陳孫藝

(茂名重力石化裝備股份公司，廣東茂名 525024)

0 引言

由流化床(含鼓泡床、噴動床等)組成的循環(huán)雙流化床更有利于載體顆粒的均勻和充分接觸，以及物料顆粒的連續(xù)大通量循環(huán)，因此被較為廣泛地應(yīng)用在化學(xué)鏈技術(shù)中，其氣固分離多采用基于離心力原理的旋風(fēng)分離器[1]。文獻[2]中采用多段序貫聚合法模擬一種新型的丙烯氣相聚合反應(yīng)過程，基于試驗研究和模擬結(jié)果，進一步考察反應(yīng)器中循環(huán)的顆粒流動特性對聚合反應(yīng)的影響。圖1[3]示出的流化床聚合反應(yīng)器為一臺質(zhì)量480 t、高度65 000 mm的大型設(shè)備，主要由旋轉(zhuǎn)殼組成的提升、沉降兩個反應(yīng)區(qū)組成。物料從提升段頂部中間出來后進入連通大彎管內(nèi)，再從另一端流出，通過斜插切向彎管進入沉降段上部。反應(yīng)器筒體最大內(nèi)徑3 400 mm，壁厚125 mm，大彎管內(nèi)徑1 400 mm，壁厚32 mm，設(shè)計壓力4.2 MPa，設(shè)計溫度-45～150 ℃，主體材料09MnNiDR[3]。綜合設(shè)計壓力、反應(yīng)器高度及設(shè)計溫度下材料屈服強度的降低等因素，反應(yīng)器室溫臥式耐壓試驗壓力為6.2 MPa。該反應(yīng)器于2010年初開車成功，其中的斜插切向彎管是實現(xiàn)顆粒流動特性的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)(不是常見的結(jié)構(gòu))，其與沉降段上部的相貫線呈一枚尾部擺彎的淚滴形，該異形開孔及其接管未見出現(xiàn)在其他承壓設(shè)備中，需要開發(fā)專有技術(shù)進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計及制造。

(a)結(jié)構(gòu)示意

(b)設(shè)備實物

1 斜插切向入口的結(jié)構(gòu)設(shè)計

1.1 筒體開孔補強形式

1.1.1 補強結(jié)構(gòu)

文獻[4]中分析內(nèi)壓作用下圓筒體環(huán)向斜插接管的應(yīng)力及變形位移時，充分利用Solidworks建模并進行前期的應(yīng)力分析，得到理想的模型后,導(dǎo)入ICEM劃分全六面體網(wǎng)格，再用Ansys分析計算和線性化處理，這樣可以利用三個軟件的優(yōu)點，避免在Ansys中多次重復(fù)修改模型，高效獲得圖2(a)[4]所示的結(jié)果。由于補強圈的結(jié)構(gòu)不連續(xù)，會引起明顯的應(yīng)力和變形分布不均勻，最大應(yīng)力位于補強圈與筒體相焊處外壁。圖2(b)[5]示出圓筒周向相切開孔接管結(jié)構(gòu)，相貫焊縫是從對接坡口逐步過渡到角接坡口的形式。文獻[5]中運用Ansys軟件，采用三維實體有限元法，對內(nèi)壓和管端力矩作用下的受載進行應(yīng)力計算與強度評定,發(fā)現(xiàn)最大應(yīng)力位于相貫處筒體內(nèi)壁。

圖2 圓筒體環(huán)向斜插直管

圖1中，斜插切向相貫開孔筒體外徑Do=3 650 mm，內(nèi)徑Di=3 400 mm，則:

k=Do/Di=1.07<1.2

(1)

由式(1)可知，其屬于薄壁容器。另外，彎管Do=1 650 mm，Di=1 400 mm，則:

k=Do/Di=1.18<1.2

(2)

因此彎管也屬于薄壁殼體。斜插切向開孔連接結(jié)構(gòu)如圖3(a)[3]所示，開孔的長軸方向與圓筒軸線不是垂直的，因而開孔并非具有最小的應(yīng)力集中。其結(jié)構(gòu)功能以及有別于圖2結(jié)構(gòu)的差異性，不但表現(xiàn)在圖2(b)所示相貫焊縫從對接到角接的逐漸扭轉(zhuǎn)變形坡口，而且相貫線整體呈彎曲淚滴異形，需要開發(fā)專有技術(shù)對其相貫結(jié)構(gòu)精度及強度進行優(yōu)化設(shè)計。為了避免補強圈焊接變形進一步疊加到相貫結(jié)構(gòu)焊接變形，影響旋風(fēng)分離效果，斜插切向開孔采用圖3(b)所示整體補強的形式，經(jīng)過聯(lián)合攻關(guān)進行模擬焊接的有限元分析，可以預(yù)測大型厚壁筒體斜插彎管接頭的應(yīng)力特征[6]，從而控制產(chǎn)品質(zhì)量。

