范?？?，朱金花，牛 錚，姚佐權

(1. 合肥通用機械研究院有限公司，安徽 合肥 230031； 2. 國家壓力容器與管道安全工程技術研究中心，安徽 合肥 230031)

在高壓容器的設計建造中，若采用單層結構則對材料的要求較為嚴格，整個制造過程也會相對復雜。尤其是筒體以及筒體與封頭連接深環(huán)焊縫焊接質量難以保證，且焊接接頭區(qū)域冷卻后收縮變形較大，導致焊接接頭局部區(qū)域存在很大的殘余應力。多層包扎結構形式的出現，有效地解決了單層結構中深環(huán)焊縫的焊接問題。多層包扎筒體一般由10～25 mm的內筒以及若干層6～12 mm的層板組成，制造時可將焊接接頭錯開以避免深環(huán)焊縫的問題【1-2】。

同時為了節(jié)約材料，高壓容器的封頭一般使用受力更好的球形封頭。GB/T 150.3—2011附錄D.8.3中給出了6種多層筒體與封頭過渡區(qū)域的連接形式，均要求削邊長度是筒體與封頭厚度之差的3倍；ASME Ⅷ-1“ULW篇 多層結構制造壓力容器的要求”中也做了類似的規(guī)定【3-4】。而設計計算時球形封頭的厚度如取筒體厚度的一半，封頭軸向沒有足夠的層板布置空間，無法滿足該條款的規(guī)定。同時筒體與封頭連接部位存在結構突變，導致應力狀態(tài)復雜，應力集中現象突出，故按照規(guī)則設計選取的封頭成形厚度，會造成局部區(qū)域應力過高，從而導致結構發(fā)生失效。這一關鍵點往往在規(guī)則設計中被忽視。本文以1臺高壓空氣儲罐為例，設計多種多層包扎筒體與球形封頭的連接方案，對局部結構進行分析，并提出優(yōu)化方案，為該結構的設計提供指導。

1 設計參數

高壓空氣儲罐的設計參數如表1所示。

表1 高壓空氣儲罐的設計參數

2 常規(guī)結構設計

由于JB 4732—1995【5】中沒有多層包扎筒體厚度δ的計算，因此只能通過GB/T 150.3—2011和HG 3129—1998【6】等相關標準進行試算，計算式見式(1)和式(2)：

(1)

式中:[σ]tφ——多層包扎筒體的計算應力，MPa；

δi——內筒厚度，mm；

δo——層板總厚度，mm；

δn——多層包扎筒體總厚度，mm；

φi——內筒焊接接頭系數，本例取1.0；

φo——層板焊接接頭系數，本例取0.95。

(2)

式中:δ——多層包扎筒體厚度,mm;

Pc——設計壓力，MPa；

Di——筒體內徑，mm。

由式(1)和式(2)計算得出，筒體和封頭的計算厚度分別為147.5 mm和74.2 mm。最終確定筒體由24 mm的內筒與11層12 mm的層板組成，總厚度為156 mm；封頭由90 mm的鋼板壓制而成。按照這個方案，形成如圖1所示的封頭和層板的連接結構形式Ⅰ。因球形封頭邊緣部位在壓制過程中會增厚，故保守按90 mm設計。

圖1 計算厚度下接頭形式——連接結構Ⅰ

圖1所示結構中，與封頭對接的筒體為內筒+5層層板，厚度總計為84 mm，封頭外側搭接筒體總厚度比對接的層板多1層且搭接長度無法滿足標準規(guī)定的過渡段長度的要求。

對圖1所示結構采用軸對稱模型，按照JB 4732 進行有限元應力計算與分析，層板之間設計接觸約束，摩擦系數取0.15。圖2～圖4分別給出了連接結構Ⅰ的有限元計算模型、第三應力強度云圖和線性化路徑示意。圖1所示的結構形式的計算結果見表2。

圖2 連接結構Ⅰ的有限元計算模型

圖3 連接結構Ⅰ的第三應力強度云圖

圖4 線性化路徑示意

表2 圖1結構形式的計算結果

應力計算結果表明：應力強度最大值位于筒體角接部分第一層層板角接接頭的內側，應力分類后無法滿足標準規(guī)定。分析其原因有兩點：1)角接部分筒體承受的軸向力需要層層傳遞，筒體角接部分第一層層板焊接接頭所承受的軸向力為角接部分(共6層層板)所承受的軸向力之和；2)過渡段的長度不夠，不滿足1∶3的比例要求，局部結構應力集中系數大。

