多鞍座臥式蒸壓釜強度數(shù)值與試驗研究

蘇文獻，熊子琪，劉星

（1. 上海理工大學能源與動力工程學院，上海 200093；2. 上海拓璞數(shù)控科技股份有限公司，上海 200000）

目前，國內(nèi)對于多鞍座臥式蒸壓釜的設計計算大多應用的是三彎矩理論[1]和Zick[2，3]校核方法，此種方法計算過程繁瑣復雜，且屬于半理論、半經(jīng)驗方法，具有一定的局限性。在此思路下，李志安[4]、尤大海[5]、李必忠[6]和楊振奎[7]等運用雙鞍座臥式容器設計方法結(jié)合材料力學原理[8]對三鞍座臥式容器進行了詳盡的分析計算。Tooth[9-12]和L.Varga[13]等對雙鞍座臥式容器的應力狀態(tài)進行了理論計算，并與試驗結(jié)果進行了比較分析。Shen Naijie[14]、L. S.Ong[15]和Cai Zengshen[16]等也對雙鞍座臥式容器鞍座區(qū)域應力狀態(tài)進行了理論計算，并與試驗所得結(jié)果進行對比分析，發(fā)現(xiàn)結(jié)果有很高的吻合度。近年來，正式寫入標準的是歐洲協(xié)調(diào)標準EN 13445《非直接受火壓力容器》，該標準提出了一種多鞍座臥式容器的最新設計方法，陳志偉[17]等介紹了該標準中多鞍座臥式容器的設計方法與傳統(tǒng)方法的不同。隨著有限元分析技術的不斷普及和成熟，譚蔚[18]等以三支座臥式容器為例，采用ANSYS 軟件進行了有限元應力計算，探討了三彎矩方程求解多支座臥式容器支座反力的適用性。K. Magucki[19]采用有限元法對臥式容器的支撐鞍座進行了應力分析。目前為止，國內(nèi)關于多鞍座臥式容器的相關設計大部分是基于三彎矩理論和Zick校核方法，計算過程復雜繁瑣。國外諸多進展均是在雙鞍座支撐臥式容器的基礎上進行的，而對多鞍座支撐臥式容器的研究較少。所以采用有限元計算很有必要，可以快速準確地得到結(jié)果，再結(jié)合理論計算和試驗驗證其準確性。

1 15 鞍座蒸壓釜的強度理論分析

1.1 基于EN 13445的理論設計方法

EN 13445 以鞍座均勻分布且受均布載荷的多支撐連續(xù)梁為簡化模型，通過對該簡化模型進行受力分析計算出鞍座處的彎矩、剪力以及支反力，EN 13445中明確給出了多鞍座臥式容器的設計條件，如圖1 所示。

圖1 多鞍座臥式容器鞍座結(jié)構Fig.1 Saddle structure of multi-saddle horizontal container

（1）0.001 ≤en/Di≤0.005 ；60°≤δ≤180°；

（2）如果采用加固板，則：e2≥en；a2≥0.1Di；

（3）鞍座所受載荷垂直向下；

（4）最好將鞍座焊接在容器上，如若不能焊接，需確保容器由鞍座均勻支撐；

（5）為了減小由于熱膨脹引起的縱向位移的影響，只有一個鞍座焊接在容器上，其他鞍座都可沿軸向作自由運動；

1.2 15 鞍座蒸壓釜的基本參數(shù)

15 鞍座蒸壓釜筒體部分總長38 568 mm，共有15 個鞍座，兩端為端部鞍座，中間為固定鞍座，其余均為活動鞍座且相鄰兩鞍座間間距為2 750 mm，可認為鞍座均勻分布其受力也均勻，封頭深度為449 mm，多鞍座臥式蒸壓釜整體結(jié)構如圖2 所示。將兩端封頭等效為2/3 倍封頭深度即299 mm 的筒體，再對該蒸壓釜進行簡化，簡化為一個如圖3 所示的支承在多個支點上承受均布載荷的外伸簡支梁。