圖3 斜插切向相貫結(jié)構(gòu)示意

1.1.2 補強分配

開孔段筒節(jié)因采用整體補強的形式而增厚，如果斜插切向彎管與筒節(jié)壁厚相同，可以實現(xiàn)兩者相切區(qū)域在內(nèi)、外壁面都平滑連接，避免兩者厚度變化引起的應(yīng)力集中和異形開孔引起的應(yīng)力集中疊加。為了充分發(fā)揮接管的補強作用，接管的長度略為超出通常有效的補強范圍，同時利用筒節(jié)和接管兩者的整體補強。

1.1.3 補強的計算校核

根據(jù)非常規(guī)大開孔的結(jié)構(gòu)形狀，把實際的異形大開孔適當(dāng)?shù)剡M行虛擬設(shè)計，等效為常規(guī)的圓孔初步設(shè)計。等效圓孔直徑的確定方法,一是包絡(luò)整個異形孔的大開孔法;二是等開孔面積法;三是等開孔周長法。最后綜合幾種方法，結(jié)合工程經(jīng)驗分析確定。

采用常規(guī)設(shè)計技術(shù)對等效圓形大開孔進行強度校核和補強設(shè)計，只能提出開孔相貫的初步設(shè)計，再通過數(shù)值模擬實際大開孔在運行工況及耐壓試驗壓力下的應(yīng)力狀態(tài)。傳統(tǒng)開孔補強技術(shù)一般是筒節(jié)的整體補強為主，接管的整體補強為輔。依據(jù)極限分析的理念，除了控制最大應(yīng)力，使結(jié)構(gòu)臨界許可的承載極限，還應(yīng)改善連接結(jié)構(gòu)為應(yīng)力強度趨于均勻的等強度滿應(yīng)力承載結(jié)構(gòu)。當(dāng)調(diào)整筒節(jié)的壁厚時，接管的壁厚也隨之改變，極限分析的補強校核過程需要多次迭代計算，直到殼體壁厚盡量減薄，接管的補強作用充分發(fā)揮，這樣能降低制造成本。模型構(gòu)建時，首先用殼體單元對整個反應(yīng)器進行整體分析；然后對局部關(guān)鍵部位采用三維實體單元分析；最后完善開孔相貫的優(yōu)化設(shè)計，見第4.1節(jié)。

1.1.4 補強的驗證

在分析中,首先通過局部模型分析調(diào)整結(jié)構(gòu)尺寸；再通過設(shè)備整體模型分析校核進行數(shù)值試驗驗證。在產(chǎn)品耐壓試驗時，還通過電阻應(yīng)變片檢測實際大開孔連接結(jié)構(gòu)的外表面應(yīng)力，分析其應(yīng)力分布規(guī)律和應(yīng)力水平。通過與數(shù)值模擬所得表面應(yīng)力的對比，評估結(jié)構(gòu)強度的合理性，加深對兩種技術(shù)方法的認(rèn)識。

1.2 補強接管質(zhì)量技術(shù)要求

除了對筒體和接管材料性能及無損檢測等常規(guī)要求外，還有如下要求：(1)GB/T 150.3—2011《壓力容器 第3部分：設(shè)計》中第6.6條的補強分析法只適用于徑向平齊接管，要求相貫焊縫的焊腳尺寸不小于結(jié)構(gòu)名義厚度的1/2，按此推理非徑向接管相貫焊縫的焊腳尺寸應(yīng)該更高，這里為了避免相貫結(jié)構(gòu)過多的焊接引起結(jié)構(gòu)變形，相貫處表面拐角的圓弧半徑取值超出標(biāo)準(zhǔn)要求，降低了焊腳高度并通過了校核；(2)提升、沉降兩個反應(yīng)區(qū)的連通彎管經(jīng)優(yōu)化后的壁厚是兩個明顯不同的數(shù)值，因此，將斜插切向彎管與連通彎管設(shè)計成等內(nèi)徑但不等厚的兩段，其連接結(jié)構(gòu)適當(dāng)考慮了強弱過渡的需要；(3)斜插切向彎管與連通彎管通過法蘭連接時，密封面所在空間平面在設(shè)備安裝后是一個傾斜面，為了保證連接緊密性，需要對法蘭密封面提出形位精度要求。

2 斜插切向入口的制造技術(shù)

