壓力容器碟形封頭焊接結(jié)構(gòu)應(yīng)力數(shù)值計算及安全評定

代文廣,周廣濤,余作恒

(1.廈門宏發(fā)電力電器有限公司,廈門 361021;2.華僑大學(xué)機電及自動化學(xué)院,廈門 361021;3.致微(廈門)儀器有限公司研究生工作站,廈門 361021)

0 引 言

埋弧焊具有生產(chǎn)效率高、焊縫質(zhì)量好、節(jié)省焊接材料與電能等顯著優(yōu)勢,成為工業(yè)生產(chǎn)中最常用的焊接方法之一,被廣泛應(yīng)用于化工容器、鍋爐、船舶、橋梁等金屬結(jié)構(gòu)的焊接。壓力容器一般由殼體、封頭、法蘭、密封元件、支座、開孔和接管等部件組成,在石油化工、能源、核電等重要領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。在服役過程中受到密封、承壓、介質(zhì)等因素影響,壓力容器易發(fā)生爆炸、燃燒等安全事故,造成巨大的人員傷亡、環(huán)境污染和財產(chǎn)損失。為減少安全事故的發(fā)生,壓力容器在設(shè)計及制造中必須遵守相關(guān)標(biāo)準和規(guī)范[1]。目前,全球壓力容器分析設(shè)計規(guī)范總體分為ASME VIII-2和EN 13445兩大體系,其中,ASME VIII-2規(guī)范是基于第四強度理論(畸變能理論[2])對當(dāng)量應(yīng)力進行評定。根據(jù)ASME VIII-2,在壓力容器殼體、封頭等關(guān)鍵部位上開孔并接管時,其開孔區(qū)域易產(chǎn)生復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài),從而破壞結(jié)構(gòu)連續(xù)性,減弱殼體強度,使得殼體與接管連接區(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力集中[3];殼體上產(chǎn)生的局部高應(yīng)力將嚴重影響其承載能力,從而成為設(shè)備的破壞源。因此,對開孔部位作較詳細的應(yīng)力分析和強度評定是確保壓力容器安全運行必不可少的內(nèi)容[4-5]。

某型壓力容器采用常見的碟形封頭,其碟形封頭組合件之間采用埋弧焊焊接。為對該型壓力容器在工作條件下的結(jié)構(gòu)應(yīng)力情況進行安全校核,作者采用有限元分析方法,對其碟形封頭焊接組合件進行應(yīng)力場數(shù)值模擬計算,根據(jù)模擬結(jié)果確定較大應(yīng)力點并進行試驗驗證,并根據(jù)ASME VIII-2中各應(yīng)力與許用應(yīng)力的對應(yīng)關(guān)系對碟形封頭進行應(yīng)力評定,以期能豐富壓力容器安全校核方面的理論體系,為相關(guān)企業(yè)在壓力容器的優(yōu)化設(shè)計方面提供理論指導(dǎo)。

1 試驗方法與結(jié)果

某型壓力容器碟形封頭材料為SA-240M 304不銹鋼,工作溫度為148 ℃,工作應(yīng)力為0.35 MPa,設(shè)計許用應(yīng)力為103 MPa,屈服強度為205 MPa,抗拉強度為515 MPa。碟形封頭結(jié)構(gòu)如圖1所示,由上(上蓋)、下(側(cè)壁)兩部分焊接而成。上蓋厚度為4 mm,側(cè)壁內(nèi)壁中部球徑為425 mm,邊緣過渡圓角半徑為42.5 mm,內(nèi)壁最大口直徑為425 mm,壁厚為4 mm。焊接工藝如下:采用機加工方法在上蓋、側(cè)壁兩部分上加工Y型坡口并裝配,背面加貼陶瓷襯墊,采用KAIYUAN MZC-1250型埋弧自動焊機進行焊接,焊接電流為385 A,電壓為32 V,焊接速度為68 mm·min-1。目視檢驗,確保焊接結(jié)構(gòu)正、背面焊縫表面均無裂紋、氣孔、夾渣、未熔合、明顯的焊瘤和咬邊等缺陷。

對焊接接頭進行砂紙打磨、拋光后,在母材和接頭(垂直于焊縫)處截取如圖2所示的拉伸試樣,對焊縫進行銑平處理。由圖3可見:接頭屈服強度與母材相近,均為260 MPa左右,斷后伸長率與抗拉強度略低于母材。由此可知,可將碟形封頭焊接件作為一個整體進行有限元模擬。

