氨合成塔应力分析报告.doc

北京化工大学化工设备设计研究所氨合成塔应力分析报告（第一版）编写：_校核：_审核：_2010.01目录1 基本数据41.1材料数据41.2 载荷数据41.2.1 地震载荷及地震弯矩计算51.2.2水平风载及风载弯矩计算71.2.3 偏心载荷及偏心载荷弯矩91.2.4 最大弯矩91.3 载荷工况92 有限元分析模型112.1 几何模型112.2有限元模型112.2.1 单元类型112.2.2 边界条件122.2.3施加载荷123 分析计算结果143.1托环的强度校核143.2 热气出口接管处分析及校核（废锅管箱与氨合成塔相连的接管）173.3 顶盖的强度校核：203.4端部法兰强度校核233.5双锥环操作状态下主螺栓载荷的校核284 结论311 基本数据1.1材料数据表1 弹性模量数据（见GB1501998表F5）在下列温度（）下的弹性模量 103MPa温度2020100150200250300350400450475低铬钼钢208206203200198194190186180174170中铬钼钢191189187185182180176173169165163碳锰钢208206203200196190186179170158151注：本分析报告中采用表1中设计温度下的弹性模量数据。表2 12Cr2Mo1锻件的设计应力强度12Cr2Mo1锻件（见JB473295表66），锻件标准JB4726板厚mm在下列温度（）下的设计应力强度MPa20100150200250300350400300196187180173170167163160表3 15CrMo锻件的设计应力强度15CrMo锻件（见JB473295表66），锻件标准JB4726板厚mm在下列温度（）下的设计应力强度MPa201001502002503003504004254503001691671571471401311241171571531.2 载荷数据 根据用户提供的载荷数据，列表如下，值得注意的是，后文在对塔进行受力分析时，考虑到废锅炉对塔的影响，故将塔和废锅炉看成一体，同时又将塔内附件的质量等效到筒体和托环上。 表4 氨合成塔及废热锅炉的载荷数据氨合成塔及附件废锅炉重量820t100.35t设计压力16.5 MPa壳程 4.5 MPa管程 16.5 MPa基本风压450 N/m2地震设防烈度8度场地土类别II载荷重力、压力、水平风载和地震载荷注：风载荷和地震载荷计算分别根据JB47102005钢制塔式容器8.4节和8.5节计算1.2.1 地震载荷及地震弯矩计算地震设防烈度为8度，场地土类别为II级。根据JB47102005钢制塔式容器8.4节计算地震载荷。（1）计算自振周期。因为H/D=10.615，所以不用考虑高振型的影响，由计算机程序算得出T1=0.283s。（2）计算地震载荷及地震载荷弯矩。该塔为等直径等厚度塔，将塔和废锅炉沿高度方向分成6段，各段集中质量对该段所引起的地震力列于表5，在8度情况下，我们同时考虑了水平和竖直两个方向的地震载荷，并以加速度形式施加。 表5 氨合成塔及废热锅炉的地震载荷塔段号123456mi,kg106000162850175000175000175000126500hi,mm1600750012500175002250027500mihi1.56.78E091.06E112.45E114.05E115.91E115.77E11mihi34.34E146.87E163.42E179.38E171.99E182.63E181k 1k=hk1.5i=1nmihi1.5i=1nmihi30.02070.2100.4520.7481.091.47系数由T1=0.283s,Tg=0.4s,可知 1=2max取=0.01，max=0.24, 2=1+0.05-0.06+1.7=1.519，得1=0.365h, mms2h=F1kmk=11kg73.9749.71613.12672.23895.75263.9Fv0-0,NFv0-0=vmaxmeqg , vmax=0.65max, meq=0.75m0Fv0-0=vmaxmeqg =0.650.240.759281039.8 =106.4104N v,mms2vi=hik=1nmkhkFV0-0245.61151.419192686.63454.24221.9MEI0-0, NmMEI0-0=16351m0gH =16350.3659281039.830 =4.55107式中h水平地震载荷引起的加速度； v垂直地震载荷引起的加速度；F1k集中质量mk引起的基本振型水平地震力； 1对应于塔器基本振型周期T1的地震影响系数值；max地震最大的影响系数；1k基本振型参与系数；mk距地面hk处的集中质量； g重力加速度，取为9.8ms2； 2阻尼调整系数； 一阶振型阻尼比； Fv0-0塔式容器底截面处总的垂直地震力； MEI0-0底截面0-0的基本振型地震弯矩；1.2.2水平风载及风载弯矩计算用户提供的基本风压为450N/m2，地面粗糙度为B。