本文在壳体和耳式支座筋板上分别选取应力值的最大点建立路径（见图6（b）、（c），图7（c）、（d）），对其进行线性化应力分析。通过对弹性应力分析计算结果进行线性化处理，对上述截面进行分析可得到最危险截面的应力校核结果（见表4～7）

计算结果显示，在单独设计压力作用下一次应力的强度范围，以及在设计压力和温差压力的共同作用下一次加二次应力强度范围都在JB 4732-1995《钢制压力容器-分析设计标准》 （2005 年确认） 规定容许值的范围内。

5 结 语

在本文中，笔者分别对反应器两种工况进行模拟分析，得到了如下的结果：

表4 工况1 中路径8-1 的应力评定结果注1：耳式支座所受风载地震载组合作用力取自计算书RJR，P=703 336 N，最大弯矩为M=P×h=703 336×800=562 668 800，此处的抗弯截面模量取筒节的抗弯截面模量W=2 923 618 000，风载地震载产生的应力为M/W=0.19 MPa。载荷分类应力分量 总应力 主应力 一次局部薄膜应力强度P+D E σx -10.41 - -10.41 σ1 153.56 PL=|σ1-σ3| 164.04 σy 78.93 0.19 [1] 79.12 σ1 153.56 PL=|σ1-σ3| 164.04 σz 153.5 - 153.5 σ2 79.13 容许值1.5 kSmt 248.7 τxy -0.698 8 - -0.698 8 σ2 79.13 容许值1.5 kSmt 248.7 τyz -0.078 - -0.078 σ3 -10.48 应力比率PL/1.5 kSmt 0.66 τzx 3.237 - 3.237 σ3 -10.48 应力比率PL/1.5 kSmt 0.66

表5 工况1 中路径8-2 的应力评定结果应力分量载荷分类总应力 主应力 一次局部薄膜应力强度P+D E σx -19.55 -0.19 -19.74 σ1 121.8 PL=|σ1-σ3| 142.04 σy 27.47 - 27.66 σ1 121.8 PL=|σ1-σ3| 142.04 σz 121.8 - 121.8 σ2 28.16 容许值1.5 kSmt 248.7 τxy 4.877 - 4.877 σ2 28.16 容许值1.5 kSmt 248.7 τyz -0.002 - -0.002 σ3 -20.24 应力比率PL/1.5 kSmt 0.57 τzx 0.002 - 0.002 σ3 -20.24 应力比率PL/1.5 kSmt 0.57

表6 工况2 中路径9-1 的应力评定结果载荷分类应力分量 总应力 主应力 一次加二次应力强度P+D+T E σx -122.2 - -122.2 σ1 98.73 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 223.8 σy 33.96 -0.19 34.15 σ1 98.73 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 223.8 σz 98.47 - 98.47 σ2 36.71 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τxy 21.16 - 21.16 σ2 36.71 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τyz 4.059 - 4.059 σ3 -125.02 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.45 τzx -0.4742 - -0.4742 σ3 -125.02 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.45

表7 工况2 中路径9-2 的应力评定结果载荷分类应力分量 总应力 主应力 一次加二次应力强度P+D+T E σx -315.0 -0.19 -315.19 σ1 14.42 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 333.0 σy -87.53 - -87.53 σ1 14.42 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 333.0 σz 14.42 - 14.42 σ2 -84.17 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τxy 27.87 - 27.87 σ2 -84.17 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τyz 0.1029 - 0.1029 σ3 -318.55 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.66 τzx -0.088 - -0.088 σ3 -318.55 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.66

（1） 该反应器耳式支座下部筋板端面与壳体相连接处应力最大，在工况1 条件下为375 MPa，在工况2 条件下为632 MPa，均满足强度校核的要求。根据笔者多个计算实例可知，在考虑温差应力时得到反应器耳式支座与壳体连接处的最大应力是没有温差应力工况时的1.5～2 倍。本文中工况1 最大应力比率为0.57，工况2 最大应力比率为0.66，说明温差应力对耳式支座的受力会产生一定影响。

（2） 本文中工况1 与解析计算结果比较吻合，可见在工程实际中应首先根据NB/T .1-2009《钢制焊接常压容器》进行计算，然后再考虑温差应力及现场保温的情况，将所得到的结果加上约20%的裕量用于设计。

[1] 罗钧.带刚性环耳式支座的设计和计算[J] .化工装备技术,2017,1：22-26.

[2] 任志明.重型设备耳式支座设计[J] .化工设备与管道,2017,6：14-17.

