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摘要：对炼油企业在用电脱盐罐进行了力学分析和计算，求出内压与弯曲组合应力下的极限结构尺寸，并对鞍座位置及数量进行了优化设计，确保设备安稳运行。
关键词：电脱盐罐；力学分析；优化设计
中图分类号：O3文献标示码：A文章编号
The Mechanic Analysis and Optional Design
of The Electric Desalting Tank in Oil Refinery
Abstract: The mechanic analysis and caculations are made for the electric desalinating tank in oil refinery. The limit size is obtained under the combination of pressure and blending stresses. The location and number of the saddles are adjusted to make sure the tank runs safely .
Key words: the electric desalinating tank; the mechanics analysis; optimization
0前言
电脱盐罐是炼油企业常减压蒸馏装置的关键生产设备，其结构尺寸一般较常规的卧式设备大，如某炼油厂常减压车间电脱盐罐的规格为φ4000×30050mm，但其支座仍采用常规的双鞍座，跨距较大，从受力分析的角度来看不尽合理。文中对该电脱盐罐的结构进行了分析设计和计算，根据结构尺寸确定其合理的支座个数及布置位置，确保设备稳定运行，达到优化目的。
1 电脱盐罐结构设计
该电脱盐罐的操作条件：生产能力800万吨/年，操作压力：1.8Mpa，操作温度：130~137℃，罐体材料Q345R。
鞍座位置确定为外伸长度A=1000mm，参见图1。此结构经水压试验及强度校核均合格，并进行了有限元分析，结果见图2。计算应力与有限元分析结果得到了很好的吻合（计算结果参见表1中直径为φ4000mm时的应力值，其中最大值出现在筒体跨中截面底部的拉伸组合应力σ2，为108.63Mpa，以及支座截面处筒体顶部的拉伸组合应力σ3，为71.66Mpa）。
图1双鞍座卧式容器结构简图
（a）筒体上侧轴向力变化图（b）筒体下侧轴向力变化图
图2 筒体轴向应力的有限元分析
2 不同尺寸的电脱盐罐的力学分析
跨距中点处截面最低点的拉伸应力为最大，因此，此处最先失效，当此点拉伸应力等于许用应力时，可求得罐体失效的临界长度。根据此方法，保持容积不变（即生产能力不变），计算出不同尺寸电脱盐罐力学分析数据表1，表中应力位置点见如图1。
表1 不同尺寸的电脱盐罐的力学分析数据
直径D/mm 4000 3900 3800 3700 3600 3500 备注
L/m 30.05 29.61 31.29 33.11 35.08 37.22 容积不变，得出罐的长度
δn/mm 30 28 26 26 26 26 名义厚度
m/t/ 455.88 449.75 450.97 452.79 455.01 457.36 总质量
F/kN 2250.82 2206.01 2212.02 2220.94 2231.81 2243.34 总载荷
q/kN/m 153.2 142.74 135.88 129.35 123.05 116.91 单位载荷
M1/kN/m/ 12931.74 13593.8 14621.46 15751.19 16989.34 18339.36 圆筒在支座跨中截面处的弯矩
M2/kN/m -63.42 -56.64 -51.09 -46.11 -41.53 -37.29 圆筒在支座截面处的弯矩
σ1/Mpa 34.33 30.84 24.97 15.47 4.76 -7.33 跨中截面最高点压缩应力
σ2/Mpa 108.63 119.41 133.77 139.09 145.62 153.53 跨中截面最低点拉伸应力
σ3/Mpa 71.66 75.3 79.56 77.46 75.36 73.26 支座截面最高点拉伸应力
σ4/Mpa 71.3 74.93 79.18 77.1 75.02 72.94 支座截面最低点压缩应力
σ5/Mpa -63.85 -68.73 -76.19 -76.86 -77.61 -78.39 鞍座在横截面最低点处周向应力
σ6/Mpa -78.69 -88.65 -101.86 -103.57 -104.2 -104.87 鞍座角边处的周向应力
τ/Mpa 35.75 38.74 43.23 44.58 46.04 47.60 筒体和封头中的切向剪应力
τh/Mpa 16.29 17.65 19.70 20.31 20.98 21.69 封头上附加拉伸应力
L//m 38.82 38.33 37.80 37.28 36.74 36.2 罐体失效的临界长度。
L临/D 8.21 9.83 9.95 10.07 10.21 10.34 临界长度与直径的比值
计算得出罐体直径为φ4000mm时的临界长度为38.82m，而在用的罐体长度为30.05m，因此建议增加第三个支座，防止失效。
3鞍座位置优化
A/L取不同值时各个模型的应力情况见表2。
表2 不同A/L值的应力情况表
