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(dòng)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(xiàn)[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(guò)程，基于試驗(yàn)研究和模擬結(jié)果，進(jìn)一步考察反應(yīng)器中循環(huán)的顆粒流動(dòng)特性對(duì)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(tái)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(gè)反應(yīng)區(qū)組成。物料從提升段頂部中間出來(lái)后進(jìn)入連通大彎管內(nèi)，再?gòu)牧硪欢肆鞒?，通過(guò)斜插切向彎管進(jìn)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(jì)壓力4.2 MPa，設(shè)計(jì)溫度-45～150 ℃，主體材料09MnNiDR[3]。綜合設(shè)計(jì)壓力、反應(yīng)器高度及設(shè)計(jì)溫度下材料屈服強(qiáng)度的降低等因素，反應(yīng)器室溫臥式耐壓試驗(yàn)壓力為6.2 MPa。該反應(yīng)器于2010年初開(kāi)車成功，其中的斜插切向彎管是實(shí)現(xiàn)顆粒流動(dòng)特性的關(guān)鍵結(jié)構(gòu)(不是常見(jiàn)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(kāi)孔及其接管未見(jiàn)出現(xiàn)在其他承壓設(shè)備中，需要開(kāi)發(fā)專有技術(shù)進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)及制造。

(a)結(jié)構(gòu)示意

(b)設(shè)備實(shí)物

1 斜插切向入口的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

1.1 筒體開(kāi)孔補(bǔ)強(qiáng)形式

1.1.1 補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)

文獻(xiàn)[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(shí)，充分利用Solidworks建模并進(jìn)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(jì)算和線性化處理，這樣可以利用三個(gè)軟件的優(yōu)點(diǎn)，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(bǔ)強(qiáng)圈的結(jié)構(gòu)不連續(xù)，會(huì)引起明顯的應(yīng)力和變形分布不均勻，最大應(yīng)力位于補(bǔ)強(qiáng)圈與筒體相焊處外壁。圖2(b)[5]示出圓筒周向相切開(kāi)孔接管結(jié)構(gòu)，相貫焊縫是從對(duì)接坡口逐步過(guò)渡到角接坡口的形式。文獻(xiàn)[5]中運(yùn)用Ansys軟件，采用三維實(shí)體有限元法，對(duì)內(nèi)壓和管端力矩作用下的受載進(jìn)行應(yīng)力計(jì)算與強(qiáng)度評(píng)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(kāi)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(kāi)孔連接結(jié)構(gòu)如圖3(a)[3]所示，開(kāi)孔的長(zhǎng)軸方向與圓筒軸線不是垂直的，因而開(kāi)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(duì)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(kāi)發(fā)專有技術(shù)對(duì)其相貫結(jié)構(gòu)精度及強(qiáng)度進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。為了避免補(bǔ)強(qiáng)圈焊接變形進(jìn)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(kāi)孔采用圖3(b)所示整體補(bǔ)強(qiáng)的形式，經(jīng)過(guò)聯(lián)合攻關(guān)進(jìn)行模擬焊接的有限元分析，可以預(yù)測(cè)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(bǔ)強(qiáng)分配

開(kāi)孔段筒節(jié)因采用整體補(bǔ)強(qiáng)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(shí)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(kāi)孔引起的應(yīng)力集中疊加。為了充分發(fā)揮接管的補(bǔ)強(qiáng)作用，接管的長(zhǎng)度略為超出通常有效的補(bǔ)強(qiáng)范圍，同時(shí)利用筒節(jié)和接管兩者的整體補(bǔ)強(qiáng)。