為了便于討論，將這一特殊的連通結(jié)構(gòu)分為圓筒體、斜插切向彎管以及兩者的相貫結(jié)構(gòu)(即焊縫)三部分。

2.1 開口加工

高精度地保證旋風(fēng)分離段入口的形狀尺寸，對提高旋風(fēng)分離段內(nèi)部流場的穩(wěn)定性、降低分離段的壓降和保證分離高效率有著顯著的作用。斜插切向彎管與分離段的相連結(jié)構(gòu)不具有空間對稱性，成為產(chǎn)品制造一大難題。在傳統(tǒng)的制造工藝中，入口管加工坡口與筒體上的開孔都是用劃線、手工切割、人工修磨的方法，制造精度較差；在兩者組對后的坡口間隙往往很不均勻，增加了焊接的難度，并且焊接變形大，入口管端部無法達到與旋流環(huán)殼的組對精度。為此建造了圖4[7]所示用于大型筒體厚壁面上切割開孔的專用工裝，包括位于筒體上方的火焰切割機、承載筒體轉(zhuǎn)動的滾輪架及多功能組件、控制火焰切割方位的多軸調(diào)控器。通過編程數(shù)控使筒體的轉(zhuǎn)動與切割機沿筒體軸線的移動相配合，即可確定火焰的點軌跡，完成自動切割加工[7]。

圖4 筒體開口切割機結(jié)構(gòu)示意

2.2 焊接模擬分析

大直徑薄壁殼體與大直徑接管組焊時殼體容易凹陷變形[8]，即便是厚壁殼體對接焊接也會出現(xiàn)某些變形，對此通常采用雙側(cè)對稱坡口焊接來減少結(jié)構(gòu)變形。文獻[9]針對高溫氣冷堆壓力容器的馬鞍形接管焊接，采用有限元法模擬坡口形式及焊接道數(shù)對殘余應(yīng)力、應(yīng)變的影響，結(jié)果表明，采用雙U形坡口多道焊，焊后焊縫具有最小的殘余應(yīng)力及應(yīng)變，優(yōu)化工藝可保證筒體的圓柱度≤8 mm。由于接頭形狀特殊，氣化爐大型插入式斜接管與筒體的焊接熔敷金屬量大，是氣化爐制造的難點之一，文獻[10]中介紹了用于氣化爐斜接管與筒體接頭的埋弧自動焊工藝以及焊接變形控制技術(shù)的要點，分析了接頭焊接特征，對產(chǎn)品接頭的焊接從開孔、裝配、預(yù)熱后熱、層間溫度控制、焊接工藝、變形控制和變形實時檢測以及最終的檢查結(jié)果作了較全面地討論。這些成果肯定了類似的重要焊接施焊前進行模擬分析的重要性。

圖5 筒體端面焊接完成后的變形情況

針對該筒體斜插切向彎管接頭焊接的特點和關(guān)鍵所在，筆者所在單位聯(lián)合高校開展了優(yōu)化焊接攻關(guān)[6，11-12]，應(yīng)用Ansys有限元軟件，建立壁厚125 mm的大型結(jié)構(gòu)焊接變形有限元計算模型，首先研究了多道焊過程應(yīng)力有限元快速預(yù)測模型，通過比較簡化焊道數(shù)、簡化移動熱源及兩者都簡化的3種模型的結(jié)果，確認(rèn)簡化焊道數(shù)模型對于焊道數(shù)較多、焊接時間較長的接頭的過程應(yīng)力可能具有更大的影響。在此基礎(chǔ)上，進一步分析了筒體斜插切向彎管接頭焊接時彎管與厚壁筒體間相對距離、筒體圓度變化及接頭的位移演變過程。結(jié)果表明：彎管位移以及厚壁筒體兩側(cè)圓周上的圓度改變在焊接與冷卻過程中呈相反狀態(tài)，而厚壁筒體兩端的圓度變化率也有著明顯差異；坡口下端最終會產(chǎn)生相對較大的收縮；冷卻階段初始可適當(dāng)降低冷卻速率，以減小焊接變形。具體如圖5[11]所示，在焊接中，因焊縫膨脹，筒體兩側(cè)端面圓周產(chǎn)生了類似凹陷變形，而在冷卻過程中，原凹陷部位逐漸外凸，并帶動整個圓周由壓扁狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槔L狀態(tài)。這些結(jié)果對保證反應(yīng)器產(chǎn)品質(zhì)量具有參考價值。