圖2 蒸壓釜整體結(jié)構Fig.2 The overall structure of autoclave

圖3 蒸壓釜簡化模型Fig.3 Simplified model of autoclave

蒸壓釜各部分材料及相應工作溫度下的許用應力值和彈性模量依據(jù)標準GB/T 150 和NB/T 47042取得，如表1 所示。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

1.3 15 鞍座蒸壓釜的理論計算

多鞍座臥式蒸壓釜的受力情況如圖4 所示。

EN 13445 中先求解鞍座支反力，再求解鞍座處彎矩和剪力，求得自重和充水重情況下各鞍座支反力如下。

（1）自重情況下

本文所分析的15 鞍座蒸壓釜，因其鞍座布置均勻、載荷分布均勻、截面相等等特點，得到各個鞍座處的彎矩、剪力以及支反力數(shù)值相等。

2 15 鞍座蒸壓釜的數(shù)值模擬

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

根據(jù)EN 13445 將15 鞍座蒸壓釜簡化為了多支座連續(xù)梁進行求解，為了保證有限元模型與理論計算模型一致，筒體部分簡化時，將封頭等效為2/3 倍封頭深度的筒體進行三維有限元建模分析，實體有限元模型見圖5。

圖5 基于理論計算的有限元模型Fig.5 Finite element model based on theoretical calculation

模型網(wǎng)格劃分采用solid186 單元，共劃分節(jié)點數(shù)2 222 179 個，單元數(shù)641 086 個，蒸壓釜簡化結(jié)構有限元網(wǎng)格劃分如圖6 所示。

圖6 蒸壓釜筒體部分網(wǎng)格劃分Fig.6 Mesh division of autoclave barrel

2.2 載荷與位移邊界條件

整體簡化模型在容器自重情況下的載荷和邊界條件：

（1）考慮到蒸壓釜自重，重量為81 555 kg，設置材料的密度為ρ=m/V= 12 280.53 kg/m3；

（2）由于蒸壓釜只受重力作用，對筒體施加豎直方向的加速度g（+Y）；

（3）考慮到中間支座為固定鞍座，在中間支座底面施加全約束；

（4）在端部鞍座和活動鞍座地面施加豎直約束，限制Y方向上的位移。

整體簡化模型在容器充水重情況下的載荷和邊界條件：

（1）考慮蒸壓釜充水重，重量為302 655 kg，充水后的當量密度ρ=m/V= 45 573.71 kg/m3；

（2）由于蒸壓釜只受重力作用，對筒體施加豎直方向的加速度g（+Y）；

（3）考慮到中間支座為固定鞍座，在中間支座底面施加全約束；

（4）在端部鞍座和活動鞍座地面施加豎直約束，限制Y方向上的位移。

15 鞍座蒸壓釜整體簡化模型的載荷和位移邊界條件如圖7 所示。

圖7 蒸壓釜整體簡化模型的載荷和位移邊界條件Fig.7 Load and displacement boundary conditions of the simplified model of autoclave

2.3 應力分析結(jié)果

經(jīng)過有限元分析，基于理論計算的15 鞍座蒸壓釜筒體部分應力分布云圖如圖8 和圖9 所示，應力結(jié)果評定采用第三強度理論。

圖8 自重情況下蒸壓釜筒體部分應力分布云圖Fig.8 Cloud map of stress distribution in autoclave barrel under its own weight

圖9 充水重情況下蒸壓釜筒體部分應力分布云圖Fig.9 Cloud map of stress distribution in autoclave barrel under water-filled weight

從上圖中可以看出自重和充水重情況下蒸壓釜最大應力值均出現(xiàn)在筒體與第11 個鞍座墊板包角連接處，此處由于結(jié)構的不連續(xù)性導致應力集中的出現(xiàn)。按JB 4732 應力強度評定準則進行應力強度評定，評定結(jié)果見表2 和表3。

表2 自重情況下蒸壓釜應力評定結(jié)果Table 2 Stress evaluation result of autoclave under its own weight