A/L 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3
A/mm 1402.5 2805 4207.5 5610 7012.5 8415
σ1/Mpa 36.55 45.74 54.94 64.13 73.3 82.51
σ2/Mpa 106.41 97.22 88.03 78.83 69.64 60.45
σ3/Mpa 71.48 71.49 71.49 71.49 71.50 71.50
σ4/Mpa 71.48 71.48 71.47 71.47 71.47 71.47
σ5/Mpa -64.68 -64.68 -64.68 -64.68 -64.68 -64.68
σ6/Mpa -157.8 -420.99 -684.2 -947.39 -1210.59 -1473.79
由表可知，对应不同A/L值，上表面应力σ1随A/L值增大而增大，下表面应力σ2随A/L值增大而减小，但均未超出材料的许用应力。而支座截面垫板处应力σ6只有A/L=0.05时未超过材料的许用应力，其他值时均超过材料的许用应力，所以不能采用。
随着A/L值增大，跨中截面挠度减小，但悬臂段变形增大，会增加支座位置失效的可能。封头对支座截面有加强作用。本设计中采用A/L=0.03的支座位置布置。为防止失效，可增加第三支座，减小跨中截面挠度，防止过度变形引起失效；并降低筒体轴向弯矩值，从而降低器壁中应力值，达到设备安全运行目的。
4三支座卧式储罐的设计及强度校核
图3三鞍座卧式容器结构简图
表3 双鞍座与三鞍座的应力对比
应力/Mpa 双鞍座 三鞍座
σ1 34.33 62.95
σ2 108.63 80.01
σ3 71.66 73.06
σ4 71.3 69.9
σ5 -63.85 -41.5
σ6 -78.69 -34.86
保持规格φ4000×30050mm不变，增加一个鞍座，结构见图3。其受力情况与双鞍座的比较见表3，可知三鞍座时各应力均满足强度要求，并且其最大应力值小于双鞍座罐体的最大应力值，所以在大型化的道路上，三鞍座的优势强于双鞍座。
参考文献
1、徐澤远，原油电脱盐技术的发展及应用. 石油化工腐蚀与防护.1996，13（2）：56
2、金陵石化炼油厂，金陵石化炼油厂一联合装置操作规程[G]. 南京金陵石化公司，2005
化学工业部化工设备设计技术中心站，化工设备设计全书[M]. 北京：化学工业出版社，2003
4、郑津洋、董其伍、桑芝富. 过程设备设计（第三版）[M]. 北京：化学工业出版社，2010：202-225
5、王志文， 化工容器设计（第三版）[M]. 北京：化学工业出版社，2005
6、GB150-1998《钢制压力容器》
本项目为2010年江苏省大学生实践创新项目，项目编号166201100003。
注：文章内所有公式及图表请用PDF形式查看。2390
关键词：电脱盐罐；力学分析；优化设计
中图分类号：O3文献标示码：A文章编号
The Mechanic Analysis and Optional Design
of The Electric Desalting Tank in Oil Refinery
Abstract: The mechanic analysis and caculations are made for the electric desalinating tank in oil refinery. The limit size is obtained under the combination of pressure and blending stresses. The location and number of the saddles are adjusted to make sure the tank runs safely .
Key words: the electric desalinating tank; the mechanics analysis; optimization
0前言
电脱盐罐是炼油企业常减压蒸馏装置的关键生产设备，其结构尺寸一般较常规的卧式设备大，如某炼油厂常减压车间电脱盐罐的规格为φ4000×30050mm，但其支座仍采用常规的双鞍座，跨距较大，从受力分析的角度来看不尽合理。文中对该电脱盐罐的结构进行了分析设计和计算，根据结构尺寸确定其合理的支座个数及布置位置，确保设备稳定运行，达到优化目的。
1 电脱盐罐结构设计
该电脱盐罐的操作条件：生产能力800万吨/年，操作压力：1.8Mpa，操作温度：130~137℃，罐体材料Q345R。
鞍座位置确定为外伸长度A=1000mm，参见图1。此结构经水压试验及强度校核均合格，并进行了有限元分析，结果见图2。计算应力与有限元分析结果得到了很好的吻合（计算结果参见表1中直径为φ4000mm时的应力值，其中最大值出现在筒体跨中截面底部的拉伸组合应力σ2，为108.63Mpa，以及支座截面处筒体顶部的拉伸组合应力σ3，为71.66Mpa）。
图1双鞍座卧式容器结构简图
（a）筒体上侧轴向力变化图（b）筒体下侧轴向力变化图
图2 筒体轴向应力的有限元分析
2 不同尺寸的电脱盐罐的力学分析
跨距中点处截面最低点的拉伸应力为最大，因此，此处最先失效，当此点拉伸应力等于许用应力时，可求得罐体失效的临界长度。根据此方法，保持容积不变（即生产能力不变），计算出不同尺寸电脱盐罐力学分析数据表1，表中应力位置点见如图1。