2.3 焊接對策及高效施焊

針對模擬分析及焊接變形對接管密封面產(chǎn)生不利的影響，筆者所在單位編制了精密制造的技術(shù)對策[13]，取得了圖6[3]所示的組對效果，具體方法是應(yīng)用軟件技術(shù)建立斜插切向彎管與筒體焊接坡口的三維模型，通過模型檢查并調(diào)整坡口間隙，應(yīng)用數(shù)控機構(gòu)按三維模型整體制造保證尺寸形狀準(zhǔn)確，優(yōu)化了相貫的焊接結(jié)構(gòu)，提高了制造精度和質(zhì)量。建造了用于筒體上異形焊縫軌跡的焊接裝置，能夠靈活地沿不規(guī)則焊縫軌跡移動，而且方位調(diào)節(jié)組件能夠任意方向、任意角度靈活地微調(diào)夾具以及焊機，焊接成型質(zhì)量好，提高了效率。

圖6 斜插切向彎管組對效果

3 分離段連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力強度分析

3.1 耐壓試驗過程應(yīng)變測點分布

基于應(yīng)力分析和工程經(jīng)驗，對受載的相貫結(jié)構(gòu)進行測試時，應(yīng)加密檢測應(yīng)力水平相對較高的區(qū)段，制定了圖7的計劃后,實施見圖8，測點數(shù)共57個，編號1的測點位于圖7(a)中相貫線的小端處。把圖7(a)相貫焊縫通過虛線分為肘側(cè)的上半部分和肩側(cè)的下半部分，再把上半部分分為長度大約相等的3段，前后兩段的測點較密而且位于焊縫熔合線旁，其余的測點較疏而且位于焊縫旁的筒體上且與焊縫有20 mm的間距?？紤]到彎管的結(jié)構(gòu)因素，在彎管上靠近相貫焊縫距離為200 mm的外壁也布置了3個點，方位及序號分別為外拱上的58、中性線上的59、內(nèi)拱上的60。

(a)相貫焊縫測點

(b)彎管測點

圖8 相貫焊縫局部測點狀況

同時，在筒體上遠離接管和焊縫處也布置了2個點，序號分別為61，62，目的是了解筒體的強度情況。各測點的相對位置以筒體端面為基準(zhǔn)，部分測點的方位如表1所示，便于分析計算。

表1 部分開孔測點坐標(biāo)

3.2 筒體應(yīng)力強度分析

3.2.1 基于應(yīng)變檢測的應(yīng)力強度

應(yīng)力強度計算公式為：

(3)

(4)

式中，σ1為周向應(yīng)力，MPa；E為筒體材料彈性模量，MPa，取E=2.06×105MPa；μ為筒體材料泊松比，取μ=0.3；ε1為周向應(yīng)變；ε2為軸向應(yīng)變;σ2為軸向應(yīng)力，MPa。

粘貼應(yīng)變片時，使0°-45°-90°應(yīng)變花的0°應(yīng)變片保持與圓筒體周向一致。筒體測點的應(yīng)變檢測值和應(yīng)力強度計算結(jié)果如表2所示。

表2 筒體的應(yīng)變值和應(yīng)力強度

由表2可以看出，耐壓試驗全程中2個測點測算的應(yīng)力之間都存在一些差異，在設(shè)計壓力4.2 MPa下，周向應(yīng)力σ1相差約10%，軸向應(yīng)力σ2相差約9%；而且全程的周向應(yīng)力都小于2倍的軸向應(yīng)力，在設(shè)計壓力4.2 MPa下，測點61，62的周向應(yīng)力均比2倍的軸向應(yīng)力小約15%。

3.2.2 基于理論的筒體應(yīng)力強度

筒體內(nèi)壁上應(yīng)力計算公式為：

(5)

(6)

筒體外壁上應(yīng)力計算公式為：

(7)

(8)

式中，σiθ為內(nèi)壁周向應(yīng)力，MPa；p為試驗壓力，MPa；Ri為筒體內(nèi)半徑，mm,Ri=1 700 mm；Ro為筒體外半徑，mm,Ro=1 825 mm；t為筒體壁厚，mm,t=125 mm;σiz為內(nèi)壁軸向應(yīng)力，MPa；σoθ為外壁周向應(yīng)力，MPa；σoz為外壁軸向應(yīng)力，MPa。

筒體應(yīng)力的理論計算值如表3所示。

表3 筒體應(yīng)力理論計算值

由表3可知，由于殼體壁厚明顯，內(nèi)、外壁表面應(yīng)力存在一些差異，又由于殼體屬于薄殼，應(yīng)力差異不大，在設(shè)計壓力4.2 MPa下,周向應(yīng)力、軸向應(yīng)力均相差約4%。