3 優(yōu)化結構設計

通過失效原因分析得出該結構可以進行優(yōu)化，方法有兩種：

1) 增加對接部分的厚度，即增加封頭的厚度。這種方案可以減少筒體角接部分厚度，降低第一層層板角接接頭承受的軸向力，同時也使整個連接部位過渡更加平滑。

2) 延長角接接頭在軸向的長度，增加承受軸向力的焊縫面積。

3.1 增加厚度

標準中沒有規(guī)定該連接結構的封頭與筒體厚度的比值，因此優(yōu)化設計時筒體厚度不變，按照厚度比值進行封頭增厚試算。常規(guī)計算方案的厚度比值為0.576 9，考慮制造成形等因素，本文優(yōu)化后按照封頭厚度110 mm(厚度比值0.705 1)、材料上限厚度120 mm(厚度比值0.769 2)進行結構設計并進行了分析計算(其中封頭厚度取100 mm時無法滿足層板的排布)。二者的接頭結構形式分別見圖5和圖6。

由圖5和圖6可以看出：圖5中筒體對接部分為內筒與6層層板，共計96 mm；角接部分5層層板，共計60 mm。圖6中筒體對接部分為內筒與7層層板，共計108 mm；角接部分4層層板，共計48 mm。這兩種方案均可以將整個結構排布出1∶3的過渡段。圖7a)～圖7b)為兩種連接結構的應力強度云圖。表3和表4為連接結構應力強度云圖的應力分類計算結果及其對比。

圖5 封頭厚度為110 mm的接頭形式——連接結構Ⅱ

圖6 封頭厚度為120 mm的接頭形式——連接結構Ⅲ

圖7 連接結構Ⅱ和Ⅲ的應力強度云圖

表3 連接結構Ⅰ～Ⅲ的相關計算結果

對表3所示的應力數據進行分析后，表4給出了連接結構Ⅱ和Ⅲ的優(yōu)化效果。由表4可以看出：增加球形封頭厚度后，角接部分底層層板的角接接頭應力水平下降很快；但其中連接結構Ⅱ因搭接的第一層層板伸出較長，局部彎曲應力增大，導致路徑P1的二次應力存在微幅上升。

表4 3種連接結構的應力水平對比

3.2 局部優(yōu)化

連接結構Ⅱ中大部分區(qū)域應力水平較低，故繼續(xù)增加球形封頭壁厚經濟上不太合理，因此對應力最大點進行局部優(yōu)化。層板角接接頭內側的應力比外側的大，更容易失效。但是目前尚無有效的手段探測角接接頭的內部，監(jiān)控其裂紋產生情況，只能通過改變角接接頭的形式最大程度地增加P1路徑的長度，從而降低局部應力水平。對圖5和圖6所示的角接接頭進行局部形式變更，優(yōu)化后的形式如圖8所示。

圖8 角接接頭優(yōu)化后的形式

優(yōu)化后的角接接頭在軸向的受力面積更大，承載能力進一步提升。圖9a)～圖9b)為優(yōu)化后的連接結構Ⅱ和Ⅲ的應力強度云圖，表5為局部優(yōu)化后結構的應力分類與對比。優(yōu)化結果表明：增加角焊縫軸向長度，搭接第一層層板連接角焊縫處的一次應力和二次應力下降，連接結構Ⅱ的應力數值下降更快，結構設計滿足標準規(guī)定的相關要求。

圖9 優(yōu)化后連接結構Ⅱ和Ⅲ的應力強度云圖

表5 局部優(yōu)化的連接結構Ⅱ和Ⅲ優(yōu)化后的應力水平及其對比

由于規(guī)則設計時多層筒體與球形封頭連接部位很難進行精確計算，GB/T 150.3—2011中只需分別計算各自厚度，接頭形式滿足附錄D.8.3中要求即可，沒有進行定量計算的要求，導致制造出的容器往往在這個部位出現問題。通過以上的分析結果可知：隨著封頭厚度的增加，對接部分的厚度增大，局部結構斜度更加平緩，受力狀況變好，特別是角接部分焊接接頭的應力水平明顯下降；同時將層板邊緣向內刨出30°～45°的坡口，增加了焊縫承載面積，使得應力進一步降低。

但是封頭厚度的增加受材料供貨限制，同時經濟性也逐漸變差；角接接頭在軸向堆焊的長度也受結構限制。因此可以將二者結合，增加球形封頭厚度至筒體0.7倍以上，降低整個局部連接接頭的應力；同時增加層板角焊縫長度，改善角接接頭的局部應力，從而保證局部結構的強度滿足要求。

4 結語

對多層包扎容器的筒體與球形封頭連接部位進行了結構分析和優(yōu)化設計，得出如下結論：

1) 定量分析了球形封頭與筒體的厚度比對連接部位應力狀態(tài)的影響。由于應力集中和邊緣應力的影響，厚度比為0.5時局部應力過高，建議將厚度比增至0.7以上，改善整個局部結構的應力水平。

2) 針對多層筒體非對接部分角接接頭應力過高的情況，通過改變角接接頭的結構形式降低局部結構的應力水平。

3) GB/T 150.3—2011附錄D.8.3中要求的1∶3的過渡比例需要嚴格遵守，防止局部應力集中過于嚴重，影響其疲勞壽命。