多層壓力容器開孔設計

王 晨

(中國五環工程公司，湖北 武漢 430223)

壓力容器的筒體承受內壓與外載荷的作用時，在容器開孔接管處產生不同性質的應力，特別是開孔處的峰值應力可達殼體正常應力的3倍，甚至達到5～6倍。對于單層容器的開孔補強都按國內外規范設計，而對多層高壓容器開孔，由于器壁是不連續的，層板與層板或鋼帶與鋼帶之間存有一定間隙，對這種非整體性接管區的器壁，在開孔后其應力的分布與狀態、開孔后接管與器壁的焊接質量、焊縫的檢驗等都存在著顧慮。若在開孔補強部位采用有限元分析，將存在耗資大、成本高的問題，故設計者總是盡量避免在多層殼體上開孔。本文介紹多層壓力容器開孔接管的設計，供參考。

1 多層壓力容器開孔的概況

上世紀，國內外對多層高壓容器開孔進行了大量研究，并應用于設計中，如美國在上世紀70年代，就有1 000多臺多層包扎高壓容器在筒體上開孔，其中最大的開孔直徑達到456mm。美國薩克斯頓壓水型核動力反應堆采用多層包扎結構(見圖1)，其設備內徑1 470mm，設計壓力為17.8MPa(a)，設計溫度為350℃。在設備堆芯活性區，同一橫截面上開設4個φ277mm的接管，設備在中子強烈地輻照作用下，接管部位未出現任何事故。同期，我國引進了兩臺內徑2 000mm的多層包扎氨冷凝器，設計壓力為24.4MPa(a)，溫度為-18℃，這兩臺設備設有外徑φ180mm與φ240mm的兩個接管。近年，我國又引進了一臺內徑為φ3 500mm多層包扎氨冷凝器，設計壓力為16.2MPa(a)，設計溫度為190℃，該容器設置了內徑為1 100mm、壁厚約為226mm的人孔。隨著整體夾緊式多層包扎技術的發展，德國應用此技術設計制造了高壓加氫反應器，并在多層圓筒體上開孔。另外，還在多層球殼、錐殼頂部都設置過大開孔(見圖2與圖11)。我國自行開發的扁平繞帶容器，其內徑為450mm，筒體上設置直徑有φ56mm與φ90mm接管。該設備操作壓力為32MPa，操作溫度為100℃。我國還設計并制造的整體夾緊式多層包扎高壓氨分離器，其內徑為φ2 200mm，設計壓力為12.0MPa(a)，設計溫度為-28～60℃，筒體設置了內徑為φ300、管壁厚為101mm的接管；用此技術還設計制造過內徑為φ1 700mm的蓄勢器，其設計壓力為24.5MPa(a)，設計溫度為50℃，開孔接管內徑達φ400mm，管壁厚為165mm。

圖1 美國薩克斯頓核動力反應堆

圖2 多層高壓球罐

2 高壓多層容器開孔結構的一般特點

(1)所有開孔接管均采用加厚接管或鍛件進行補強。

(2)采用全焊透結構。接管與殼體焊接坡口的夾角相當小，其結構有兩種形式：一是從外壁處施焊(見圖3a)；二是坡口開在接管上并從內壁處施焊(見圖3b)。

(3)開孔處的多層筒體采用止裂堆焊層，見圖3。

圖3 多層筒體與接管兩種焊接結構

3 多層壓力容器與開孔接管連接結構的設計

3.1 扁平繞帶容器開孔結構

扁平繞帶容器開孔結構見圖4，該結構的特點如下：①在開孔部位的內筒上，每纏繞一層鋼帶，就將孔周邊相鄰的鋼帶間隙焊滿，使開孔區域筒壁形成一整體，組焊的范圍可按以下公式計算；②最外層鋼帶纏繞完后，在開孔外層處套上補強圈；③在補強圈上鉆孔，并在開孔的繞帶層上堆焊止裂層。再插入厚壁管，與筒體及補強圈相焊。

由于開孔部位的繞帶滿焊后形成一個整體，使滿焊范圍開孔處的殼體應力獲得連續性的徑向應力σr與周向應力σθ，滿焊范圍內的應力按以下公式計算：

圖4 扁平繞帶容器開孔結構

(1)

(2)

式中：a為開孔半徑，mm；r為離開孔中心的距離，mm；q為繞帶殼體無孔處均布應力，MPa(a)。

按上式，作出應力(σr、σθ)與離開孔中心距離r間的關系曲線(見圖5)，從圖5可看出，孔邊(r=a)處的應力遠大于無孔處均布應力q，隨r的增加，應力值逐漸趨于q；當r>3a時，q隨r的變化不大，即遠離開孔中心時，最大應力已接近無孔時的應力；當r=5a時，此處應力只超過均布拉伸強度q的4%。因此，設計時應在開孔r≥5a范圍內施以滿焊，這樣就可消除不連續鋼帶對開孔應力的影響，且滿足開孔的強度。