3.2.3 筒體應(yīng)力強度比較分析

比較表2與表3可以看出，測試結(jié)果與理論計算中周向應(yīng)力存在一定差異，在設(shè)計壓力4.2 MPa下，測點62相差約15%。該段筒體最終最大與最小直徑之差為14 mm，約為筒體內(nèi)直徑的0.4%，推測周向應(yīng)力的差異是該圓度偏差在內(nèi)壓作用下趨圓、給壁面附加了一些應(yīng)力所致，這對筒體幾何精度要求有一定的參考價值。在設(shè)計壓力4.2 MPa下，測點62的軸向應(yīng)力與理論計算值完全一致，均為27.5 MPa。因此，綜合判斷該段筒體應(yīng)力與理論計算值基本一致，對該異形開孔的筒節(jié)和接管兩者的整體補強設(shè)計達到優(yōu)化狀態(tài)。

3.3 相貫結(jié)構(gòu)應(yīng)力測試及其強度分析

耐壓試驗壓力4.2,6.2 MPa下各測點全過程的最大應(yīng)力分布曲線如圖9所示，該最大應(yīng)力不是與圓筒體周向一致的應(yīng)變片所測算的應(yīng)力，而是通過式(9)計算的應(yīng)力。

(9)

式中，σmax為最大主應(yīng)力，MPa；ε1為沿圓筒體周向的應(yīng)變;ε2為沿圓筒體軸向的應(yīng)變;ε3為與圓筒體周向成45°角的應(yīng)變。

需要說明的是，一方面，在圖8(a)中周長達8 m 多的相貫線上，前段的2～28號共27個密集測點只占約2 000 mm的周長，后段的30～39號共10個密集測點只占約1 500 mm的周長，其余20個測點則占了近5 000 mm的周長，除了兩段密集測點是等間距布置的外，其余測點是以較寬的不等間距布置的，但是為了簡化制圖，在圖9橫坐標(biāo)中所有測點都是等間距標(biāo)記的，相當(dāng)于將其余20個測點的橫坐標(biāo)間距壓縮了；另一方面，密集測點粘貼在強度較高的焊縫熔合線邊緣，其余20個測點粘貼在離熔合線20 mm的筒體上，筒體相對焊縫的強度低，同等內(nèi)壓下表現(xiàn)出較大的應(yīng)變，基于同樣的彈性模量就可計算出較高的應(yīng)力水平。以上對坐標(biāo)橫向壓縮和縱向數(shù)值拔高的結(jié)果使得圖9的曲線很不圓滑，這只是反映了焊縫和筒體不同結(jié)構(gòu)繪制在一起的應(yīng)力情況，實際的應(yīng)力波動并非如此激烈。

圖9 內(nèi)壓下的測點應(yīng)力曲線

分析圖9可以看出：(1)測點2～19、測點35～40 以及測點47～53，這3個區(qū)段有比較高的應(yīng)力水平，其中前兩個區(qū)段是密集檢測段，較高應(yīng)力水平所在位置與有限元分析結(jié)果一致，而第3個高水平區(qū)段是圖7(a)的肩部中段，筒體相對焊縫的強度低，因而測得較大的應(yīng)變，在計算筒體的應(yīng)力水平時采用了與焊縫相同的彈性強度，才表現(xiàn)出較高的應(yīng)力水平；(2)測點41～43的應(yīng)力水平較低，是圖7(a)的肩部后段，也與有限元分析結(jié)果一致；(3)測點35是筒體上開孔位置的最高點，在其之前的兩條曲線間距明顯，表現(xiàn)出對內(nèi)壓的敏感性；測點35之后的兩條曲線間距很小，表現(xiàn)出對內(nèi)壓的不敏感，分析認(rèn)為是結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)的結(jié)果。

由此可見，耐壓試驗中開孔相貫區(qū)域應(yīng)力狀況非常復(fù)雜，影響因素較多。因為開孔破壞了殼體材料的連續(xù)性，削弱了原有的承載面積，在開孔邊緣造成應(yīng)力集中，彎管使開孔區(qū)域的總體結(jié)構(gòu)不連續(xù)，在內(nèi)壓的作用下變形已不一致，再加上大彎管傳遞過來的力矩作用，各結(jié)構(gòu)在變形協(xié)調(diào)過程中也產(chǎn)生邊緣應(yīng)力。同時，通過焊縫連接在一起的焊縫結(jié)構(gòu)尺寸(如焊縫高度、過渡圓角等)會形成局部結(jié)構(gòu)不連續(xù)，從而形成局部不連續(xù)應(yīng)力。相貫結(jié)構(gòu)的焊縫厚度比較厚，焊縫處的焊接殘余應(yīng)力比較大。斜接管相貫結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)變形坡口和整體彎曲淚滴異形的復(fù)雜性致使主應(yīng)力方向不一定與筒體的周向應(yīng)力和軸向應(yīng)力一致；加上焊縫全周長的余高難以一致；而且焊縫表面修磨圓滑過渡的圓弧半徑也是變化的；由于監(jiān)檢的需要，耐壓試驗中不允許在焊縫表面密集覆蓋應(yīng)變片等遮蓋物，所以圖9的檢測結(jié)果無法反映實際情況，僅存參考意義。