氨合成塔的水平风力计算结果如下： 表6氨合成塔及废热锅炉的风载荷塔段号123456DeiDei=Doi+2si+K3+K4+d0+2psDoi=3046mm,si=ps=200mm, K3=400mm, d0=250mm, K4=2Al0 只有第六段有4.496m4.496m4.496m4.496m4.7072mfi1.01.141.251.3351.42li,m5555551.671.671.671.671.67vi0.720.7550.790.810.83zi0.04680.16970.340.54710.8131K2iK2i=1+vizifi1.061.191.361.551.79Pi,NP1=q0l1Pi=K1K2iq0filiDei106 (i=2,6)112507479.79587.7120281469418883hi,m1.67.512.517.522.527.5Mw0-0,NmMw0-0=i=16Pihi=1.26107式中Pi塔器计算段的水平风力；K1体型系数，取为0.7；K2i塔器计算段的风振系数； 脉动增大系数； vi 脉动影响系数 zi振型系数；q0基本风压，为450N/m2； fi 风压高度变化系数； li 计算段长度；Dei塔器计算段的有效直径；Doi塔器计算段的外径；si塔器计算段保温层厚度；K3扶梯当量宽度，取为400mm；d0塔顶管线外径；ps管线保温层厚度；K4操作平台当量宽度；A塔器计算段内平台的迎风面积，取平台宽度为1200mm，高度为1100mm，则迎风面积为A1.21.10.40.528； l0操作平台所在计算段的长度；1.2.3 偏心载荷及偏心载荷弯矩由用户提供的条件图可知，其偏心载荷很小。所以可以不考虑偏心载荷的作用。1.2.4 最大弯矩根据JB 47102005第8.7节塔器底面处的最大弯矩为：Mmax0-0=Mw0-0+Me=1.26107NmMEI0-0+0.25Mw0-0+Me=4.865107Nm取二者之大值，故，在后续的分析中只考虑地震载荷单独作用的结果。1.3 载荷工况在没有苛刻的条件下，不考虑工况中的开工和停工工况。用户提供的氨合成塔的载荷工况如下：（1） 设计工况：氨合成塔的设计压力为16.5MPa，顶盖、托环及筒体设计温度为300，底部封头设计温度为450，基本风压为450N/，地震设防烈度为8度。塔内介质为气体，故只考虑塔器重力载荷对托环支撑处的作用， 塔器的重量为820t。该工况包括如下2个子工况。a. 内压作用和重力载荷作用；b. 内压、地震载荷作用和重力载荷作用；（2） 操作工况：氨合成塔的工作压力为15.2MPa，顶盖、托环及筒体工作温度小于300，底部封头工作温度小于450，采用基本风压为450N/。该工况包括如下2个子工况：a. 内压作用和重力载荷作用；b. 内压、地震载荷作用和重力载荷作用；（3） 压力试验工况：氨合成塔水压试验压力为23.56/23.34MPa，不考虑风载和地震载荷。考虑塔器重力载荷对托环支撑处的作用，采用塔器充水质量,该工况只有如下1个子工况：a. 只有内压作用和重力载荷作用。根据用户要求，不考虑试压工况的分析评定，故本分析中所需计算的工况及子工况载荷总结归纳如表8所示。表7氨合成塔及废热锅炉的计算工况载荷载荷项温度压力载荷MPa重力载荷t地载mm/s2工况子工况设计工况a30016.5820b30016.5820见表5操作工况a30015.2820b30015.2820见表5对该塔接口的分析，采用包络法，即综合各种工况及其阶段，取其最危险的工况进行分析，这样可以在保证数据可靠的情况下，节省一定的工作量。将以上2个工况4个子工况进行比较，可知操作工况下的a、b和设计工况下的a均包络在设计工况下的b中（即设计工况的b子工况更为危险），可以不予计算。经上述分析后，所需计算的1个工况见表8。表8 塔器的所需的计算工况及载荷载荷项温度压力载荷MPa重力载荷t地载mm/s2工况设备设计工况氨合成塔 30016.5820见表5废 锅4.5100.352 有限元分析模型2.1 几何模型有限元法是一种借助于计算机求解有关场问题的近似计算方法，运用离散的概念，使整个问题由整体连续到分段连续，由整体解析到分段解析，从而使数值法与解析法相互结合、相互渗透。有限元法的分析计算精度受网格密度（离散程度）和网格形状的影响，划分的网格越密、网格形状越规则，计算精度就越高，但计算机计算能力计算效率又会限制网格的数目。在本分析中，我们所建立的模型比较大，所以对模型进行了规则网格划分的同时，又考虑了网格的数目，此模型中，我们所划分的网格数目为34200个，其中实体单元为27472个，壳单元为6728个。