1.1.3 補(bǔ)強(qiáng)的計(jì)算校核

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

采用常規(guī)設(shè)計(jì)技術(shù)對(duì)等效圓形大開(kāi)孔進(jìn)行強(qiáng)度校核和補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)，只能提出開(kāi)孔相貫的初步設(shè)計(jì)，再通過(guò)數(shù)值模擬實(shí)際大開(kāi)孔在運(yùn)行工況及耐壓試驗(yàn)壓力下的應(yīng)力狀態(tài)。傳統(tǒng)開(kāi)孔補(bǔ)強(qiáng)技術(shù)一般是筒節(jié)的整體補(bǔ)強(qiáng)為主，接管的整體補(bǔ)強(qiáng)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(qiáng)度趨于均勻的等強(qiáng)度滿應(yīng)力承載結(jié)構(gòu)。當(dāng)調(diào)整筒節(jié)的壁厚時(shí)，接管的壁厚也隨之改變，極限分析的補(bǔ)強(qiáng)校核過(guò)程需要多次迭代計(jì)算，直到殼體壁厚盡量減薄，接管的補(bǔ)強(qiáng)作用充分發(fā)揮，這樣能降低制造成本。模型構(gòu)建時(shí)，首先用殼體單元對(duì)整個(gè)反應(yīng)器進(jìn)行整體分析；然后對(duì)局部關(guān)鍵部位采用三維實(shí)體單元分析；最后完善開(kāi)孔相貫的優(yōu)化設(shè)計(jì)，見(jiàn)第4.1節(jié)。

1.1.4 補(bǔ)強(qiáng)的驗(yàn)證

在分析中,首先通過(guò)局部模型分析調(diào)整結(jié)構(gòu)尺寸；再通過(guò)設(shè)備整體模型分析校核進(jìn)行數(shù)值試驗(yàn)驗(yàn)證。在產(chǎn)品耐壓試驗(yàn)時(shí)，還通過(guò)電阻應(yīng)變片檢測(cè)實(shí)際大開(kāi)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(guò)與數(shù)值模擬所得表面應(yīng)力的對(duì)比，評(píng)估結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的合理性，加深對(duì)兩種技術(shù)方法的認(rèn)識(shí)。

1.2 補(bǔ)強(qiáng)接管質(zhì)量技術(shù)要求

除了對(duì)筒體和接管材料性能及無(wú)損檢測(cè)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(jì)》中第6.6條的補(bǔ)強(qiáng)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(guò)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(guò)了校核；(2)提升、沉降兩個(gè)反應(yīng)區(qū)的連通彎管經(jīng)優(yōu)化后的壁厚是兩個(gè)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(jì)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(qiáng)弱過(guò)渡的需要；(3)斜插切向彎管與連通彎管通過(guò)法蘭連接時(shí)，密封面所在空間平面在設(shè)備安裝后是一個(gè)傾斜面，為了保證連接緊密性，需要對(duì)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(kāi)口加工

高精度地保證旋風(fēng)分離段入口的形狀尺寸，對(duì)提高旋風(fēng)分離段內(nèi)部流場(chǎng)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(duì)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(kāi)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(duì)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(wú)法達(dá)到與旋流環(huán)殼的組對(duì)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(kāi)孔的專用工裝，包括位于筒體上方的火焰切割機(jī)、承載筒體轉(zhuǎn)動(dòng)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(guò)編程數(shù)控使筒體的轉(zhuǎn)動(dòng)與切割機(jī)沿筒體軸線的移動(dòng)相配合，即可確定火焰的點(diǎn)軌跡，完成自動(dòng)切割加工[7]。

圖4 筒體開(kāi)口切割機(jī)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(shí)殼體容易凹陷變形[8]，即便是厚壁殼體對(duì)接焊接也會(huì)出現(xiàn)某些變形，對(duì)此通常采用雙側(cè)對(duì)稱坡口焊接來(lái)減少結(jié)構(gòu)變形。文獻(xiàn)[9]針對(duì)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(duì)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(diǎn)之一，文獻(xiàn)[10]中介紹了用于氣化爐斜接管與筒體接頭的埋弧自動(dòng)焊工藝以及焊接變形控制技術(shù)的要點(diǎn)，分析了接頭焊接特征，對(duì)產(chǎn)品接頭的焊接從開(kāi)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(shí)時(shí)檢測(cè)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(jìn)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(duì)該筒體斜插切向彎管接頭焊接的特點(diǎn)和關(guān)鍵所在，筆者所在單位聯(lián)合高校開(kāi)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(jì)算模型，首先研究了多道焊過(guò)程應(yīng)力有限元快速預(yù)測(cè)模型，通過(guò)比較簡(jiǎn)化焊道數(shù)、簡(jiǎn)化移動(dòng)熱源及兩者都簡(jiǎn)化的3種模型的結(jié)果，確認(rèn)簡(jiǎn)化焊道數(shù)模型對(duì)于焊道數(shù)較多、焊接時(shí)間較長(zhǎng)的接頭的過(guò)程應(yīng)力可能具有更大的影響。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步分析了筒體斜插切向彎管接頭焊接時(shí)彎管與厚壁筒體間相對(duì)距離、筒體圓度變化及接頭的位移演變過(guò)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?cè)诤附优c冷卻過(guò)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(huì)產(chǎn)生相對(duì)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(guò)程中，原凹陷部位逐漸外凸，并帶動(dòng)整個(gè)圓周由壓扁狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槔L(zhǎng)狀態(tài)。這些結(jié)果對(duì)保證反應(yīng)器產(chǎn)品質(zhì)量具有參考價(jià)值。

