壓力容器大開孔結構的有限元分析

許鴻昊，張華，張丹

(北京航天試驗技術研究所，北京100074)

0 引言

在某化工系統中，需要設計一臺帶夾套的真空臥式容器，帶有進出口各一個，進口位于容器左上側，接管為圓柱形，內徑1 200 mm，出口位于容器右下側，接管為圓柱形，內徑1 050 mm，錐形過渡。容器簡圖如圖1所示，其中A1和A2指補強圈補強的范圍，B1和B2指整體補強的范圍。進口的開孔率達到了0.71，超出了GB150中開孔范圍的要求，屬于大開孔結構。在我國現行壓力容器標準中，沒有給出此類結構的開孔補強計算方法。

圖1 真空臥式容器簡圖

關于壓力容器的大開孔補強，西德AD壓力容器規范、法國《非直接火受壓容器建造規范》和我國HG20582-1998《鋼制化工容器強度計算規定》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力滿足靜力強度要求，忽略了大開孔邊緣的一次彎曲應力，安全裕度可能不夠，未得到廣泛應用［1-3］;美國ASME于2001年提出了一種新的大開孔補強設計方法，考慮了大開孔邊緣的一次彎曲應力，該方法較壓力面積法更為安全，得到一定程度的認可［1］。

與上述設計方法相比，有限元法具有獨特的優越性，它能夠更全面、更直觀地反映應力分布規律，參數化的建模方式使批量分析和結構優化變得更加簡單。目前，該方法已在大開孔結構的分析計算中得到了大量應用［1～4］。

1 建模

該容器的主要計算條件和尺寸如下：

1)容器內壓力為 －0.1 MPa，夾套內蒸汽壓力為0.4 MPa，設計溫度為 140 ℃。

2)容器殼體和接管厚度為10 mm，補強部分厚度為14 mm。

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

4)容器內徑為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。

其余細節不再詳述。

1.1 網格劃分

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個節點，每個節點6個自由度，適用于靜態的殼體分析。使用2級智能網格劃分方式自動劃分網格，共生成46082個單元，如圖3所示。

圖3 網格劃分

開孔補強是通過局部或整體地改變殼體厚度來提高強度的，所以殼體補強前后的主要區別是部分殼體的厚度發生了變化。本模型通過APDL的參數化建模方式建立，容器殼體由若干部分組成，每個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強結構對應的有限元模型，從而可以方便地進行批量分析。

1.2 載荷及約束

該容器所受的載荷和約束包括：

1)容器內－0.1 MPa壓力形成的遍布殼體外表的由外向內的面載荷，以及作用在四個法蘭上的載荷。

2)夾套內0.4 MPa壓力形成的由外向內的面載荷。

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個自由度上均受到完全約束。

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

2 結果與分析

在這里，僅考慮三種結構方案：

1)不采用任何補強方式，即容器殼體和接管壁厚均為10 mm。

2)采用補強圈補強方式，即對圖1中A1和A2區域的殼體進行補強，補強后殼體總厚度為14 mm。

3)采用整體補強方式，即對圖1中B1和B2區域的殼體進行補強，補強后殼體總厚度為14 mm。

2.1 無補強方案

在不采用補強結構的情況下，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 “無補強”位移云圖

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

圖5 “無補強”等效應力云圖

2.2 補強圈補強方案

在采用補強圈補強的情況下，容器的位移云圖如圖6所示。由圖可知，經補強圈補強，最大位移點轉移到了中段殼體的頂部，位移值為2.36 mm。

圖6 “補強圈補強”位移云圖

等效應力云圖如圖7所示。由圖可知，經補強圈補強，最大應力點仍然處于大開孔邊緣，等效應力值降低至92.2 MPa。

圖7 “補強圈補強”等效應力云圖

2.3 整體補強方案

在采用整體補強的情況下，容器的位移云圖如圖8所示。由圖可知，經整體補強，最大位移點也在中段殼體的頂部，位移值為1.85 mm。

圖8 “整體補強”位移云圖

等效應力云圖如圖9所示。由圖可知，經整體補強，最大應力點依然處于大開孔邊緣，等效應力值降低至85.5 MPa。

圖9 “整體補強”等效應力云圖

2.4 對比分析

由以上云圖可知，在應力集中區域，無論采用哪種補強方法，整個容器的應力分布和位移分布的規律都不會發生明顯變化，但是應力峰值和最大位移量能夠明顯降低。

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

焊接采用雙面焊對接接頭，并進行局部無損檢測，焊接接頭系數為0.85。S30 408在140℃下的許用應力為111.6 MPa，所以容器殼體在工作狀態下允許的最大應力為：根據各方案的最大等效應力可知，不采用補強結構時，無法滿足強度要求，而采用“補強圈補強”和“整體補強”均能滿足強度要求。因為有限元分析得到的應力是一次應力和二次應力之和，而二次應力對容器強度的危害較小，所以本文的分析結果是偏安全的。

經估算，“補強圈補強”方案需要4 mm鋼板約45 kg，“整體補強”方案需要4 mm鋼板約340 kg。因此，從經濟性考慮，應優先選用“補強圈補強”方案。

3 結語

對某開孔率為0.71的臥式容器進行了有限元分析，得出如下結論：

1)當該容器殼體壁厚和接管壁厚均為10 mm時，最大位移量為2.70 mm，最大等效應力出現在大開孔邊緣，達到107 MPa，無法滿足強度要求。

2)對大開孔進行補強圈補強，補強區殼體厚度為14 mm，使最大位移量下降12.6%，最大等效應力下降13.8%，能夠滿足強度要求。

3)對大開孔進行整體補強，補強區殼體厚度為14 mm，使最大位移量下降31.5%，最大等效應力下降20.1%，能夠滿足強度要求。

4)從經濟性考慮，優先選用文中提出的“補強圈補強”方案。

［1］田華.壓力容器大開孔補強設計的壓力面積法和ASME法的分析比較［J］.壓力容器，2004，21(3)：16-19.

［2］黃克敏，楊翀.內壓容器大開孔接管補強分析方法的探討［J］.南昌大學學報(工科版)，2002，24(1)：48-50.

［3］蔣家羚，章春亮.壓力容器大開孔補強工程設計方法［J］.化工機械，2000，28(3)：166-169.

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