圖5 開孔應力集中曲線

3.2 多層包扎與套合式容器的開孔結構

多層包扎與套合這兩種筒體開孔后，除在開孔的筒體層板間隙進行封焊形成止裂堆焊層外，還應滿足以下的要求。

(1)當開孔直徑小于50mm時，容器的開孔按規范無須補強，接管與內筒焊接即可(見圖6)。

(2)當開孔直徑大于50mm時，則需要補強設計，在50～152mm之間仍可采用局部焊透結構，但接管應選用加強管或整個圓周加強板(見圖7)。

圖6 接管結構

圖7 接管結構

(3)對于較大的開孔可采用厚壁管或鍛件，通常在與筒體相焊的管表面堆焊過渡層不銹鋼，并經熱處理后再與堆焊有止裂層的多層筒體采用全焊透的結構形式(見圖8)。該開孔結構為從德國引進的φ3 500mm高壓冷凝器，器壁厚為95mm(25+7×10)，接管為鍛件，在開孔筒體處另增加一層10mm的外加強筒體，內襯里為25mm不銹鋼材料。

(4)用整體補強件補強開孔削弱部位，并滿足開孔補強要求。補強件與多層筒體采用全焊透結構，接管僅與整體補強件底部相焊(見圖9)。該結構列入美國ASME規范及我國GB/T 150.3—2011標準附錄D中，僅對接管與補強件的焊縫進行校核計算。

圖8 大開孔接管結構

圖9 補強件結構

3.3 夾緊式多層高壓容器的開孔結構

首先，在卷制好的內筒上進行開孔，開孔后先將接管與內筒焊接，然后逐層包扎，每包扎一層層板，將預先開好的坡口與接管焊接，每層焊后的焊縫應經滲透檢測，其結構見圖10。該結構已用于上述的我國自行設計、制造的內徑為φ2 200mm高壓氨分離器中。

3.4 夾緊式多層錐形殼頂部開孔結構

夾緊式多層錐形殼頂部開孔結構見圖11。與層板對接的鍛件應加工成階梯形，每包扎一層，對接焊縫應進行滲透檢測，合格后再包扎及焊接下一層。

圖10 夾緊式多層容器接管結構

圖11 夾緊式多層錐殼頂部開孔結構

3.5 球殼開孔結構

夾緊式整體多層包扎高壓球罐開孔結構見圖12。該設備內徑為φ1 942mm，設計壓力為39.4MPa(a)，設計溫度為-253℃，開孔接管內徑約為φ500mm，在接管外壁先堆焊不銹鋼材料，熱處理后在堆焊層上加工成階梯形，以便層板與接管階梯層對接，每焊完一層經滲透檢測合格，再包扎上一層層板。

3.6 帶襯里的多層容器接管設計

帶抗腐蝕襯里的多層容器，其內襯材料可以為不銹鋼或有色金屬，當接管采用不銹鋼時，應在開孔處的層板筒體堆焊不銹鋼材料，然后與不銹鋼接管焊接，最后接管與不銹鋼襯里焊接(見圖13(a))。當接管為碳鋼鍛件時，鍛件內孔以及與層板焊接處先堆焊不銹鋼，熱處理后與堆焊有不銹鋼過渡層的層板筒體及襯層焊接(見圖13(b))。它適用于抗氫腐蝕的加氫反應器等設備。當多層容器為鈦襯里、接管為碳鋼鍛件時，接管與封焊后的殼體采用銀焊，而后接管進行襯鈦(見圖14)。該設備為設計壓力9.5 MPa，設計溫度273℃的氧化反應器。

圖12 多層高壓球殼開孔結構

圖14 鈦襯里接管結構

圖13 抗氫腐蝕容器開孔接管結構

4 多層高壓容器開孔補強的計算方法

目前，許多規范的計算仍使用等面積補強方法，此計算沒考慮到外載荷對開孔的影響，為此，一些規范中又提出了彈性失效開孔補強法、塑性失效開孔補強法。例如，英國根據彈塑性失效理論在BS3915《原子能壓力容器規范》中規定，最大應力集中區的應力應控制在2.25[σ]以下；美國PVRC也按照極限分析和安定性原理提出了允許最大的應力集中設計方法規范，即采用削弱系數來增加壁厚。此外，還有應力分析法、有限元方法以及我國的圓筒徑向接管開孔補強設計的分析法。由于多層壓力容器同時還受到層板或繞帶包扎力及焊縫收縮力的影響，使得開孔處受力變為復雜。為了保證多層高壓容器在安全的狀態下使用，推薦以下幾種方法進行設計：①多層容器開孔的補強計算按GB150.3等面積補強或應力分析計算方法，對于用鍛件或其他補強件補強的接管，其補強結構尺寸應按標準選??；②在塑性理論分析和大量試驗測試的基礎上，計算多層壓力容器開孔處應力集中系數；③對于圖9的結構，應計算接管與補強筒體焊縫的強度。