2.2有限元模型2.2.1 单元类型单元是有限元分析的基本元素，有限元法就是将一个连续的结构，用有限个单元，将其离散成一个分段连续的结果进行分析。根据单元插值函数幂次的不同，单元可分为一次单元、二次单元等，幂次越高，分析精度越高。一次单元和二次单元在组成上体现为组成单元的节点数量。对于六面体实体单元，一次单元只在八个顶点上存在节点，即八节点单元；二次单元除顶点存在节点外，还在各边的中点设置一个节点，这样每个二次六面体实体单元分别由二十个节点组成。对于壳单元，一次单元只在四个顶点上存在节点即四节点单元；二次单元除顶点存在节点外，还在各边的中点设置一个节点，这样每个二次壳单元由八个节点组成。本模型中，为了使计算的精度高一些，我们所选用的壳单元和实体单元均采用了二次单元，得到如图1所示的计算有限元模型。图1氨合成塔和废热锅炉有限元模型2.2.2 边界条件本模型所施加的边界条件如下：1) 在托环支撑面施加了全约束；2) 在废锅炉安放鞍座的位置只施加了Y方向的约束。2.2.3 施加载荷根据用户提供的塔器运行条件和实际运行环境，所施加的载荷如下:1) 在氨合成塔内部及废热锅炉管程施加16.5MPa的内压；废热锅炉壳程施加4.5MPa的内压。2) 在氨合成塔及废热锅炉的不同塔段处分别施加了不同的地震载荷，具体见表5；3) 重力载荷，根据质量等效原则，采用等效密度的方法在塔及废热锅炉的不同位置处给定不同的密度。 =1v1va. 氨合成塔顶盖与端部法兰密度为7.9103kgm3，共重69t。将塔附件的质量等效到筒体和托环上，其等效密度为=1v1v=820-6937103=20.3103kgm3 V筒体和托环的总体积； b.废热锅炉将废热锅炉壳程内件的重量等效到壳程的下半部分，其等效密度为 =1v1v=39.181.843103=21.26kgm3V废热锅炉壳程下半部分的总体积； 废热锅炉其余密度均取为7.9103kgm3。3 分析计算结果通过对第2节所述的有限元模型的分析计算，可得到设计载荷工况下的应力计算结果。3.1托环的强度校核 (1)托环上部 托环上部的应力强度分布云图如图2所示，最大值位于托环上部与支撑面附近的位置，153.6MPa。在该位置取如图2所示的路径，应力强度线性化结果如图3所示，评定结果详见表9。路径图2 托环应力强度分布云图图3 托环上部应力最大位置处的路径线性化应力强度分布结果表9托环上部截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图2（节点10733至10779） 材料：14Cr1Mo温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力-28.17 61.63 9.541 2.166-0.5937 10.86主应力61.6812.45 -31.13计算应力强度 92.81许用应力强度1.5Sm1.5146.67220.05结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力-2.739133.341.3731.13-8.32912.72 主应力140.4 44.77 -13.23 计算应力强度 153.6 许用应力强度3Sm3146.67440.01结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格托环远离开孔及不连续处的部位的一次总体薄膜应力强度小于工作温度下的设计应力强度，一次薄膜加一次弯曲应力强度必然小于局部的薄膜、弯曲加峰值应力强度，而局部应 力强度校验合格，故托环整体强度合格。(2)托环接管处托环接管处的应力强度分布云图如图4所示，局部放大如图5所示，最大值位于接管最内侧，179.3MPa。在该位置取如图5所示的路径，应力强度线性化结果如图6所示，评定结果详见表10。 图4 托环及侧接管受力云图路径 图5 托环侧接管局部放大应力云图图6 托环侧接管应力最大路径的线性化应力强度分布结果 表10 托环侧接管截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图5（节点440072至440174）材料：15CrMo温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力47.9546.0527.57-64.94-32.0234.27主应力132.86.737-18计算应力强度150.8许用应力强度1.5Sm1.5131196.5结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力55.9851.8414.36-74.74-45.5446.97 主应力158.415.36-20.86计算应力强度179.3许用应力强度3Sm3131393结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格3.2 热气出口接管处分析及校核（废锅管箱与氨合成塔相连的接管） 热气出口接管处热气出口接管的应力强度分布云图如图7所示，最大值位于接管最内侧，387.46MPa。