2.3 焊接對(duì)策及高效施焊

針對(duì)模擬分析及焊接變形對(duì)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(duì)策[13]，取得了圖6[3]所示的組對(duì)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(guò)模型檢查并調(diào)整坡口間隙，應(yīng)用數(shù)控機(jī)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(dòng)，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(jī)，焊接成型質(zhì)量好，提高了效率。

圖6 斜插切向彎管組對(duì)效果

3 分離段連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力強(qiáng)度分析

3.1 耐壓試驗(yàn)過(guò)程應(yīng)變測(cè)點(diǎn)分布

基于應(yīng)力分析和工程經(jīng)驗(yàn)，對(duì)受載的相貫結(jié)構(gòu)進(jìn)行測(cè)試時(shí)，應(yīng)加密檢測(cè)應(yīng)力水平相對(duì)較高的區(qū)段，制定了圖7的計(jì)劃后,實(shí)施見(jiàn)圖8，測(cè)點(diǎn)數(shù)共57個(gè)，編號(hào)1的測(cè)點(diǎn)位于圖7(a)中相貫線的小端處。把圖7(a)相貫焊縫通過(guò)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(zhǎng)度大約相等的3段，前后兩段的測(cè)點(diǎn)較密而且位于焊縫熔合線旁，其余的測(cè)點(diǎn)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(gè)點(diǎn)，方位及序號(hào)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(cè)點(diǎn)

(b)彎管測(cè)點(diǎn)

圖8 相貫焊縫局部測(cè)點(diǎn)狀況

同時(shí)，在筒體上遠(yuǎn)離接管和焊縫處也布置了2個(gè)點(diǎn)，序號(hào)分別為61，62，目的是了解筒體的強(qiáng)度情況。各測(cè)點(diǎn)的相對(duì)位置以筒體端面為基準(zhǔn)，部分測(cè)點(diǎn)的方位如表1所示，便于分析計(jì)算。

表1 部分開(kāi)孔測(cè)點(diǎn)坐標(biāo)

3.2 筒體應(yīng)力強(qiáng)度分析

3.2.1 基于應(yīng)變檢測(cè)的應(yīng)力強(qiáng)度

應(yīng)力強(qiáng)度計(jì)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(shí)，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(cè)點(diǎn)的應(yīng)變檢測(cè)值和應(yīng)力強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 筒體的應(yīng)變值和應(yīng)力強(qiáng)度

由表2可以看出，耐壓試驗(yàn)全程中2個(gè)測(cè)點(diǎn)測(cè)算的應(yīng)力之間都存在一些差異，在設(shè)計(jì)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(jì)壓力4.2 MPa下，測(cè)點(diǎn)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(qiáng)度

筒體內(nèi)壁上應(yīng)力計(jì)算公式為：

(5)

(6)

筒體外壁上應(yīng)力計(jì)算公式為：

(7)

(8)

式中，σiθ為內(nèi)壁周向應(yīng)力，MPa；p為試驗(yàn)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(jì)算值如表3所示。

表3 筒體應(yīng)力理論計(jì)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(jì)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(qiáng)度比較分析