4 連接結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計探討

文獻[14]中依據(jù)受壓圓筒爆破試驗得到的數(shù)據(jù)，對極限載荷法、應(yīng)力分類法的結(jié)果進行了分析，并對兩種方法的相對安全性進行了比較。同時，對于應(yīng)力分類法中的一次局部薄膜應(yīng)力以及薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力的強度條件進行了討論。但是，本案例無法對反應(yīng)器實物進行爆破試驗，已進行的產(chǎn)品耐壓試驗檢測所經(jīng)歷的壓力尚不足以進行結(jié)構(gòu)的極限承載能力分析，為更全面深入地掌握斜插切向彎管相貫結(jié)構(gòu)的強度情況，為同類反應(yīng)器的設(shè)計提供優(yōu)化依據(jù)，在已有建造技術(shù)的基礎(chǔ)上，沿著輕量化設(shè)計技術(shù)和結(jié)構(gòu)改善設(shè)計兩個方向進一步探討優(yōu)化設(shè)計方法。

4.1 相貫處的有限元輕量化分析

4.1.1 分析模型

基于環(huán)殼開孔連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力測試結(jié)果，分析確定原結(jié)構(gòu)強度較弱和強度富余所在方位，結(jié)合輕量化設(shè)計的主要結(jié)構(gòu)對象，確定只對接管和沉降段頂部殼體建立如圖10所示的實體模型，模型中沉降段頂部封頭的開孔封閉，接管端口以標(biāo)準(zhǔn)橢圓封頭封閉。在載荷上適當(dāng)簡化，基于開孔補強主要恢復(fù)殼體抵御內(nèi)壓的作用，假設(shè)圖1設(shè)備頂部的大彎頭完全承受了各種力矩作用，圖10(a)模型忽略接管端部的外來力矩，模型只受到內(nèi)壓的作用；模型邊界方面，在筒體的下端面施加固定約束，限制其軸向位移、周向旋轉(zhuǎn)。采用實體單元對模型結(jié)構(gòu)進行網(wǎng)格劃分，如圖10(b)所示。

圖10 相貫連接處有限元分析模型

4.1.2 通過模型對已有結(jié)構(gòu)的塑性極限內(nèi)壓分析

JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(2005年確認(rèn))附錄B中規(guī)定了實驗應(yīng)力分析方法，雖然這一方法有一定的難度，但這是實現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計的技術(shù)手段，況且JB 4732—1995中B.5.1條為操作簡化提供了縮小比例模型的指引，通過事先的數(shù)值模擬極限分析又能夠指引試驗?zāi)Ｐ偷臏?zhǔn)確構(gòu)建，因此數(shù)值模擬也是達成結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計的技術(shù)基礎(chǔ)。

(a)內(nèi)壓8.4 MPa下非線性應(yīng)力分布云圖

(b)內(nèi)壓4.2 MPa下線性應(yīng)力分布云圖

基于反應(yīng)器的幾何尺寸及耐壓試驗應(yīng)力分析，采用1∶5模型及常用的16MnR進行試驗，材料定義為近似理想彈塑性，常溫屈服強度ReL及設(shè)計應(yīng)力強度Sm分別為為325，188 MPa，在屈服后設(shè)有一定的強化段。估算以相對高的內(nèi)壓(例如12 MPa)對模型進行非線性應(yīng)力分析，所得Mises等效應(yīng)力云圖如圖11(a)所示，圖示肘側(cè)局部首先屈服。搜索該部位外表面應(yīng)力水平較高的幾個節(jié)點，往往也是位移或應(yīng)變較大的點，依據(jù)這些點的受載歷程繪制位移-載荷曲線。然后參考設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)中確定極限載荷的實驗應(yīng)力分析方法和文獻[15]綜述的方法(包括雙倍斜率法、雙切線法、零點曲率法等)，在曲線圖上應(yīng)用這些方法分別求取模型的極限內(nèi)壓，從三者中選取最低數(shù)值8.28 MPa 作為結(jié)構(gòu)模型的極限內(nèi)壓，并標(biāo)記這一最低極限內(nèi)壓的求取方法是雙切線法，以便在實物試驗時同理使用。

