異種鋼圓柱殼開孔接管的應力強度評定研究

黃 賽 周昌玉 彭 劍 賀小華

(南京工業(yè)大學機械與動力工程學院)

異種鋼焊接結構常用于石油化工、火電和核電裝置中的壓力容器和管道。異種金屬接頭不僅可以滿足單一金屬自身不能滿足的物理性能、化學性能以及力學性能等方面的要求，而且可以節(jié)省費用，節(jié)約能源，提高使用性能[1]。圓柱殼開孔結構通常采用的設計方法有等面積補強法[2]，彈性應力分析法[3～5]和極限載荷法[5,6]。等面積補強法簡單可行，并廣泛應用于工程設計。隨著計算機技術的不斷提高以及有限元數(shù)值分析方法應用的日益廣泛，彈性應力分析方法已廣泛應用于特殊結構的壓力容器設計中。

1 有限元計算模型

1.1幾何模型

為有效模擬實際工程中的開孔結構，在筒體與接管的相貫區(qū)添加了焊接接頭單元，如圖1所示，焊接結構尺寸參照GB 150-2011[2]。以某洗滌塔為例，其相關參數(shù)為殼體內(nèi)徑Di=3300mm，壁厚δs=68mm，設計壓力7.15MPa，設計溫度280℃，承壓部件材料為13MnNiMoR, S31603Ⅲ。開孔率ρ=di/Di(di為接管內(nèi)徑)，其值分別取0.05、0.10、0.20。強度匹配fr(接管和殼體材料許用應力比值)，其值分別取0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1.0。按GB 150-2011等面積補強方法確定接管的極限壁厚δt，接管內(nèi)倒角取10mm。考慮到接管有效補強范圍，取接管外伸長度為600mm，半筒體長度為5 000mm。由于分析模型在結構和載荷(僅受內(nèi)壓)方面具有對稱性，故取原結構的1/4作為分析模型。筆者對18個有限元模型分別進行了彈性分析和彈塑性分析。

圖1 焊接接頭單元示意圖

1.2材料性質(zhì)

根據(jù)焊縫強度與強度較低的母材相匹配原則，設定焊接材料與接管材料相同。在設計溫度下，設定殼體材料的許用應力[σ1]t為定值，接管材料的許用應力[σ2]t隨強度匹配fr而改變。殼體材料的屈服強度σS1=390MPa，彈性模量E1=184.6GPa，接管材料的彈性模量為183.6GPa，泊松比μ=0.3。

1.3網(wǎng)格劃分

在進行網(wǎng)格劃分時，由于接管與殼體相貫區(qū)附近有較高的應力集中，為保證其計算精度，此區(qū)域單元尺寸盡可能小，網(wǎng)格盡量密集。在遠離相貫區(qū)處，網(wǎng)格適當加大以減少計算量。將有限元模型劃分為接管、焊接接頭和殼體3部分，然后對每一部分進行細分。整個模型采用solid 95單元進行離散，共劃分110 000～115 000個單元不等。每個有限元模型已做了網(wǎng)格無關性檢查，計算模型的有限元網(wǎng)格密度基本一致，網(wǎng)格劃分結果如圖2所示。

圖2 接管殼體結構有限元模型及網(wǎng)格

1.4邊界條件及載荷

橫向?qū)ΨQ面ABC端面和縱向?qū)ΨQ面DEF，AG端面施加對稱約束，殼體和接管內(nèi)表面作用均布內(nèi)壓，在F處某一點施加固定約束以防止結構發(fā)生整體位移。在FG端面施加由內(nèi)壓p產(chǎn)生的殼體軸向平衡力p1；在CD端面施加接管軸向平衡力p2。

2 分析方法

2.1等面積補強方法

接管壁厚由GB 150-2011等面積補強方法確定。等面積法適用于壓力作用下殼體和平封頭上的圓形、橢圓形或長圓形開孔。當在殼體上開橢圓形或長圓形孔時，孔的長徑與短徑之比應不大于2。當圓筒內(nèi)徑Di>1500mm時，開孔最大直徑dop≤Di/3，且dop≤1000mm，本文開孔結構適用于等面積法。

2.2彈性應力分析方法

彈性應力分析方法以第三強度理論，即最大剪應力理論控制應力，允許結構出現(xiàn)局部塑性變形區(qū)，采用不同的應力強度極限來代替常規(guī)設計中同一的許用應力值，這樣可以保證設備的經(jīng)濟性與合理性。根據(jù)已有的研究成果[3,4]，圓柱殼徑向接管結構的彈性應力分析方法已在GB 150-2011的6.6款中提出。JB 4732-1995[5]與GB 150-2011中6.6款規(guī)定的應力強度評定差異見表1，其中SⅡ是一次局部薄膜應力強度，SⅣ是一次加二次應力強度。

表1 圓柱殼徑向接管結構的應力強度評定條件

2.3極限載荷方法

結構的極限載荷體現(xiàn)了結構完整的承載能力[7,8]。JB 4732-1995的5.4.2.1款和ASMEⅧ-2的5.2.3.4款規(guī)定[9]：如果可以用極限分析或試驗證明，規(guī)定載荷不超過極限載荷下限的，則在特定位置上不需要滿足局部薄膜應力強度極限和一次薄膜加一次彎曲應力強度極限。筆者用兩倍彈性斜率法在載荷-應變曲線中確定了其極限載荷。

