薄膜加一次弯曲 应力强度 /mpa 一次加二次应力 强度 /mpa 壳程设计压力作用 管板和球形封头连接处83. 34156. 5! 球形封头和筒体连接处121. 4139. 1! 管板布管区和中心不布管连接部位28. 9941. 13! 管程设计压力作用 管板和管箱筒体连接处63. 07154. 4! 管板和球形封头连接处27. 0367. 68! 管板布管区和外围不布管连接部位18. 2735. 83! 管、 壳程设计压力 同时作用 管板和管箱筒体连接处58. 94140. 8! 管板和球形封头连接处101. 7118. 3! 管板布管区和外围不布管连接部位38. 6661 . 6! 温度场作用 管板和管箱筒体连接处19. 78!111 . 8 管板和球形封头连接处26. 92!78. 87 壳程设计压力和 温度场同时作用 管板和管箱筒体连接处19. 66!118 . 0 管板和球形封头连接处95. 14!210 . 8 管板布管区和外围不布管连接部位34. 4!61. 96 管程设计压力和 温度场同时作用 管箱筒体153. 0!170 . 8 管板和球形封头连接处46. 91!56. 94 管板布管区和中心不布管连接部位12. 05!50. 2 管、 壳程设计压力和 温度场同时作用 管板和管箱筒体连接处58. 22!84. 36 管板和球形封头连接处113. 2!182 . 4 管板布管区和外围不布管连接部位36. 4!58. 55 ? 表 4可以看出, 所有应力均在许用极限范围 内, 管板及其各连接部位的应力满足强度要求。 4? 结论 ( 1)由于加氢裂化装置新型换热器的管板结 构特殊, 使用传统的标准进行设计具有一定的局 限性。 ( 2)基于有效弹性模量和有效泊松比, 对