比較表2與表3可以看出，測(cè)試結(jié)果與理論計(jì)算中周向應(yīng)力存在一定差異，在設(shè)計(jì)壓力4.2 MPa下，測(cè)點(diǎn)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(cè)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(duì)筒體幾何精度要求有一定的參考價(jià)值。在設(shè)計(jì)壓力4.2 MPa下，測(cè)點(diǎn)62的軸向應(yīng)力與理論計(jì)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(jì)算值基本一致，對(duì)該異形開(kāi)孔的筒節(jié)和接管兩者的整體補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)達(dá)到優(yōu)化狀態(tài)。

3.3 相貫結(jié)構(gòu)應(yīng)力測(cè)試及其強(qiáng)度分析

耐壓試驗(yàn)壓力4.2,6.2 MPa下各測(cè)點(diǎn)全過(guò)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(cè)算的應(yīng)力，而是通過(guò)式(9)計(jì)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(shuō)明的是，一方面，在圖8(a)中周長(zhǎng)達(dá)8 m 多的相貫線上，前段的2～28號(hào)共27個(gè)密集測(cè)點(diǎn)只占約2 000 mm的周長(zhǎng)，后段的30～39號(hào)共10個(gè)密集測(cè)點(diǎn)只占約1 500 mm的周長(zhǎng)，其余20個(gè)測(cè)點(diǎn)則占了近5 000 mm的周長(zhǎng)，除了兩段密集測(cè)點(diǎn)是等間距布置的外，其余測(cè)點(diǎn)是以較寬的不等間距布置的，但是為了簡(jiǎn)化制圖，在圖9橫坐標(biāo)中所有測(cè)點(diǎn)都是等間距標(biāo)記的，相當(dāng)于將其余20個(gè)測(cè)點(diǎn)的橫坐標(biāo)間距壓縮了；另一方面，密集測(cè)點(diǎn)粘貼在強(qiáng)度較高的焊縫熔合線邊緣，其余20個(gè)測(cè)點(diǎn)粘貼在離熔合線20 mm的筒體上，筒體相對(duì)焊縫的強(qiáng)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(jì)算出較高的應(yīng)力水平。以上對(duì)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(shí)際的應(yīng)力波動(dòng)并非如此激烈。

圖9 內(nèi)壓下的測(cè)點(diǎn)應(yīng)力曲線

分析圖9可以看出：(1)測(cè)點(diǎn)2～19、測(cè)點(diǎn)35～40 以及測(cè)點(diǎn)47～53，這3個(gè)區(qū)段有比較高的應(yīng)力水平，其中前兩個(gè)區(qū)段是密集檢測(cè)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(gè)高水平區(qū)段是圖7(a)的肩部中段，筒體相對(duì)焊縫的強(qiáng)度低，因而測(cè)得較大的應(yīng)變，在計(jì)算筒體的應(yīng)力水平時(shí)采用了與焊縫相同的彈性強(qiáng)度，才表現(xiàn)出較高的應(yīng)力水平；(2)測(cè)點(diǎn)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(cè)點(diǎn)35是筒體上開(kāi)孔位置的最高點(diǎn)，在其之前的兩條曲線間距明顯，表現(xiàn)出對(duì)內(nèi)壓的敏感性；測(cè)點(diǎn)35之后的兩條曲線間距很小，表現(xiàn)出對(duì)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(jiàn)，耐壓試驗(yàn)中開(kāi)孔相貫區(qū)域應(yīng)力狀況非常復(fù)雜，影響因素較多。因?yàn)殚_(kāi)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(kāi)孔邊緣造成應(yīng)力集中，彎管使開(kāi)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(guò)來(lái)的力矩作用，各結(jié)構(gòu)在變形協(xié)調(diào)過(guò)程中也產(chǎn)生邊緣應(yīng)力。同時(shí)，通過(guò)焊縫連接在一起的焊縫結(jié)構(gòu)尺寸(如焊縫高度、過(guò)渡圓角等)會(huì)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(zhǎng)的余高難以一致；而且焊縫表面修磨圓滑過(guò)渡的圓弧半徑也是變化的；由于監(jiān)檢的需要，耐壓試驗(yàn)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(cè)結(jié)果無(wú)法反映實(shí)際情況，僅存參考意義。

