第 54 卷第 4 期2017 年 8 月化 工 设 备 与 管 道PROCESS EQUIPMENT & PIPING V ol. 54 No. 4Aug. 2017
·压力容器·
徐君臣，张文杰
（惠生工程（中国）有限公司，上海 201210）
摘 要：以在内压与外载荷同时作用下的圆柱壳大开孔接管为例，基于ANSYS 软件中APDL 语言建立了其有限元模型，采用了ASME Ⅷ-2中非弹性分析方法中的极限载荷分析法，对其在不同载荷工况组合和载荷系数下进行了有限元分析，并基于载荷与抗力系数设计方法进行了安全性评定。计算结果表明结构在所有载荷组合工况下均达到收敛，则结构处于稳定。同时也对该结构进行了弹性应力分析和局部失效评定，并与极限载荷分析方法进行了对比。计算结果表明极限载荷分析相对于弹性应力分析节省了约12.2%的材料，但前者方法更加耗时，对计算机要求也较高，设计者需根据材料成本和设计成本综合考虑来选择设计方法。以期为广大工程技术人员进行此类大开孔接管的设计提供有益参考。关键词：大开孔接管；弹性应力分析；极限载荷分析；弹性-理想塑性；局部失效 贾大山 取经
安里屋中图分类号：TQ 050.2；TH 123 文献标识码：A 文章编号：1009-3281（2017）04-001-007
收稿日期：2017-03-03
基金项目：惠生工程创新基金（2017565732）。加多宝战略
作者简介： 徐君臣（1987—），男，湖北荆门人，硕士研究生，工
程师，主要从事压力容器设计及有限元分析等工作。
压力容器分析设计方法包括弹性应力分析、极限载荷分析和弹-塑性应力分析法。而基于弹性应力分析设计方法有：等效线性化方法、两步法、一次结构法、弹性补偿法和GLOSSR-Node 法 [1]。在分析设计法进入工程设计实践以来，基于弹性应力分析的应力分类法已经被工程设计人员广泛使用。基于弹性应力分析，研究者已经做了大量的工作并得出了许多有用的研究成果。Wichman 等人 [2]于1965年在WRC107公报上发表了在外载荷作用下球壳与圆柱壳的局部应力计算。Mershon 等人 [3]于1984年在WRC297公报上发表了在外载荷作用下圆柱壳接管局部应力计算，弥补了WRC107公报的不足。欧盟于2002年颁布的EN 13445 [4]中给出了不同于以上两种方法的局部应力计算方法，该方法对结构的几何尺寸给定了一个很宽的适用范围。薛明德等人 [5-7]对圆柱壳开孔接管应力分析进行了一系列理论研究，并于2013年发布了指导性技术文件CSCBPV-TD001-2013《内压与支管外载作用下圆柱壳开孔应力分析方
法》 [8]。然而对于如何将线性化的结果得到的薄膜加
弯曲应力进一步划分为一次应力或二次应力，一直是国内外工程师关注的热点。如果将二次应力划分为一次应力，这种保守的处理方法有时会导致结构应力评定不合格，进而为了通过应力评定而改变设计结构与
设计尺寸，造成经济上的浪费；如果将一次应力误判为二次应力，这样设计的结构有可能会造成灾难性的后果。因此，应力线性化后应力成分的划分成了分析设计中的重要问题。
随着计算机软硬件和数值技术的飞速发展，压力容器分析设计正在从以弹性分析方法向非弹性分析方法方向发展的过程，这也是JB 4732 [9]标准重点修订的内容。非弹性分析设计方法在美国压力容器规范ASME Ⅷ-2 [10]及欧盟标准EN 13445-3 [4]中均有讲述。极限载荷分析作为非弹性分析方法的一种得到了越来越多压力容器设计者的青睐。该方法免除了应力线性化与应力分类，操作相对容易。在新版ASME Ⅷ-2规范中引入了“载荷与抗力系数设计”方法，该方法考虑可能出现的各种不确定性设计系数（安全系数）乘到该规范表5.4的载荷上，然后用放大后的载荷对结构进行加载，进行极限载荷分析。陆明万等人 [11]介绍并评述了国际上压力容器分析设计的各种塑性分析方法，塑性分析方法计算结果相对精确，是今后压力容器分析设计发展的重点。沈鋆 [12-13]
第 54 卷第 4 期
两性文学
· 2 ·化 工 设 备 与 管 道从极限载荷分析法相关的规范、力学原理及软件应用等方面探讨该方法在压力容器分析设计中的应用和注意事项，为工程设计人员提供了有用的参考依据。对于极限载荷分析法在压力容器上的应用，已经做出了大量的研究工作
[14-18]
，具有重要的参考价值。