5 開孔處應力集中系數計算方法

5.1 以單層殼體計算方法作為多層殼體估算依據

許多學者首先研究了單層球形容器在內壓作用下的平接管和凸出接管應力集中系數的計算方法。然后再證實球形容器與圓筒容器的計算理論曲線比較接近，同時又補充了一些驗數據，最終獲得計算單層圓筒應力集中系數，以此作為計算多層筒體應力集中系數。其估算方法有羅斯(Rose)法、莫尼(Moore)法、湯普森(J.M.T.Thompson)法等。另外，對有外載荷作用下的開孔處的應力集中系數的計算，有彭尼(Penny)法和萊基(Leckie)法。故目前對于多層容器的開孔集中系數，許多規范仍采用上述的計算方法。為此，本文也推薦莫尼法等幾種方法作為計算應力集中系數。表1就是采用莫尼法、彭尼——萊基法、羅斯—湯普森法等來計算多層壁的氨分離器開孔應力集中系數。該設備內徑為2 000mm，壁厚為120mm(8×15mm)，設備接管內徑為137mm，壁厚為56.5mm，設計壓力為24.2MPa(a)，設計溫度為-18℃，從計算結果看，其應力集中系數均小于以極限分析為設計基礎、以安定性為設計準則的補強系數。

表1 接管應力集中系數α計算

注：d為接管平均直徑d=2，rc；D為殼體平均直徑，D=2Rc；Sr為開孔處殼體加強厚度。

(2)彭尼—萊基法：計算平接管應力集中系數計算曲線(見圖15)。

圖15 計算平接管應力集中系數計算曲線

(3)羅斯—湯普森法：對于平接管可用以下近似方法計算圓筒開孔總應力集中系數Ja，Ja=J1+J2。

式中：μ=0.3；m為載荷分布系數，理論上在0～2.36之間；其他符號及意義見表1。

由上表計算可知，當接管與筒體平齊時，這幾種方法計算的應力集中系數很接近，而羅斯-湯普森計算時取m=2.36，應力集中系數仍小于2.25。故在該多層筒體開孔是安全的。

5.2 按多層殼體開孔處的應力集中系數的計算

對于多層壓力容器的開孔，格登(J.G.Gerdeen)提出了計算開孔應力集中系數的方法，計算考慮了內壓的作用以及層板在包扎過程中層間的接觸壓力，對開孔集中應力的影響。

(1) 先計算只承受內壓力作用時，筒體側向開孔時集中系數。計算按圖16查取。

圖16 L=2b兩端封閉內壓作用下筒體側孔環向應力集中系數

圖中是以L/b=2作出的環向應力集中系數，對于Kσ<2的圓筒L/b有影響，但對于Kσ>2的圓筒，其影響可忽略。

(2) 考慮承受內套合壓力作用時，筒體側孔開孔環向集中系數。計算按圖17查取。

圖17 內套合壓力作用下側孔環向應力集中系數

(3) 考慮承受外套合壓力作用時，筒體側孔環向集中系數。計算按圖18查取。

圖18 外套合壓力作用下側孔環向應力集中系數

由此可算出各層內、外壁的孔邊應力，即為壓力引起的應力與套合壓應力或者拉應力相疊加。計算結果各層內壁的應力下降，各層外壁應力增加。但總體應力趨于減低，同時整體應力也緩和很多。

6 疲勞壽命的估算與試驗

多層高壓容器如果設計要求進行內壓低循環疲勞強度計算，應進行疲勞壽命的估算，計算可按《鋼制壓力容器分析設計標準》或ASME規范Ⅷ篇第2分篇。有時為了證實多層高壓容器接管處許用循環次數計算的可靠性，也進行了次數疲勞的試驗。我國對開有小孔、設備直徑為300mm的整體多層夾緊式高壓容器進行疲勞試驗，筒體材料為Q345R，厚度為7.8+3×6.2+3.6=30.6mm，設計壓力為31.4MPa(a)，設計溫度為常溫，疲勞試驗壓力為0～31.4MPa(a)。當循環至6 007次時，因封頭和內筒焊接質量不好，導致泄漏而停止，但總體抗疲勞性能良好。

7 結語

對于多層壓力容器開孔，甚至大孔的結構設計，許多設計者仍不太明確，本文提供了多層筒體開孔接管的幾種結構，在滿足規范計算時，還推薦計算開孔應力集中系數，并要求控制在≤2.25。對于制造、檢驗時，不管何種結構，都要求層板面封焊后以及層板與接管焊接后的焊縫應進行滲透檢測，以確保容器的安全。