4 連接結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)探討

文獻(xiàn)[14]中依據(jù)受壓圓筒爆破試驗(yàn)得到的數(shù)據(jù)，對(duì)極限載荷法、應(yīng)力分類法的結(jié)果進(jìn)行了分析，并對(duì)兩種方法的相對(duì)安全性進(jìn)行了比較。同時(shí)，對(duì)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(qiáng)度條件進(jìn)行了討論。但是，本案例無(wú)法對(duì)反應(yīng)器實(shí)物進(jìn)行爆破試驗(yàn)，已進(jìn)行的產(chǎn)品耐壓試驗(yàn)檢測(cè)所經(jīng)歷的壓力尚不足以進(jìn)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(qiáng)度情況，為同類反應(yīng)器的設(shè)計(jì)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(jì)技術(shù)和結(jié)構(gòu)改善設(shè)計(jì)兩個(gè)方向進(jìn)一步探討優(yōu)化設(shè)計(jì)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(kāi)孔連接結(jié)構(gòu)應(yīng)力測(cè)試結(jié)果，分析確定原結(jié)構(gòu)強(qiáng)度較弱和強(qiáng)度富余所在方位，結(jié)合輕量化設(shè)計(jì)的主要結(jié)構(gòu)對(duì)象，確定只對(duì)接管和沉降段頂部殼體建立如圖10所示的實(shí)體模型，模型中沉降段頂部封頭的開(kāi)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(jiǎn)化，基于開(kāi)孔補(bǔ)強(qiáng)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(lái)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(shí)體單元對(duì)模型結(jié)構(gòu)進(jìn)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(guò)模型對(duì)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(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(2005年確認(rèn))附錄B中規(guī)定了實(shí)驗(yàn)應(yīng)力分析方法，雖然這一方法有一定的難度，但這是實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)的技術(shù)手段，況且JB 4732—1995中B.5.1條為操作簡(jiǎn)化提供了縮小比例模型的指引，通過(guò)事先的數(shù)值模擬極限分析又能夠指引試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷臏?zhǔn)確構(gòu)建，因此數(shù)值模擬也是達(dá)成結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)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(yàn)應(yīng)力分析，采用1∶5模型及常用的16MnR進(jìn)行試驗(yàn)，材料定義為近似理想彈塑性，常溫屈服強(qiáng)度ReL及設(shè)計(jì)應(yīng)力強(qiáng)度Sm分別為為325，188 MPa，在屈服后設(shè)有一定的強(qiáng)化段。估算以相對(duì)高的內(nèi)壓(例如12 MPa)對(duì)模型進(jìn)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(gè)節(jié)點(diǎn)，往往也是位移或應(yīng)變較大的點(diǎn)，依據(jù)這些點(diǎn)的受載歷程繪制位移-載荷曲線。然后參考設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)中確定極限載荷的實(shí)驗(yàn)應(yīng)力分析方法和文獻(xiàn)[15]綜述的方法(包括雙倍斜率法、雙切線法、零點(diǎn)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(shí)物試驗(yàn)時(shí)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(guò)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(jì)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(qiáng)度SⅠ，SⅡ,SⅢ免于校核，但對(duì)于第 5.3.4條規(guī)定的”一次加二次應(yīng)力強(qiáng)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(jiàn)圖11(b)。對(duì)于筒體上的開(kāi)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(xiǎn)的截面，故對(duì)各圖中最大應(yīng)力點(diǎn)處及筒體開(kāi)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(jìn)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(jì)壓力4.2 MPa作用下，強(qiáng)度明顯的富余，結(jié)構(gòu)是安定的。

4.1.4 通過(guò)實(shí)物的極限內(nèi)壓分析進(jìn)行新設(shè)備的輕量化設(shè)計(jì)

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(shí)物的耐壓試驗(yàn)壓力，對(duì)于設(shè)計(jì)壓力的安全系數(shù)為8.28/4.2=1.971>1.5，也就是說(shuō),如果材料安全系數(shù)為1.5，還有一定的裕度。無(wú)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(jì)。因此,可以減薄模型的壁厚,重新進(jìn)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(jì)壓力。

在此基礎(chǔ)上，制造一件與有限元分析模型相同的實(shí)物，但是實(shí)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(shí)物底部和頂部一樣能承受同等內(nèi)壓的作用，進(jìn)行極限內(nèi)壓的實(shí)物試驗(yàn)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(shí)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(shí)物的試驗(yàn)極限內(nèi)壓。這一實(shí)物試驗(yàn)有待實(shí)際工程需要時(shí)進(jìn)行。