本文以在内压与外载荷同时作用下的一大开孔接管为例，按照ASME Ⅷ-2 标准中载荷与抗力系数设计方法，采用不同载荷工况组合和载荷系数下的设计工况进行了极限载荷分析与评定，如果结构在所有载荷组合工况下均达到收敛，则结构处于稳定。同时也对该结构进行了弹性应力分析和局部失效评
定，并与极限载荷分析方法进行了对比，以期为广大工程技术人员进行此类大开孔接管的设计提供有益参考。
1 设计条件与有限元建模
1.1 设计条件
过继转移本文以直径φ4 000 mm 设备上开有72"接管为研究对象。设计条件见表1，结构尺寸简图如图1所示。根据ASME 规范，极限载荷分析法采用von Mises 屈服准则，同时采用弹性-理想塑性来建立材料的本构模型，因此设置切向模量为0。极限载荷分析为材料非线性问题，因此，为了保证求解过程的稳定性，
1.2 有限元建模
对于承受外载荷的接管，载荷一般不具有对称性，所以在建模型时建出整个接管和筒体。建模时考虑钢板厚度负偏差0.3 mm ，考虑计算量的问题，采用Solid185单元增强应变单元技术进行六面体网格划分 [20]，结构的三维有限元网格划分如图2所示
。
图1 结构尺寸
Fig.1 The diagram of structure dimensions
对网格划分要求较高。接管N2的设计外载荷如表2所示，且载荷作用在接管的端面上。Q345R 材料在280 ℃下力学性能参数如表3所示 [19]
。
根据ASME Ⅷ-2 表5.4用于极限载荷分析的载荷工况组合和载荷系数，需要考虑的载荷组合如下：
载荷工况组合1：总体准则，1.5（P +P S +D ）载荷工况组合2：局部准则，1.7（P +P S +D ）载荷
工况组合3：总体和局部准则，max [1.43，1.25 ( S T / S ) ]（P +P S +D ) =1.63 ( P +P S +D ）其中，P ——规定的设计内压，0.45 MPa ；
P s —— 由液体或堆积材料引起的静压力，在此
为液体引起的静压力，0.028 MPa ；
D —— 容器、介质和所关注位置处附属物的自
重，也包括管道等连接设备的重量引起的静反力。对于大开孔结构的局部应力分析，其自重对结构应力强度的影响可忽略，接管N2的管口外载荷可以看作
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徐君臣，等. 基于ASME Ⅷ-2 大开孔接管的极限载荷分析连接设备的重量引起的静反力。
风载荷与地震载荷对局部结构应力分析影响较小，故不予考虑。
求解载荷条件：考虑液柱静压力作用，在壳体与接管内部施加均布压力0.478 MPa ，在接管端面施加等效压力15.64 MPa 与相应管道外载荷，在筒体上端面上施加等效压力24.18 MPa ，对于不同的载荷工况组合，上述所有载荷均乘以相应载荷系数进行线性多步加载。边界条件：在筒体下端面上施加环向和轴向位移约束，详细载荷与边界条件如图3所示
。
图2 大开孔接管网格划分
Fig.2 Meshing of large opening nozzle
图5 结构等效应力分布云图
Fig.5 The structure equivalent stress distribution
图4 非线性收敛曲线
Fig.4 The convergence curves of nonlinear analysis
图3 载荷与边界条件（载荷工况组合1）
Fig.3 Loads and boundary conditions （Design load case
combination 1）
图6 等效塑性应变分布云图
Fig.6 The equivalent plastic strain distribution
图7 载荷与位移曲线图
Fig.7 The curve of load vs displacement
2 结果分析
2.1 载荷工况组合1：总体准则
图4给出了载荷工况组合1非线性收敛曲线，由图可知，该载荷组合工况下结构已达到收敛状态。根据ASME Ⅷ-2中第5.2.3.4节，该大开孔结构在此工况下能够保持稳定。从图5可以看出，在接管与壳体连接处的应力值达到了屈服强度；从图6可以看出，接管与壳体连接的区域出现了较小的塑性应变，其值为0.02。从图7可以看出，结构的载荷与位移基本呈线性关系，未进入塑性流动状态。
第 54 卷第 4 期
