壓力容器大開孔結(jié)構(gòu)的有限元分析

許鴻昊，張華，張丹

(北京航天試驗(yàn)技術(shù)研究所，北京100074)

0 引言

在某化工系統(tǒng)中，需要設(shè)計(jì)一臺帶夾套的真空臥式容器，帶有進(jìn)出口各一個(gè)，進(jìn)口位于容器左上側(cè)，接管為圓柱形，內(nèi)徑1 200 mm，出口位于容器右下側(cè)，接管為圓柱形，內(nèi)徑1 050 mm，錐形過渡。容器簡圖如圖1所示，其中A1和A2指補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)的范圍，B1和B2指整體補(bǔ)強(qiáng)的范圍。進(jìn)口的開孔率達(dá)到了0.71，超出了GB150中開孔范圍的要求，屬于大開孔結(jié)構(gòu)。在我國現(xiàn)行壓力容器標(biāo)準(zhǔn)中，沒有給出此類結(jié)構(gòu)的開孔補(bǔ)強(qiáng)計(jì)算方法。

圖1 真空臥式容器簡圖

關(guān)于壓力容器的大開孔補(bǔ)強(qiáng)，西德AD壓力容器規(guī)范、法國《非直接火受壓容器建造規(guī)范》和我國HG20582-1998《鋼制化工容器強(qiáng)度計(jì)算規(guī)定》采用的是壓力面積法，但是該方法僅考慮一次總體及局部薄膜應(yīng)力滿足靜力強(qiáng)度要求，忽略了大開孔邊緣的一次彎曲應(yīng)力，安全裕度可能不夠，未得到廣泛應(yīng)用［1-3］;美國ASME于2001年提出了一種新的大開孔補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)方法，考慮了大開孔邊緣的一次彎曲應(yīng)力，該方法較壓力面積法更為安全，得到一定程度的認(rèn)可［1］。

與上述設(shè)計(jì)方法相比，有限元法具有獨(dú)特的優(yōu)越性，它能夠更全面、更直觀地反映應(yīng)力分布規(guī)律，參數(shù)化的建模方式使批量分析和結(jié)構(gòu)優(yōu)化變得更加簡單。目前，該方法已在大開孔結(jié)構(gòu)的分析計(jì)算中得到了大量應(yīng)用［1～4］。

1 建模

該容器的主要計(jì)算條件和尺寸如下：

1)容器內(nèi)壓力為 －0.1 MPa，夾套內(nèi)蒸汽壓力為0.4 MPa，設(shè)計(jì)溫度為 140 ℃。

2)容器殼體和接管厚度為10 mm，補(bǔ)強(qiáng)部分厚度為14 mm。

3)容器殼體和接管由鋼板卷焊制成，材料為S30408，厚度負(fù)偏差為0.3 mm，腐蝕裕量取2 mm。

4)容器內(nèi)徑為D1 700，總長為10 200 mm，入口接管為D1 200，出口接管為D1 050，錐形段錐角為46°。

5)入口和出口法蘭均額外承受40 000 N垂直向下的載荷。

其余細(xì)節(jié)不再詳述。

1.1 網(wǎng)格劃分

以該臥式容器殼體及與殼體連為整體的出入口接管、法蘭為對象，進(jìn)行三維建模，幾何模型如圖2所示，在此，考慮到容器鞍座的剛性明顯高于殼體，為了簡化模型，視鞍座為剛體，不作為建模對象。

圖2 幾何模型

使用SHELL181殼單元，該單元有4個(gè)節(jié)點(diǎn)，每個(gè)節(jié)點(diǎn)6個(gè)自由度，適用于靜態(tài)的殼體分析。使用2級智能網(wǎng)格劃分方式自動劃分網(wǎng)格，共生成46082個(gè)單元，如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分

開孔補(bǔ)強(qiáng)是通過局部或整體地改變殼體厚度來提高強(qiáng)度的，所以殼體補(bǔ)強(qiáng)前后的主要區(qū)別是部分殼體的厚度發(fā)生了變化。本模型通過APDL的參數(shù)化建模方式建立，容器殼體由若干部分組成，每個(gè)部分都有各自的厚度屬性。通過改變指定部分的厚度屬性，即可建立多種開孔補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)對應(yīng)的有限元模型，從而可以方便地進(jìn)行批量分析。

1.2 載荷及約束

該容器所受的載荷和約束包括：

1)容器內(nèi)－0.1 MPa壓力形成的遍布?xì)んw外表的由外向內(nèi)的面載荷，以及作用在四個(gè)法蘭上的載荷。

2)夾套內(nèi)0.4 MPa壓力形成的由外向內(nèi)的面載荷。

3)入口和出口法蘭承受的40 000 N垂直向下的載荷。

4)罐體自重造成的載荷。

5)與兩鞍座墊板貼合的部分在6個(gè)自由度上均受到完全約束。

6)與殼體相連的四個(gè)法蘭都有法蘭相配合，且配合面是對稱面，所以這4個(gè)法蘭不會產(chǎn)生彎曲變形，在有限元模型中，對4個(gè)法蘭的節(jié)點(diǎn)在法線方向上的自由度施加耦合約束。

2 結(jié)果與分析

在這里，僅考慮三種結(jié)構(gòu)方案：

1)不采用任何補(bǔ)強(qiáng)方式，即容器殼體和接管壁厚均為10 mm。

2)采用補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)方式，即對圖1中A1和A2區(qū)域的殼體進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，補(bǔ)強(qiáng)后殼體總厚度為14 mm。

3)采用整體補(bǔ)強(qiáng)方式，即對圖1中B1和B2區(qū)域的殼體進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)，補(bǔ)強(qiáng)后殼體總厚度為14 mm。