圖2 拉伸試樣的形狀和尺寸Fig.2 Shape and size of tensile specimen

圖3 焊縫與母材的拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Tensile stress-strain curves of weld and base material

2 應(yīng)力校核理論基礎(chǔ)

在結(jié)構(gòu)應(yīng)力校核前,需計算結(jié)構(gòu)件各處的當(dāng)量應(yīng)力,從而與許用應(yīng)力進行比較,以確定該結(jié)構(gòu)件是否適合預(yù)期設(shè)計條件。當(dāng)量應(yīng)力Se是由各應(yīng)力分量采用Von Mises屈服準則得到的應(yīng)力度量,計算公式[6-7]如下:

(1)

式中:σ1,σ2,σ3分別為第一、第二、第三主應(yīng)力。

應(yīng)力線性化是基于板殼理論,應(yīng)用于壓力容器強度校核的一種方法,主要包括應(yīng)力積分法、以節(jié)點力為基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法和以應(yīng)力積分為基礎(chǔ)的結(jié)構(gòu)應(yīng)力法3種,其中應(yīng)力積分法是目前最常用的方法。應(yīng)力線性化就是將沿著應(yīng)力分類線的實際應(yīng)力按照合力和合力矩等效原理分為薄膜應(yīng)力σij,m、彎曲應(yīng)力σij,b、峰值應(yīng)力σij,F(x)丨x=t[8-10]。薄膜應(yīng)力是沿著應(yīng)力分類線每一應(yīng)力分量的平均值,彎曲應(yīng)力由沿應(yīng)力分類線的各應(yīng)力分量的線性變化部分組成,峰值應(yīng)力為非線性部分,表達式分別為

(2)

(3)

σij,F(x)丨x=t=σij(x)丨x=t-(σij,m+σij,b)

(4)

式中:σij為應(yīng)力分類線上某點的應(yīng)力張量;t為應(yīng)力分類線長度,即壁厚;x為沿應(yīng)力分類線距外壁距離。

3 有限元模擬與試驗驗證

3.1 有限元網(wǎng)格模型建立

該型壓力容器碟形封頭的三維模型如圖4(a)所示,該三維模型的尺寸與實際尺寸相同,同樣以插銷聯(lián)動的形式對封頭進行固定,8個銷軸通過旋轉(zhuǎn)分別進入8個封頭長圓孔右側(cè)區(qū)域,與長圓孔中心處徑向夾角為30°。采用MSC.Marc非線性有限元仿真軟件建立碟形封頭有限元網(wǎng)格模型,如圖4(b)所示,網(wǎng)格劃分采用疏密過渡的形式,可能產(chǎn)生應(yīng)力集中的8個長圓孔區(qū)域的網(wǎng)格劃分較密,其他區(qū)域較稀疏。共計68 448個網(wǎng)格單元,92 742個節(jié)點,單元類型為八節(jié)點六面體單元,在厚度方向上分為3層。

圖4 碟形封頭的三維模型及有限元網(wǎng)格模型Fig.4 Three dimensional model (a) and finite element mesh model (b) of dished closure head

3.2 邊界條件

碟形封頭的邊界條件包括位移邊界條件和載荷邊界條件。實際工作中,封頭的固定由聯(lián)軸銷施加,當(dāng)采用剛體面約束作為位移邊界條件時,該剛體的形狀和作用區(qū)域與聯(lián)軸銷實際尺寸相吻合,如圖5所示,計算得到等效應(yīng)力值為122.7 MPa。載荷邊界條件是上蓋內(nèi)表面圓弧半徑為425 mm的頂部和42.5 mm過渡位置處0.35 MPa的均布壓力,模擬的是實際工況中的氣壓加載。

圖5 聯(lián)軸銷三維模型和剛體面約束模型Fig.5 Three dimensional model of coupling pin (a) and rigid face constraint model (b)

3.3 應(yīng)力狀態(tài)模擬及驗證

由圖6可知:碟形封頭的長圓孔右側(cè)圓弧中間區(qū)域的Mises等效應(yīng)力最大,達到139.8 MPa,為危險區(qū)域,這是因為該區(qū)域是被聯(lián)軸銷固定的位置,且聯(lián)軸銷對封頭采取右側(cè)偏置約束,所以長圓孔右側(cè)圓弧的Mises等效應(yīng)力大于左側(cè)。

圖6 模擬得到碟形封頭Mises等效應(yīng)力云圖Fig.6 Simulated Mises equivalent stress nephogram of dished closure head: (a) complete sample and (b) local zoom