3 計算結果與討論

3.1基于等面積補強法的接管壁厚

根據(jù)設計參數(shù)，在不同開孔率ρ和強度匹配fr下，依據(jù)等面積補強法確定接管的最小壁厚，結果見表2，可以看出，在同一開孔率下，接管所需的最小壁厚隨著強度匹配的增大而減小；在同一強度匹配下，接管所需的最小壁厚隨著開孔率的增大而增大。

表2 接管最小壁厚

3.2基于JB 4732-1995和GB 150-2011的應力強度評定

根據(jù)設計參數(shù)和表2，對圖2所示的結構進行有限元應力分析。對圖3所示的3條路徑分別進行線性化分析，結果如圖4～9所示。

圖3 分析結構的應力線性化路徑

圖4 基于JB 4732不同開孔率路徑2-2的應力強度曲線

圖5 基于GB 150不同開孔率路徑2-2的應力強度曲線

圖6 基于JB 4732不同開孔率路徑3-3的應力強度曲線

圖7 基于GB 150不同開孔率路徑3-3的應力強度曲線

圖8 基于JB 4732不同開孔率路徑1-1的應力強度曲線

圖9 基于GB 150不同開孔率路徑1-1的應力強度曲線

圖4～9所示的直線和虛線是根據(jù)標準得到的兩條評定線。根據(jù)JB 4732-1995和GB 150-2011，當應力強度低于對應的直線上的值時，結構沒有足夠的安全裕量。從圖4和圖5可以看出，在不同開孔率和強度匹配下，按JB 4732和GB 150對路徑2-2進行應力強度評定，結果全部合格。圖6表明，當開孔率為0.2，強度匹配小于0.8時，按JB 4732對路徑3-3進行應力強度評定，結構沒有足夠的安全裕量。圖7表明，按GB 150對路徑3-3進行應力強度評定，結果全部合格。把圖8、9的結果和圖4～7的結果進行比較，發(fā)現(xiàn)路徑1-1是最危險路徑，因此下面對1-1路徑的評定結果進行詳細討論。

根據(jù)JB 4732-1995和圖8可以看出，當開孔率為0.05，強度匹配小于0.8；開孔率為0.1，強度匹配小于0.9；開孔率為0.2，強度匹配小于1.0時；結構沒有足夠的安全裕量。根據(jù)GB 150-2011和圖9可以看出，當開孔率為0.05，強度匹配小于0.7；開孔率為0.1，強度匹配小于0.8；開孔率為0.2，強度匹配小于0.9時；結構沒有足夠的安全裕量。

通過對圖4～9的討論可以看出，同一開孔率下，SⅡ和SⅣ的值隨著強度匹配的增大分別增大；同一強度匹配下，SⅡ和SⅣ的值隨著開孔率的增大分別增大。分析結果表明，JB 4732-1995比GB 150-2011的評定方法更趨保守。

3.3極限載荷計算

根據(jù)表1中的設計參數(shù)和表3中的接管壁厚，進行了極限載荷計算。圖10中直線對應值等于1.5倍的設計載荷。根據(jù)JB 4732的5.4.2.1款和ASMEⅧ-2的5.2.3.4款，當極限載荷下限值高于直線所對應的值時，結構有足夠的安全裕量。圖10表明，當開孔率為0.05和0.10時，結構有足夠的安全裕量。當開孔率為0.20，強度匹配小于0.9時，結構沒有足夠的安全裕量。同一開孔率下，結構的極限載荷隨著強度匹配的增加而增加；同一強度匹配下，結構的極限載荷隨著開孔率的增加而減小。開孔絕對直徑的增大，破壞了殼體結構的完整性，因而整個結構所能承受的極限載荷下降。

圖10 不同開孔率下結構的極限載荷曲線

由于極限載荷分析僅可用來替代彈性應力分析中一次應力極限的校核，最終評定結果尚需在極限載荷分析基礎上滿足一次加二次應力極限的校核。

3.43種方法的評定結果

綜合以上分析，基于3種方法的圓柱殼徑向接管結構評定結果見表3所示。表3中極限載荷方法評定結果同時考慮了極限載荷和一次加二次應力極限(JB 4732-1995)。表3中打“√”的區(qū)域表示強度評定合格。

表3 不同開孔率和強度匹配下的評定結果

(續(xù)表3)

4 結論

4.1對較低強度匹配及較大開孔率的圓柱殼徑向接管結構，等面積補強法產(chǎn)生的結果沒有足夠的安全裕量。

4.2對不同強度匹配及開孔率下的圓柱殼徑向接管結構，基于JB 4732-1995和GB 150-2011的6.6款和極限載荷方法的評定結果存在差異。

4.33種評定結果中，基于JB4732-1995的方法安全系數(shù)最高，極限載荷方法的安全系數(shù)最低。

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