4.1.3 安定性分析

JB 4732—1995中第5.4.2.1條規(guī)定“若載荷不超過結(jié)構(gòu)塑性極限載荷的2/3，則結(jié)構(gòu)具體部位上不需要滿足第5.3.1、5.3.2與5.3.3條許用值的有關(guān)規(guī)定”?；谠O(shè)計內(nèi)壓4.2 MPa與模型的極限內(nèi)壓8.28 MPa之比約為0.51，即小于2/3，因此應(yīng)力強度SⅠ，SⅡ,SⅢ免于校核，但對于第 5.3.4條規(guī)定的”一次加二次應(yīng)力強度SⅣ的許用極限為3Sm”，尚需校核結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

在圖10(a)模型內(nèi)表面施加4.2 MPa的內(nèi)壓，得到該內(nèi)壓作用下模型的彈性名義應(yīng)力分布見圖11(b)。對于筒體上的開孔而言，與筒體軸線平行并且挖去金屬最多的截面是較為危險的截面，故對各圖中最大應(yīng)力點處及筒體開孔最大截面處，貫穿筒體壁厚分別取線性化路徑SCL_01，SCL_02進行應(yīng)力線性化處理。分別獲得：SⅣ(SCL_01)=348.3 MPa，SⅣ(SCL_02)=254.3 MPa。

該兩條路徑的SⅣ均小于3Sm(564 MPa)，表明在設(shè)計壓力4.2 MPa作用下，強度明顯的富余，結(jié)構(gòu)是安定的。

4.1.4 通過實物的極限內(nèi)壓分析進行新設(shè)備的輕量化設(shè)計

基于已有結(jié)構(gòu)的極限內(nèi)壓有限元分析，所得極限內(nèi)壓明顯高于反應(yīng)器實物的耐壓試驗壓力，對于設(shè)計壓力的安全系數(shù)為8.28/4.2=1.971>1.5，也就是說,如果材料安全系數(shù)為1.5，還有一定的裕度。無論是極限內(nèi)壓分析,還是安定性分析,都表明結(jié)構(gòu)值得優(yōu)化設(shè)計。因此,可以減薄模型的壁厚,重新進行極限內(nèi)壓分析，直到極限內(nèi)壓接近反應(yīng)器的設(shè)計壓力。

在此基礎(chǔ)上，制造一件與有限元分析模型相同的實物，但是實物應(yīng)在圖10(b)模型結(jié)構(gòu)的底部焊上與頂部相同的封頭，使實物底部和頂部一樣能承受同等內(nèi)壓的作用，進行極限內(nèi)壓的實物試驗分析，同理繪制曲線圖，用模型極限內(nèi)壓求取的雙切線法方法和JB 4732—1995(2005年確認(rèn))中附錄B規(guī)定的雙倍斜率法分別求取實物的極限內(nèi)壓，從兩者中選取數(shù)值較低的極限內(nèi)壓，作為實物的試驗極限內(nèi)壓。這一實物試驗有待實際工程需要時進行。

需要注意的是：第一，反應(yīng)器設(shè)計的極限內(nèi)壓應(yīng)是實物的試驗極限內(nèi)壓乘以設(shè)計溫度下材料屈服點與試驗溫度下材料屈服點之比值；第二，這里的模型極限內(nèi)壓和實物的極限內(nèi)壓求解過程都未考慮外來力矩對相貫結(jié)構(gòu)的作用。實物測試和模型模擬的應(yīng)力水平存在一些差異，主要是測試的整體模型與模擬的局部模型之間，以及材料實際性能與標(biāo)準(zhǔn)材料性能之間的差異所致，特別是數(shù)值模型未能整體構(gòu)建反應(yīng)器整體模型，其開孔接管端部未能施加來自環(huán)殼的力矩載荷。

4.1.5 分析討論

從圖11(a)可以看出，較大應(yīng)力分布所在處與圖7(a)中相貫處的前段密集測點和后段密集測點所在位置吻合。從圖11(b)可以看出，在彎管切入筒體的尖角處有較大的應(yīng)力集中，最大應(yīng)力點的位置與圖11(a)中進行極限分析考慮材料的彈塑性時，出現(xiàn)的位置靠近又略有不同，這與輸入模型的壓力及所采用的設(shè)計方法有關(guān)。