2.1 無補(bǔ)強(qiáng)方案

在不采用補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)的情況下，容器的位移云圖如圖4所示。由圖可知，最大位移點(diǎn)處于大開孔邊緣，位移值為2.70 mm，入口管及殼體上部的位移明顯大于出口管及容器下部的位移值。

圖4 “無補(bǔ)強(qiáng)”位移云圖

等效應(yīng)力云圖如圖5所示。由圖可知，最大應(yīng)力點(diǎn)處于大開孔邊緣，等效應(yīng)力值為107 MPa，鞍座邊緣的應(yīng)力值也比較大，可達(dá)80 MPa，殼體大部分區(qū)域的應(yīng)力值不大于35 MPa，處于較低的水平。

圖5 “無補(bǔ)強(qiáng)”等效應(yīng)力云圖

2.2 補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)方案

在采用補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)的情況下，容器的位移云圖如圖6所示。由圖可知，經(jīng)補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)，最大位移點(diǎn)轉(zhuǎn)移到了中段殼體的頂部，位移值為2.36 mm。

圖6 “補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”位移云圖

等效應(yīng)力云圖如圖7所示。由圖可知，經(jīng)補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)，最大應(yīng)力點(diǎn)仍然處于大開孔邊緣，等效應(yīng)力值降低至92.2 MPa。

圖7 “補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”等效應(yīng)力云圖

2.3 整體補(bǔ)強(qiáng)方案

在采用整體補(bǔ)強(qiáng)的情況下，容器的位移云圖如圖8所示。由圖可知，經(jīng)整體補(bǔ)強(qiáng)，最大位移點(diǎn)也在中段殼體的頂部，位移值為1.85 mm。

圖8 “整體補(bǔ)強(qiáng)”位移云圖

等效應(yīng)力云圖如圖9所示。由圖可知，經(jīng)整體補(bǔ)強(qiáng)，最大應(yīng)力點(diǎn)依然處于大開孔邊緣，等效應(yīng)力值降低至85.5 MPa。

圖9 “整體補(bǔ)強(qiáng)”等效應(yīng)力云圖

2.4 對比分析

由以上云圖可知，在應(yīng)力集中區(qū)域，無論采用哪種補(bǔ)強(qiáng)方法，整個(gè)容器的應(yīng)力分布和位移分布的規(guī)律都不會發(fā)生明顯變化，但是應(yīng)力峰值和最大位移量能夠明顯降低。

與“無補(bǔ)強(qiáng)”方案相比，“補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”方案的最大位移量下降了12.6%，最大等效應(yīng)力下降了13.8%;“整體補(bǔ)強(qiáng)”方案的最大位移量下降了31.5%，最大等效應(yīng)力下降了20.1%。由此可知，“補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”方案能夠有效地提高容器的強(qiáng)度，而“整體補(bǔ)強(qiáng)”方案即能提高容器的強(qiáng)度，又能有效地提高容器的剛度。

焊接采用雙面焊對接接頭，并進(jìn)行局部無損檢測，焊接接頭系數(shù)為0.85。S30 408在140℃下的許用應(yīng)力為111.6 MPa，所以容器殼體在工作狀態(tài)下允許的最大應(yīng)力為：根據(jù)各方案的最大等效應(yīng)力可知，不采用補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)時(shí)，無法滿足強(qiáng)度要求，而采用“補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”和“整體補(bǔ)強(qiáng)”均能滿足強(qiáng)度要求。因?yàn)橛邢拊治龅玫降膽?yīng)力是一次應(yīng)力和二次應(yīng)力之和，而二次應(yīng)力對容器強(qiáng)度的危害較小，所以本文的分析結(jié)果是偏安全的。

經(jīng)估算，“補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”方案需要4 mm鋼板約45 kg，“整體補(bǔ)強(qiáng)”方案需要4 mm鋼板約340 kg。因此，從經(jīng)濟(jì)性考慮，應(yīng)優(yōu)先選用“補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”方案。

3 結(jié)語

對某開孔率為0.71的臥式容器進(jìn)行了有限元分析，得出如下結(jié)論：

1)當(dāng)該容器殼體壁厚和接管壁厚均為10 mm時(shí)，最大位移量為2.70 mm，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在大開孔邊緣，達(dá)到107 MPa，無法滿足強(qiáng)度要求。

2)對大開孔進(jìn)行補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)，補(bǔ)強(qiáng)區(qū)殼體厚度為14 mm，使最大位移量下降12.6%，最大等效應(yīng)力下降13.8%，能夠滿足強(qiáng)度要求。

3)對大開孔進(jìn)行整體補(bǔ)強(qiáng)，補(bǔ)強(qiáng)區(qū)殼體厚度為14 mm，使最大位移量下降31.5%，最大等效應(yīng)力下降20.1%，能夠滿足強(qiáng)度要求。

4)從經(jīng)濟(jì)性考慮，優(yōu)先選用文中提出的“補(bǔ)強(qiáng)圈補(bǔ)強(qiáng)”方案。

［1］田華.壓力容器大開孔補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)的壓力面積法和ASME法的分析比較［J］.壓力容器，2004，21(3)：16-19.

［2］黃克敏，楊翀.內(nèi)壓容器大開孔接管補(bǔ)強(qiáng)分析方法的探討［J］.南昌大學(xué)學(xué)報(bào)(工科版)，2002，24(1)：48-50.

［3］蔣家羚，章春亮.壓力容器大開孔補(bǔ)強(qiáng)工程設(shè)計(jì)方法［J］.化工機(jī)械，2000，28(3)：166-169.

［4］譚泓，林志鴻，金春南，等.容器殼體大開孔補(bǔ)強(qiáng)方法的探討［J］.熱能動力工程，2006，21(2)：208-209.