表1 不同尺寸的电脱盐罐的力学分析数据
直径D/mm 4000 3900 3800 3700 3600 3500 备注
L/m 30.05 29.61 31.29 33.11 35.08 37.22 容积不变，得出罐的长度
δn/mm 30 28 26 26 26 26 名义厚度
m/t/ 455.88 449.75 450.97 452.79 455.01 457.36 总质量
F/kN 2250.82 2206.01 2212.02 2220.94 2231.81 2243.34 总载荷
q/kN/m 153.2 142.74 135.88 129.35 123.05 116.91 单位载荷
M1/kN/m/ 12931.74 13593.8 14621.46 15751.19 16989.34 18339.36 圆筒在支座跨中截面处的弯矩
M2/kN/m -63.42 -56.64 -51.09 -46.11 -41.53 -37.29 圆筒在支座截面处的弯矩
σ1/Mpa 34.33 30.84 24.97 15.47 4.76 -7.33 跨中截面最高点压缩应力
σ2/Mpa 108.63 119.41 133.77 139.09 145.62 153.53 跨中截面最低点拉伸应力
σ3/Mpa 71.66 75.3 79.56 77.46 75.36 73.26 支座截面最高点拉伸应力
σ4/Mpa 71.3 74.93 79.18 77.1 75.02 72.94 支座截面最低点压缩应力
σ5/Mpa -63.85 -68.73 -76.19 -76.86 -77.61 -78.39 鞍座在横截面最低点处周向应力
σ6/Mpa -78.69 -88.65 -101.86 -103.57 -104.2 -104.87 鞍座角边处的周向应力
τ/Mpa 35.75 38.74 43.23 44.58 46.04 47.60 筒体和封头中的切向剪应力
τh/Mpa 16.29 17.65 19.70 20.31 20.98 21.69 封头上附加拉伸应力
L//m 38.82 38.33 37.80 37.28 36.74 36.2 罐体失效的临界长度。
L临/D 8.21 9.83 9.95 10.07 10.21 10.34 临界长度与直径的比值
计算得出罐体直径为φ4000mm时的临界长度为38.82m，而在用的罐体长度为30.05m，因此建议增加第三个支座，防止失效。
3鞍座位置优化
A/L取不同值时各个模型的应力情况见表2。
表2 不同A/L值的应力情况表
A/L 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3
A/mm 1402.5 2805 4207.5 5610 7012.5 8415
σ1/Mpa 36.55 45.74 54.94 64.13 73.3 82.51
σ2/Mpa 106.41 97.22 88.03 78.83 69.64 60.45
σ3/Mpa 71.48 71.49 71.49 71.49 71.50 71.50
σ4/Mpa 71.48 71.48 71.47 71.47 71.47 71.47
σ5/Mpa -64.68 -64.68 -64.68 -64.68 -64.68 -64.68
σ6/Mpa -157.8 -420.99 -684.2 -947.39 -1210.59 -1473.79
由表可知，对应不同A/L值，上表面应力σ1随A/L值增大而增大，下表面应力σ2随A/L值增大而减小，但均未超出材料的许用应力。而支座截面垫板处应力σ6只有A/L=0.05时未超过材料的许用应力，其他值时均超过材料的许用应力，所以不能采用。
随着A/L值增大，跨中截面挠度减小，但悬臂段变形增大，会增加支座位置失效的可能。封头对支座截面有加强作用。本设计中采用A/L=0.03的支座位置布置。为防止失效，可增加第三支座，减小跨中截面挠度，防止过度变形引起失效；并降低筒体轴向弯矩值，从而降低器壁中应力值，达到设备安全运行目的。
4三支座卧式储罐的设计及强度校核
图3三鞍座卧式容器结构简图
表3 双鞍座与三鞍座的应力对比
应力/Mpa 双鞍座 三鞍座
σ1 34.33 62.95
σ2 108.63 80.01
σ3 71.66 73.06
σ4 71.3 69.9
σ5 -63.85 -41.5
σ6 -78.69 -34.86
保持规格φ4000×30050mm不变，增加一个鞍座，结构见图3。其受力情况与双鞍座的比较见表3，可知三鞍座时各应力均满足强度要求，并且其最大应力值小于双鞍座罐体的最大应力值，所以在大型化的道路上，三鞍座的优势强于双鞍座。
参考文献
1、徐澤远，原油电脱盐技术的发展及应用. 石油化工腐蚀与防护.1996，13（2）：56
2、金陵石化炼油厂，金陵石化炼油厂一联合装置操作规程[G]. 南京金陵石化公司，2005
化学工业部化工设备设计技术中心站，化工设备设计全书[M]. 北京：化学工业出版社，2003
4、郑津洋、董其伍、桑芝富. 过程设备设计（第三版）[M]. 北京：化学工业出版社，2010：202-225
5、王志文， 化工容器设计（第三版）[M]. 北京：化学工业出版社，2005
6、GB150-1998《钢制压力容器》
本项目为2010年江苏省大学生实践创新项目，项目编号166201100003。
注：文章内所有公式及图表请用PDF形式查看。2390