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化 工 设 备 与 管 道2.2 载荷工况组合2：局部准则
通过计算，结构在载荷工况组合2作用下求解收敛。图8给出了结构等效应力分布云图，在接管与壳体连接处的应力值达到了屈服强度；从图9可以看出，接管与壳体连接的区域出现了较小的塑性应变，其值为0.031。从图10可以看出，结构的载荷与位移基本呈线性关系，未进入塑性流动状态。
收敛。从图11可以看出，接管及与壳体连接区域处的应力值达到了屈服强度，主要是接管外载荷也按照相应的载荷系数进行了放大。从图12可以看出，最大等效塑性应变为0.028 3，发生在接管与壳体连接区域。从图13载荷与位移曲线可以看出，结构的载荷与位移基本呈线性关系，未进入塑性流动状
态。
图8 结构等效应力分布云图
Fig.8 The structure equivalent stress distribution
图11 结构等效应力分布云图
Fig.11 The structure equivalent stress distribution
图12 等效塑性应变分布云图
Fig.12 The equivalent plastic strain distribution
图13 载荷与位移曲线图
Fig.13 The curve of load vs displacement
图9 等效塑性应变分布云图
Fig.9 The equivalent plastic strain distribution
图10 载荷与位移曲线图
Fig.10 The curve of load vs displacement
2.3 载荷工况组合3：总体和局部准则（液压试验条件）
通过计算，结构在载荷工况组合3
作用下求解
3 弹性应力分析与极限载荷分析对比
按照图1给的结构尺寸进行了弹性应力分析，结构应力无法通过强度评定。则需要对结构尺寸进
华蓥山断裂带
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行优化设计，将壳体厚度从20 mm调整为22 mm，
将接管厚度由34 mm调整为44 mm。图14给出了
优化结构等效应力分布云图，最大等效应力为353.1
MPa。图15给出了优化结构三向主应力代数和分布
云图，从图中可以看出，三向主应力代数和最大值为
532.0 MPa，发生在接管与壳体连接焊缝处，且小于
4S
m
= 4×138.6=554.4 MPa，则结构不会发生塑性垮塌。
所以，对于厚度较薄的压力容器很可能出现三向主应
力代数和大于4倍许用应力而发生塑性垮塌。图16
给出了自定义路径位置示意图，对正轴方向和最大等
效应力截面进行了线性化，并与理论解进行了对比，
详细结果如表4所示。
从表中可以看出，分别采用2种单元的不同单
元技术求解结果应力线性化后基本一致，结构满足强
度要求。路径Path3上的应力值与薄壳理论解基本一
致，除了在270°方位上一次+二次应力偏差相对较大。
从应力线性化结果还可以看出，最危险的截面不是发
图14优化结构等效应力分布云图
Fig.14 The equivalent stress distribution of optimized structure
图15优化结构三向主应力代数和分布云图
Fig.15 The distribution of the algebraic sum of the three
primary principal stresses of optimized structure
图16自定义路径位置示意图
Fig.16 Schematic plot of paths location
注：Path1与Path2路径上SⅡ许用应力强度为1.5S m=207.9 MPa，SⅣ许用应力强度3.0S m=415.8 MPa；Path3路径上SⅡ许用应力强度为
1.5S
m
=222.9 MPa，S
Ⅳ
许用应力强度3.0S m=445.8 MPa。薄壳理论解O' - O"路径为接管中面交贯线，B-B'路径为靠近焊缝沿壳体壁厚方向。
生在应力最大的截面，而是在0°和180°方位上，但
应力最大截面弯曲应力值较大，也需要进行评定。
通过对大开孔接管的弹性应力分析和极限载荷
分析，从材料参数、求解过程、后处理、关注的重点
等方面对两种方法进行了对比，得出如下结论：
徐君臣，等. 基于ASME Ⅷ-2 大开孔接管的极限载荷分析