表3 充水重情況下蒸壓釜應力評定結(jié)果Table 3 Stress evaluation results of autoclave under waterfilled weight

從上表可以得出，15 鞍座蒸壓釜自重和充水重情況下最大應力點處均滿足強度要求，結(jié)構安全。

3 理論計算與有限元計算的對比分析

3.1 兩種方法的對比分析

通過有限元方法對15 鞍座蒸壓釜在設計工況下進行計算，在后處理中使用Nodal Loads 功能提取出容器各鞍座處筒體截面的彎矩、剪力與支反力，并與理論計算得到的各鞍座彎矩、剪力與支反力進行對比，對比圖如圖10～15 所示。

圖10 自重情況下各鞍座彎矩理論計算與有限元解Fig.10 Theoretical calculation and finite element solution of bending moments of each saddle under its own weight

根據(jù)圖8、圖9 中對自重和充水重兩種情況下彎矩、剪力和支反力的比較可以得知，由于蒸壓釜結(jié)構對稱、鞍座分布均勻受力均勻，故通過有限元方法和理論計算方法得到的彎矩、剪力與支反力在各個鞍座處數(shù)值相等且分布趨勢一致，兩種方法得到較為吻合的數(shù)值結(jié)果證明了有限元方法的可行性和正確性。

圖11 自重情況下各鞍座剪力理論計算與有限元解Fig.11 Theoretical calculation and finite element solution of the shear force of each saddle under its own weight

圖12 自重情況下各鞍座支反力理論計算與有限元解Fig.12 Theoretical calculation and finite element solution of the reaction force of each saddle support under its own weight

圖13 充水重情況下各鞍座彎矩理論計算與有限元解Fig.13 Theoretical calculation and finite element solution of the bending moment of each saddle under water-filled weight

圖14 充水重情況下各鞍座剪力理論計算與有限元解Fig.14 Theoretical calculation and finite element solution of the shear of each saddle under water-filled weight

圖15 充水重情況下各鞍座支反力理論計算與有限元解Fig.15 Theoretical calculated and finite element solution of the reaction force of each saddle under water-filled weight

4 4 鞍座蒸壓釜的應力試驗測試

為了證明有限元方法計算多鞍座臥式容器的可行性與準確性，對4 鞍座蒸壓釜進行滿水試驗，將試驗結(jié)果和有限元計算結(jié)果進行比較分析。

現(xiàn)場測試試驗蒸壓釜總長為39 398 mm，直徑為2 680 mm，厚度為20 mm，共有四個鞍座且為對稱分布，其中，第三個鞍座為固定鞍座與筒身焊接在一起，其余三個為活動鞍座水平放在地面上并與筒體接觸，支撐筒體和介質(zhì)重量，試驗蒸壓釜安裝示意圖如圖16 所示。

圖16 4 鞍座蒸壓釜滿水試驗現(xiàn)場安裝示意圖Fig.16 Schematic diagram of on-site installation of full-water test of 4 saddles autoclaves

為方便區(qū)分，將圖16 的4 鞍座蒸壓釜從左至右依次分為四部分，分別為第一段、第二段、第三段和第四段，其主視圖如圖17 所示。

圖17 4 鞍座蒸壓釜主視圖Fig.17 Main view of 4 saddles autoclave

4.1 測點數(shù)量及布點位置

考慮到4 鞍座蒸壓釜的對稱性，為了減少測點只選取容器的一側(cè)布置應變片，同時，在著重關心位置如筒體與鞍座筋板接觸處、筒體與鞍座墊板包角處將應變片布置密一點。為了安全起見，在釜蓋法蘭和封頭連接處、釜體法蘭和筒體連接處、齒頂位置以及法蘭邊緣處均左右對稱設置測點監(jiān)測應力，以驗證有限元結(jié)果的準確性和可靠性。