大型石化立式设备的支撑方式大致分为裙座支撑、耳式支座支撑、支承性支座和腿式支座几类。由于耳式支座具有结构简单，成本较低，安装方便等优势[1]。目前，对于需要安装在钢结构上的大型设备，例如环氧乙烷反应器和PTA 反应器，大都采用耳式支座支撑的方式。通常在设计普通立式容器支座的时候采用的是NB/T .1-2009 《钢制焊接常压容器》中的计算方法，采用此种方法时不需要校核支座本身的结构和参数，只需对支座和筒体相连接处应力和弯矩进行校核即可。但是针对一些大型设备或者薄壁容器等特殊结构的容器，标准支座可能无法满足强度校核等要求，因此需要选择一些非标准的耳式支座来满足容器支撑的要求。又由于石化设备的材料存在一定的特殊性，由此对耳式支座结构的选择也会产生一定的影响。此外，由于石化设备大都是一些反应温度高、压力高、介质条件苛刻的大型反应器，而且在设计的过程中采用传统的解析计算方法对耳式支座进行设计校核往往会忽略温差应力对设备的影响，所以对反应温度较高的容器应采用应力分析方法对设备的耳式支座进行设计校核。本文以某PTA 反应器为例，分别对反应器耳式支座的工况1（压力+重力） 和工况2（温差应力+压力+重力） 进行应力分析，进而设计校核反应器的耳式支座结构。1 耳式支座的模拟计算该PTA 容器的耳式支座是一种带有顶板的结构（见图1）[2]。该支座的底板、两边支撑的肋板、顶板与壳体都采用全焊透的焊接形式。因此，可以把耳式支座与壳体看成一个整体。此种结构不仅对耳式支座的轴向刚性有一定的辅助作用，而且可以减小由于附件焊接在壳体上对壳体产生的局部应力。目前大型石化装备的耳式支座设计中大都采用此种结构。该耳式支座采用三块间距相同的肋板结构，这样也有助于力的均分。由于很多石化设备都是高温容器，采用解析法计算无法考虑温差应力对设备的影响，所以为了准确考虑耳式支座的受力情况，本文对该PTA 立式反应器的耳式支座进行建模计算，分别建立压力+重力和温差应力+压力+重力两种工况对容器进行分析计算。图1 耳式支座计算模型简图2 模型建立笔者首先根据NB/T .1-2009 《钢制焊接常压容器》中的方法计算出模型的结构尺寸，然后加上20%的裕量确定模型的结构尺寸。由于需要考虑温差应力对耳式支座的影响，所以笔者建立起压力+重力和温差应力+压力+重力两种工况的受力模型。3 网格划分及边界条件本文采用三维模拟技术对耳式支座和与其连接的壳体进行受力分析。首先对模型进行网格划分（见图2），其中结构分析模型共得到46 650 个186型网格单元，205 753 个节点（见图2（a）），温度场分析模型共得到75 130 个90 型网格单元，323 321 个节点（见图2（b））。图2 有限元计算模型笔者按照PTA 反应器的工作情况，分别对压力+重力和温差应力+压力+重力两种工况进行建模计算。对于压力+重力工况，笔者在容器的内表面加载内压，在筒体上、下端面加载等效载荷，在耳式支座下表面加载位移约束，在筒体及支座对称面加载对称约束（见图3，表1）。对于温差应力+压力+重力工况，笔者在压力+重力工况的基础上，又在容器内壁加载传热膜系数∞，且在保温层及耳式支座外壁加载传热膜系数12e-6（见图4，表2）。在计算中采用材料在290℃时的物性（见表3），根据此反应器的设计条件，本文给出计算模型的边界条件（见图5）。图3 压力+重力力学模型表1 工况1 模型边界条件注：操作重量570 720 kg 等效为筒体当量密度1.106e-4 kg/mm3，耳式支座密度7.85e-6 kg/mm3。?图4 温差应力+压力+重力力学模型表2 工况2 模型边界条件位 置 环境温度（℃）传热膜系数（W/mm2℃） 备注容器内壁 290 ∞ 边界1保温层及耳式支座外壁 -10 12e-6 边界24 计算结果及分析图5 温度场边界条件表3 材料特性参数?通过分析压力+重力和温差应力+压力+重力两种工况的受力模型，笔者得到两种工况下耳式支座的受力云图（见图6，图7）。由受力云图可知，最大受力点在支座筋板与筒体连接处，所以笔者在最大点处建立路径进行分析。图6 工况1 应力云图图7 工况2 应力云图本文对应力计算结果，按JB 4732-1995《钢制压力容器-分析设计标准》 （2005 年确认） 规定的分析设计一般准则，采用对弹性应力分析计算结果进行线性化处理方法对上述截面进行应力分析评定。本文在壳体和耳式支座筋板上分别选取应力值的最大点建立路径（见图6（b）、（c），图7（c）、（d）），对其进行线性化应力分析。通过对弹性应力分析计算结果进行线性化处理，对上述截面进行分析可得到最危险截面的应力校核结果（见表4～7）计算结果显示，在单独设计压力作用下一次应力的强度范围，以及在设计压力和温差压力的共同作用下一次加二次应力强度范围都在JB 4732-1995《钢制压力容器-分析设计标准》 （2005 年确认） 规定容许值的范围内。5 结 语在本文中，笔者分别对反应器两种工况进行模拟分析，得到了如下的结果：表4 工况1 中路径8-1 的应力评定结果注1：耳式支座所受风载地震载组合作用力取自计算书RJR，P=703 336 N，最大弯矩为M=P×h=703 336×800=562 668 800，此处的抗弯截面模量取筒节的抗弯截面模量W=2 923 618 000，风载地震载产生的应力为M/W=0.19 MPa。