在该位置取如图7所示的路径，应力强度线性化结果如图8所示，评定结果详见表11。路径图7热气出口接管应力云图图8热气出口接管上应力最大路径的线性化应力强度分布结果表11 热气出口接管截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图7（节点354364至53682） 材料：12Cr2Mo1温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力19.71-15.64259.3 0.3202-0.1083E-02 0.5520E-02主应力259.319.71-15.64计算应力强度 275.0许用应力强度1.5KSm1.5153275.4 (K=1.5)结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力-12.12 -14.50372.3-1.256 0.1608E-02 0.01125主应力 372.3-11.58-15.04计算应力强度387.4许用应力强度3Sm3153459结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格（2）接管法兰处螺栓的校核(即氨合成塔与废锅管箱接管连接处接管)：由有限元计算得到，在操作工况下，热气出口接管法兰连接处所受到的轴向力F=4.4197106 N。根据GB150-1998，表9-2，不锈钢金属环垫片材料的垫片系数m=6.5,比压力y=179.3MPa,表9-1，垫片的基本密封宽度b0=8。根据HG/T 20592206352009，表4-1查得环号为R79，由表4-2，查得八角垫的环平面宽度C=24.82mm。=C=24.82mm，算得b0=8=3.1025mm，取DG=692.15mm,b=b0=3.1025mm,Wp=F+Fp=0.785DG2pc+6.28DGbmpcFp=6.28DGbmpc=6.280.692153.102510-36.516.5106=1.45106NWp=4.4197106+1.45106=5.87106N选择螺栓为M903, d1=86.752mm，则A1=4d12=143.1486.752210-6=5.9110-3m2 A=16A1=165.9110-3=9.45610-2 m2 b = WpA =5.871069.45610-2 =62.1 MPa结论： b小于其许用应力，故螺栓满足要求。3.3 顶盖的强度校核： （1）双锥环密封：双锥环的自紧比压计算：q=Vcos 2DGbcos(-) 其中 DG =D+2BA-C2tan=(2.552+20.046) 0.138-0.0692tan30=2.644-0.02=2.642 m VR =2ERFR2RD =21901065.66110-321.732.55210-3 =9158.025 N FR =AB-A-C22tan =0.1380.046-0.138-0.06922tan30 =6.34810-3-0.68710-3 =5.66110-3 m2h= A+C2 = 0.138+0.0692 =0.1035 m VP =DGhP =3.142.6420.103516.5106 =1.42107 N V = VP+ VR =1.42107+9158.02=14209158 N 从而得出q= Vcos2DGbcos(-) = 14209158cos83022.642bcos（30-830）=918905.7120.03984=2.306107Pa （3-1）其参数说明见3.5节（2）顶盖 在建立顶盖的有限元模型中，为了使分析结果更加准确，对顶盖密封面处进行了局部细化。施加载荷时，在顶盖的双锥环密封面上施加双锥环的自紧比压见上式（3-1），顶盖其余承受内压的表面施加16.5MPa的压力。顶盖的应力强度分布云图如图9所示，最大值位于顶盖中心开孔处， 216.527MPa。在该位置取如图9所示的路径，应力强度线性化结果如图10所示，评定结果详见表12。