4.2 相貫結(jié)構(gòu)的全對接形式

出現(xiàn)裂紋是異形開口接管焊接結(jié)構(gòu)最危險的失效形式。在圖10(a)模型內(nèi)表面施加6.2 MPa的內(nèi)壓，得到耐壓試驗壓力作用下模型的彈性名義應(yīng)力分布，發(fā)現(xiàn)在接管與筒體的內(nèi)緣處有小范圍的材料發(fā)生了屈服，前面已證明在設(shè)計壓力下結(jié)構(gòu)是安定的，因此相貫結(jié)構(gòu)的材料得到充分利用。焊接接頭設(shè)計除了考慮有效降低應(yīng)力集中、減少焊接變形等缺陷外，也要便于施焊與檢查。文獻[16]中通過對旋風(fēng)分離器切向進料接管焊縫泄漏修復(fù)的分析，發(fā)現(xiàn)焊縫泄漏是由于切向接管與容器間焊接接頭設(shè)計不合理，空間施焊和檢測困難，難以保證焊接質(zhì)量所致。圖6所示的三維變空間相貫結(jié)構(gòu)在理論上是多層嵌套的，除了指焊接接頭形式從對接到角接的漸變，也指相貫焊縫整體呈一枚尾部擺彎的淚滴形，還指相貫焊縫局部的每一段結(jié)構(gòu)形狀都是獨特的，沒有兩段在形狀上是完全重復(fù)的，這對無損檢測工藝技術(shù)來說也是一個豐富的課題。因此尚有改善必要，技術(shù)方向就是參照圖12中3個已普遍應(yīng)用的形式，接管通過凸緣與殼體開孔對接焊接。改進后要注意的是，圖12(b)中拐角半徑r的取值仍應(yīng)適宜取小值，以免對接凸緣的b值過大，既避免已成為部分殼體結(jié)構(gòu)的凸緣材料及其強度是否與圓筒體一致的問題，又可避免彎管的鍛坯尺寸過大、難以保證質(zhì)量的問題。

圖12 接管相貫處的凸緣結(jié)構(gòu)

相貫接頭進一步優(yōu)化的結(jié)構(gòu)設(shè)計也需要優(yōu)化的制造技術(shù)來實現(xiàn)，接管凸緣與殼體的對接接頭與圖6所示相貫結(jié)構(gòu)大部分角接接頭相比又存在新的技術(shù)難題，類似圖12所示相貫結(jié)構(gòu)全部都是比圓筒體上縱、周向焊縫剛性更強的對接接頭，其施焊后的降溫過程將使整圈焊縫引起強烈的收縮，進而使任一段焊縫兩側(cè)都受到殼體和接管凸緣強烈的拉伸作用，容易產(chǎn)生裂紋。

5 結(jié)論

文中反應(yīng)器循環(huán)連通管接口異形相貫結(jié)構(gòu)個性特殊，就其結(jié)構(gòu)的設(shè)計、制造及檢測等主要建造過程的優(yōu)化可得到如下結(jié)論。

(1)圓筒體上斜插切向相貫開孔連接彎管的整體補強，以及彎管與圓筒等壁厚結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，通過了有限元數(shù)值模擬分析校核和耐壓試驗檢測。內(nèi)壓作用下沿整圈相貫線焊縫檢測計算的應(yīng)力分布曲線，顯示相貫焊縫靠近大端的肘側(cè)一小段表面有較高水平的應(yīng)力分布，靠近小端的肘側(cè)一小段表面也有次高水平的應(yīng)力分布，其所在位置與有限元數(shù)值模擬分析結(jié)果一致。綜合判斷筒體檢測應(yīng)力與理論計算值基本一致，在常規(guī)設(shè)計條件下，對該異形開孔的筒節(jié)和接管兩者的整體補強設(shè)計達到優(yōu)化狀態(tài)。

(2)整圈相貫焊縫坡口從相貫小端的對接漸變成相貫大端銳角角接，針對這一連續(xù)封閉但不均衡的三維變空間的焊縫，開發(fā)應(yīng)用多項技術(shù)：應(yīng)用軟件技術(shù)預(yù)測和調(diào)整坡口間隙；應(yīng)用數(shù)控機床按優(yōu)化后的模型加工彎管坡口；研發(fā)數(shù)控切割機自動完成筒體異形開孔的精確切割及坡口加工，使組裝尺寸準(zhǔn)確，優(yōu)化了相貫的焊接結(jié)構(gòu)；再應(yīng)用有限元模擬預(yù)測厚壁多道焊過程應(yīng)力變形及控制因素，指引焊接工藝及操作；建造了用于筒體上異形焊縫軌跡的焊接裝置，提高了制造精度、效率和質(zhì)量。該設(shè)備已正常運行12年。

(3)基于對相貫處的有限元極限內(nèi)壓分析表明，在塑性分析設(shè)計條件下結(jié)構(gòu)強度尚有富余，確定了輕量化設(shè)計的方法。在結(jié)構(gòu)上，將整圈相貫焊縫坡口從原有的對接漸變成角接形式改進為三維變空間的全對接形式，可改善相貫結(jié)構(gòu)及其受力。這兩點為進一步優(yōu)化關(guān)鍵的相貫結(jié)構(gòu)指明了技術(shù)路徑。