载荷分类应力分量 总应力 主应力 一次局部薄膜应力强度P+D E σx -10.41 - -10.41 σ1 153.56 PL=|σ1-σ3| 164.04 σy 78.93 0.19 [1] 79.12 σ1 153.56 PL=|σ1-σ3| 164.04 σz 153.5 - 153.5 σ2 79.13 容许值1.5 kSmt 248.7 τxy -0.698 8 - -0.698 8 σ2 79.13 容许值1.5 kSmt 248.7 τyz -0.078 - -0.078 σ3 -10.48 应力比率PL/1.5 kSmt 0.66 τzx 3.237 - 3.237 σ3 -10.48 应力比率PL/1.5 kSmt 0.66表5 工况1 中路径8-2 的应力评定结果应力分量载荷分类总应力 主应力 一次局部薄膜应力强度P+D E σx -19.55 -0.19 -19.74 σ1 121.8 PL=|σ1-σ3| 142.04 σy 27.47 - 27.66 σ1 121.8 PL=|σ1-σ3| 142.04 σz 121.8 - 121.8 σ2 28.16 容许值1.5 kSmt 248.7 τxy 4.877 - 4.877 σ2 28.16 容许值1.5 kSmt 248.7 τyz -0.002 - -0.002 σ3 -20.24 应力比率PL/1.5 kSmt 0.57 τzx 0.002 - 0.002 σ3 -20.24 应力比率PL/1.5 kSmt 0.57表6 工况2 中路径9-1 的应力评定结果载荷分类应力分量 总应力 主应力 一次加二次应力强度P+D+T E σx -122.2 - -122.2 σ1 98.73 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 223.8 σy 33.96 -0.19 34.15 σ1 98.73 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 223.8 σz 98.47 - 98.47 σ2 36.71 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τxy 21.16 - 21.16 σ2 36.71 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τyz 4.059 - 4.059 σ3 -125.02 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.45 τzx -0.4742 - -0.4742 σ3 -125.02 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.45表7 工况2 中路径9-2 的应力评定结果载荷分类应力分量 总应力 主应力 一次加二次应力强度P+D+T E σx -315.0 -0.19 -315.19 σ1 14.42 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 333.0 σy -87.53 - -87.53 σ1 14.42 PL+Pb+Q=|σ1-σ3| 333.0 σz 14.42 - 14.42 σ2 -84.17 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τxy 27.87 - 27.87 σ2 -84.17 容许值3 (Sm+Smt) /2 502.8 τyz 0.1029 - 0.1029 σ3 -318.55 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.66 τzx -0.088 - -0.088 σ3 -318.55 应力比率PL+Pb+Q/（3 (Sm+Smt) /2） 0.66（1） 该反应器耳式支座下部筋板端面与壳体相连接处应力最大，在工况1 条件下为375 MPa，在工况2 条件下为632 MPa，均满足强度校核的要求。根据笔者多个计算实例可知，在考虑温差应力时得到反应器耳式支座与壳体连接处的最大应力是没有温差应力工况时的1.5～2 倍。本文中工况1 最大应力比率为0.57，工况2 最大应力比率为0.66，说明温差应力对耳式支座的受力会产生一定影响。（2） 本文中工况1 与解析计算结果比较吻合，可见在工程实际中应首先根据NB/T .1-2009《钢制焊接常压容器》进行计算，然后再考虑温差应力及现场保温的情况，将所得到的结果加上约20%的裕量用于设计。参考文献[1] 罗钧.带刚性环耳式支座的设计和计算[J] .化工装备技术,2017,1：22-26.[2] 任志明.重型设备耳式支座设计[J] .化工设备与管道,2017,6：14-17.

文章来源：《石化技术》 网址: http://www.shjsbjb.cn/qikandaodu/2021/0128/814.html