路径图9 顶盖应力云图图10 顶盖应力最大路径的线性化应力强度分布结果表12 顶盖截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图9（节点358至1） 材料：1Cr5Mo温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力3.383 -8.257 -1.449-0.2171E-020 0主应力3.383-1.449-8.257计算应力强度 11.64许用应力强度1.5Sm1.5117175.5结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力216.50.3085E-0365.31-0.1646E-0300 主应力216.5 65.31 0.3085E-02 计算应力强度 216.5 许用应力强度3Sm3117351结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格顶盖远离开孔部位的一次总体薄膜应力强度小于工作温度下的设计应力强度，一次薄膜加一次弯曲应力强度必然小于局部的薄膜、弯曲加峰值应力强度，而局部应力强度校验合格，故顶盖整体强度合格。3.4端部法兰强度校核（1）端部法兰开孔1处 端部法兰的应力强度分布云图如图11所示，最大值位于端部法兰与顶盖的连接处， 384.777MPa。在该位置取如图11所示的路径，应力强度线性化结果如图12所示，评定结果详见表13。再在顶盖的开孔1处取如图11所示的路径，应力强度线性化结果如图13所示，评定结果详见表14。路径2路径1图11 端部法兰应力云图图12端部法兰应力最大路径(即路径1)的线性化应力强度分布结果表13端部法兰路径1截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图11（节点312949至312933）材料：14Cr1Mo温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力 18.3242.09 38.66-0.0983924.41-0.1398E-02主应力64.8518.32 15.91计算应力强度 48.94许用应力强度1.5Sm1.5140210结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力167.8388.8200.70.03047167.7-0.0134主应力487.0167.8 102.5计算应力强度 384.5 许用应力强度3Sm3140420结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格图13端部法兰应力路径2的线性化应力强度分布结果表14端部法兰应力路径2截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图11（节点446428至443817）材料：14Cr1Mo温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力-0.3459 3.322 178.8-0.1708 -1.419 0.2351主应力 178.83.318 -0.3540计算应力强度 179.1许用应力强度1.5Sm1.5140210结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力-16.39 4.045194.60.8920 -1.4880.6407 主应力194.64.072-16.43计算应力强度 211.1 许用应力强度3Sm3140420结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格（2）端部法兰孔2处 端部法兰孔2处的应力强度分布云图如图14所示，最大值位于如图位置处， 384.287MPa。在该位置取如图14所示的路径，应力强度线性化结果如图15所示，评定结果详见表15。路径3图14 端部法兰受力云图图15端部法兰应力路径3的线性化应力强度分布结果表15端部法兰应力路3截面应力及应力评定评定部位及材料路径：见图14（节点447146至445336） 材料：14Cr1Mo温度：300应力分类一次局部薄膜应力PL，MPa最危险工况下引起的应力1.2066.502189.5 0.03991-2.181 -0.2317主应力 189.56.4761.206 计算应力强度 188.3许用应力强度1.5Sm1.5140210结论本强度条件满足应力分类一次应力加二次应力（PLPbQ），MPa最危险工况下引起的应力-15.58 7.341216.4-0.8291 -2.533 -0.7379主应力 216.47.341-15.61 计算应力强度 232.0许用应力强度3Sm3140420结论本强度条件满足本截面的强度结论本截面强度合格端部法兰远离开孔部位的一次总体薄膜应力强度小于工作温度下的设计应力强度，一次薄膜加一次弯曲应力强度必然小于局部的薄膜、弯曲加峰值应力强度，而局部应力强度校验合格，故端部法兰整体强度合格。3.5双锥环操作状态下主螺栓载荷的校核 双锥环操作状态下主螺栓载荷Wp计算公式为： Wp=F+Fp+Fc F = 4DG2P = 42.6