各個測點的起止編號、位置、所在筒體、數(shù)量以及應變片起止編號如下表4 所示。

表4 測點布置Table 4 Layout of measuring points

4.2 現(xiàn)場測試

整個壓力測試包括充水階段、加壓階段和放水階段，實時監(jiān)測滿水工況下各測點加壓過程中的應力強度，整個測試過程共歷時12 h，加壓過程為3 h。現(xiàn)場測試圖如圖18 所示。

圖18 4 鞍座蒸壓釜滿水試驗測量現(xiàn)場Fig.18 Measurement site of full water test of 4 saddles autoclave

5 4 鞍座蒸壓釜的數(shù)值模擬

5.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

對筒體進行三維有限元建模分析，實體有限元模型見圖19。

圖19 4 鞍座蒸壓釜有限元模型Fig.19 The finite element model of 4 saddles autoclave

模擬時由于蒸壓釜只與固定鞍座焊接，其余3個活動鞍座均為接觸放置，設置接觸面為無摩擦接觸。模型網(wǎng)格劃分采用solid186 單元，共劃分節(jié)點數(shù)1 762 201 個，單元數(shù)473 116 個，4 鞍座蒸壓釜有限元網(wǎng)格劃分如圖20 所示。

圖20 4 鞍座蒸壓釜筒體部分的網(wǎng)格劃分Fig.20 Meshing of 4 saddles autoclave

5.2 載荷與位移邊界條件

（1）在圓筒體內(nèi)表面承受均布載荷P=2.0MPa；

（2）在圓筒體內(nèi)表面承受液體靜壓力，當液柱靜壓力小于設計壓力的5%時，可忽略不計；

（3）筒體上的接管承受向外的接管力；

（4）筒體兩端橫截面上承受等效端面力，

（5）考慮到地震載荷，對筒體施加水平方向的加速度0.15 g（+z）；

（6）考慮到容器自重，對筒體施加豎直方向的加速度g（+Y）；

（7）考慮到中間支座為固定鞍座，在中間支座底面施加全約束；

（8）在其余3 個活動鞍座底面施加豎直約束，限制Y 方向上的位移。

圖21 4 鞍座蒸壓釜筒體部分的載荷與邊界條件Fig.21 Load and boundary conditions of 4 saddles autoclave

5.3 應力分析結(jié)果

經(jīng)過有限元分析計算，得到4 鞍座蒸壓釜筒體部分在試驗工況下應力分布云圖如圖22 所示。

圖22 4 鞍座蒸壓釜應力分布云圖Fig.22 Cloud map of stress distribution of 4 saddles autoclave

從上圖中可以看出最大應力值出現(xiàn)在筒體與接管c 連接處，對其進行應力線性化分析，評定結(jié)果見表5。

表5 4 鞍座蒸壓釜應力評定結(jié)果Table 5 Stress evaluation results of 4 saddles autoclave

6 試驗測試與有限元計算的對比分析

根據(jù)壓力試驗測得的結(jié)果結(jié)合有限元分析的計算結(jié)果，對這兩種方法下各個測點處的應力強度進行分析比較。做出兩種方法在對稱位置處各測點軸向和周向的應力強度結(jié)果對比折線圖如圖23 和圖24所示。

圖23 有限元解和試驗數(shù)據(jù)的軸向應力結(jié)果比較Fig.23 Comparison of axial stress results between finite element solution and test datas

圖24 有限元解和試驗數(shù)據(jù)的周向應力結(jié)果比較Fig.24 Comparison of circumferential stress results between finite element solution and test datas

根據(jù)以上分析，有限元計算與試驗測試所得結(jié)果在數(shù)值上基本一致。

7 結(jié)束語

本文對15 鞍座蒸壓釜進行了理論計算和數(shù)值模擬，并分析比較了兩者所得結(jié)果，初步驗證了有限元法的可行性，接著對4 鞍座蒸壓釜進行了試驗測試和數(shù)值模擬，對比兩者所得結(jié)果，進一步驗證了有限元法求解多鞍座臥式容器的可行性與準確性。