需要注意的是：第一，反應(yīng)器設(shè)計(jì)的極限內(nèi)壓應(yīng)是實(shí)物的試驗(yàn)極限內(nèi)壓乘以設(shè)計(jì)溫度下材料屈服點(diǎn)與試驗(yàn)溫度下材料屈服點(diǎn)之比值；第二，這里的模型極限內(nèi)壓和實(shí)物的極限內(nèi)壓求解過(guò)程都未考慮外來(lái)力矩對(duì)相貫結(jié)構(gòu)的作用。實(shí)物測(cè)試和模型模擬的應(yīng)力水平存在一些差異，主要是測(cè)試的整體模型與模擬的局部模型之間，以及材料實(shí)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(kāi)孔接管端部未能施加來(lái)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(cè)點(diǎn)和后段密集測(cè)點(diǎn)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(diǎn)的位置與圖11(a)中進(jìn)行極限分析考慮材料的彈塑性時(shí)，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(jì)方法有關(guān)。

4.2 相貫結(jié)構(gòu)的全對(duì)接形式

出現(xiàn)裂紋是異形開(kāi)口接管焊接結(jié)構(gòu)最危險(xiǎn)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(yàn)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(jì)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(jì)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(xiàn)[16]中通過(guò)對(duì)旋風(fēng)分離器切向進(jìn)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(jì)不合理，空間施焊和檢測(cè)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(duì)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(dú)特的，沒(méi)有兩段在形狀上是完全重復(fù)的，這對(duì)無(wú)損檢測(cè)工藝技術(shù)來(lái)說(shuō)也是一個(gè)豐富的課題。因此尚有改善必要，技術(shù)方向就是參照?qǐng)D12中3個(gè)已普遍應(yīng)用的形式，接管通過(guò)凸緣與殼體開(kāi)孔對(duì)接焊接。改進(jìn)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(duì)接凸緣的b值過(guò)大，既避免已成為部分殼體結(jié)構(gòu)的凸緣材料及其強(qiáng)度是否與圓筒體一致的問(wèn)題，又可避免彎管的鍛坯尺寸過(guò)大、難以保證質(zhì)量的問(wèn)題。

圖12 接管相貫處的凸緣結(jié)構(gòu)

相貫接頭進(jìn)一步優(yōu)化的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)也需要優(yōu)化的制造技術(shù)來(lái)實(shí)現(xiàn)，接管凸緣與殼體的對(duì)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(qiáng)的對(duì)接接頭，其施焊后的降溫過(guò)程將使整圈焊縫引起強(qiáng)烈的收縮，進(jìn)而使任一段焊縫兩側(cè)都受到殼體和接管凸緣強(qiáng)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(gè)性特殊，就其結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)、制造及檢測(cè)等主要建造過(guò)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(kāi)孔連接彎管的整體補(bǔ)強(qiáng)，以及彎管與圓筒等壁厚結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過(guò)了有限元數(shù)值模擬分析校核和耐壓試驗(yàn)檢測(cè)。內(nèi)壓作用下沿整圈相貫線焊縫檢測(cè)計(jì)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(cè)應(yīng)力與理論計(jì)算值基本一致，在常規(guī)設(shè)計(jì)條件下，對(duì)該異形開(kāi)孔的筒節(jié)和接管兩者的整體補(bǔ)強(qiáng)設(shè)計(jì)達(dá)到優(yōu)化狀態(tài)。

(2)整圈相貫焊縫坡口從相貫小端的對(duì)接漸變成相貫大端銳角角接，針對(duì)這一連續(xù)封閉但不均衡的三維變空間的焊縫，開(kāi)發(fā)應(yīng)用多項(xiàng)技術(shù)：應(yīng)用軟件技術(shù)預(yù)測(cè)和調(diào)整坡口間隙；應(yīng)用數(shù)控機(jī)床按優(yōu)化后的模型加工彎管坡口；研發(fā)數(shù)控切割機(jī)自動(dòng)完成筒體異形開(kāi)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(cè)厚壁多道焊過(guò)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(yùn)行12年。

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