在拉伸過程中采用應(yīng)變片測試危險區(qū)域應(yīng)變,應(yīng)變片采用45°應(yīng)變花形式,分別測試0°,45°,90°方向的主應(yīng)變εx,ε45,εy。測試得到危險區(qū)域,即長圓孔右側(cè)圓弧中間外壁應(yīng)變εx,εy,ε45分別為0.002 3,0.001 2,0.001 6,內(nèi)壁應(yīng)變εx,εy,ε45分別為0.002 4,0.001 2,0.001 7。根據(jù)以上數(shù)據(jù)可以計算出薄膜應(yīng)力σm,計算公式如下:

(5)

(6)

(7)

式中:E為彈性模量;ν為泊松比。

計算可得右側(cè)圓弧中間區(qū)域的外壁,內(nèi)壁薄膜應(yīng)力分別為133.2,134.1 MPa。Mises等效應(yīng)力為3個主應(yīng)力方向的綜合應(yīng)力,薄膜應(yīng)力為平面應(yīng)力,即2個主應(yīng)力方向的綜合應(yīng)力,但由于該處壁厚較小,且內(nèi)外壁薄膜應(yīng)力相差較小,因此厚度方向的應(yīng)力可以忽略。試驗結(jié)果與模擬結(jié)果(139.8 MPa)的相對誤差僅為4.7%左右,驗證了應(yīng)力模擬的有效性。

4 應(yīng)力安全評定

有限元模擬得到碟形封頭的法向應(yīng)力分布如圖7所示。碟形封頭應(yīng)力評定前需要對危險區(qū)域的法向應(yīng)力進行等效線性化處理,這是因為有限元模擬得到的法向應(yīng)力結(jié)果為總應(yīng)力,等效線性化的目的就是將總應(yīng)力進行分解。先根據(jù)應(yīng)力分類法將應(yīng)力分類線上的法向應(yīng)力分為一次局部薄膜應(yīng)力Pl、一次彎曲應(yīng)力Pb和峰值應(yīng)力F;而由于封頭上的8個長圓孔屬于結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域,封頭內(nèi)部還存在由溫度引起的二次彎曲應(yīng)力Q[11]。二次應(yīng)力為由溫度引起的熱應(yīng)力,與力學(xué)載荷無關(guān),因此不存在二次薄膜應(yīng)力和二次峰值應(yīng)力。二次應(yīng)力模擬方法與一次應(yīng)力不同,將模型加熱至工藝溫度(148 ℃)并保溫,按同樣方法進行應(yīng)力線性化處理。

圖7 模擬得到碟形封頭法向應(yīng)力云圖Fig.7 Simulated normal stress nephogram of dished closure head: (a) complete sample and (b) local zoom

結(jié)合式(2)～(4), 圖8為危險區(qū)域應(yīng)力分類線上法向應(yīng)力的等效線性化結(jié)果。可知,一次局部薄膜應(yīng)力、一次彎曲應(yīng)力、峰值應(yīng)力、二次彎曲應(yīng)力分別為135.19,3.54,0.774,42.83 MPa。根據(jù)ASME VIII-2對一次、二次應(yīng)力進行安全評定,評定條件為

圖8 碟形封頭危險區(qū)域法向應(yīng)力的等效線性化結(jié)果沿應(yīng)力分類線(從外壁到內(nèi)壁)的分布Fig.8 Equivalent linearization results distribution along stress classification line (from outer wall to inner wall)of normal stress in dangerous region of dished closure head: (a) primary stress and (b) secondary stress

Pl≤1.5S

(8)

Pl+Pb+Q≤3S

(9)

式中:S為設(shè)計溫度下304不銹鋼的許用應(yīng)力,103 MPa。

根據(jù)式(8)、式(9)可得其評定安全。

5 結(jié) 論

(1) 采用所建立的有限元模型模擬得到的SA-240M 304不銹鋼埋弧焊碟型封頭的長圓孔右側(cè)圓弧中間區(qū)域的Mises等效應(yīng)力最大,為危險區(qū)域,與由實測應(yīng)變計算得到應(yīng)力的相對誤差僅為4.7%,驗證了模型的準確性。

(2) 根據(jù)ASME VIII-2對危險區(qū)域沿應(yīng)力分類線的法向應(yīng)力進行等效線性化處理,得到埋弧焊碟型封頭一次薄膜應(yīng)力、一次彎曲應(yīng)力、峰值應(yīng)力、二次彎曲應(yīng)力分別為135.19,3.54,0.774,42.83 MPa,評定為安全。