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冷氢化流化床反应器筒体与封头焊接结构的应力分析
盛长海
【期刊名称】《橡塑技术与装备》
【年(卷),期】2015(0)16
【摘要】流化床反应器是多晶硅冷氢化工艺生产过程中的核心设备。
本文针对该设备的设计规范、材料要求,从焊接模型应力分析和强度校核,提出了有效的焊接方案,保证了流化床反应器的使用性能和安全性能。
【总页数】2页(P47-48)
【关键词】流化床反应器;筒体;封头;焊接模型;应力;强度
【作者】盛长海
【作者单位】亚洲硅业(青海)有限公司
【正文语种】中文
【中图分类】TQ264
【相关文献】
1.多晶硅冷氢化反应器UNS No 8810厚壁封头焊接工艺研究 [J], 宋四兵;吴勇;郭俊霞
2.甲醇合成塔封头与筒体焊接部位应力有限元分析 [J], 李瑞秋;姜浩
3.冷氢化反应器筒体与封头连接处的应力分析 [J], 杨楠;隋宝勋;;
4.封头与筒体连接结构的应力集中系数分析 [J], 王战辉; 张智芳; 范晓勇; 高勇; 邢向楠
5.大型加氢反应器球封头与筒体连接结构有限元分析 [J], 罗蓉
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第 50 卷 第 4 期2021 年 4 月Vol.50 No.4Apr. 2021化工技术与开发Technology & Development of Chemical Industry基于ANSYS 的高压容器封头的应力分析与结构优化许留云1，薛 哲1，张智超1，胡泷艺2(1.延安大学化学与化工学院，延安市石油化工承压设备安全工程重点实验室，陕西 延安 716000；2.油田气化工科技公司，陕西 延安 716000）摘 要：本文利用有限元分析软件，对高压容器的封头部分进行静力学分析和结构优化，通过仿真得到高压容器封头的总变形云图、应变云图和应力云图。
结果表明，高压容器封头的最大变形量、最大应力和最大应变，均在高压封头和接管相接处，且其数值均随压力增加呈线性增加。
通过结构优化设计，高压容器封头的壁厚减薄了14.4%，接管壁厚减薄了7.1%，封头和接管质量减轻了15.7%。
优化后的封头不仅满足使用要求，而且降低了经济成本。
关键词：高压容器；应力分析；结构优化中图分类号：TQ 051.3 文献标识码：A 文章编号：1671-9905(2021)04-0052-04基金项目：延安大学2019年度校级青年项目(YDQ2019-22)；延安大学2019级校级大创项目(D2019037)作者简介：许留云（1990-），女，山东聊城人，硕士，讲师，研究方向：压力容器及管道安全工程。
E -mail:******************收稿日期：2021-01-20设备与自控近年来，随着我国工业的飞速发展，高压容器的应用广泛且需求量日益增大。
比如在石油化工行业的应用中[1]，液氢高压容器的设计压力达40MPa，车载储氢容器的压力为35~70MPa，加氢站用储氢容器的压力达到98MPa。
除此之外，高压容器在电力工业和军事工业等行业也有着广泛的应用。
压力容器的设计通常都是按照GB 150.1~4-2011《压力容器》[2]来进行，但是按照这种方式计算出来的结构，容器的壁厚较厚，不仅会浪费材料，还会使经济成本增加。
64机械设计与制造Machinery Design&Manufacture9 ]2018 9平封头应力释放槽区的应力集中系数陆怡，李凯尚，彭剑(常州大学机械工程学院，江苏常州213016)摘要：由于平封头与筒体连接部位几何不连续，易产生应力集中，导致疲劳强度降低，工程上往往采用设置应力释放槽或过渡圆角的方法解决。
引入影响带应力释放槽的平封头与筒体连接处应力集中系数的无量纲参数，利用A N SYS有限元分析软件和SPSS数据统计分析软件，对平封头与筒体连接部位局部应力的分布规律进行研究，找出平封头厚度、筒体直径、筒体厚度、应力释放槽几何尺寸与应力集中系数之间的定性和定量关系，为工程上确定应力释放槽的几何尺寸提供指导。
研究结果表明，应力集中系数与结构几何尺寸之间的定量关系式符合工程应用的精度。
关键词:平封头;应力集中;应力释放槽;最优尺寸中图分类号:TH16;TK8文献标识码:A文章编号：1001-3997(2018)09-0064-04Stress Concentration Factor of Stress Release Groove Area of Flat HeadLU Y i，LI Kai-shang，PENG Jian(School of Mechanical Engineering，Changzhou University，Jiangsu Changzhou213016，China)Abstract："#$ to its geometric discontinuity，the connecting position of f lat head and cylinder generates stress concentration easily and reduce fatigue strength.In engineering applications，the method of setting stress release slot or transition fillet isoften adopted to deal with the problem.Therefore，introducing non-dimensional parameters that they influ e nce the stress concentration factor of f lat head with stress release groove and cylinder connecting part.I uses software of ANSYS and SPSSto research on the distribution law of local stress in the connection part of f lat head and cylinder body，and f ind out qualitativeand quantitative relationship o f f lat head thickness，cylinder thickness，cylinder diameter，stress release slot size and stress concentration factor.The results show that the quantitative relationship between the stress concentration factor and the geometrical size is consistent with the accuracy of the engineering application.Key Words：FlatHead；Stress Concentration；StressReleaseSlot；OptimalSizel引言平封头与筒体连接区域，由于几何不连续会在连接处弓丨起附加弯矩与附加力，从而产生很大的局部应力，为了降低边缘应力，减应力，强度，要行的结构设。
河北工业大学学报JOURNAL OF HEBEI UNIVERSITY OF TECHNOLOGY第42卷第3期V ol.42No.32013年6月June 2013文章编号：1007-2373(2013)03-0043-04平板封头与筒体连接区应力释放槽深度的探讨郭丽丽，史丽婷，高炳军（河北工业大学化工学院，天津300130）摘要对具有不同应力释放槽深度的平板封头与筒体连接结构进行了弹性及弹塑性有限元分析，计算了连接区的最大应力强度值、各应力评定路径的应力强度水平系数以及结构的极限载荷，从分析设计角度，探讨了槽深对结构抗疲劳性能、安定性以及局部塑形垮塌的影响．发现随着槽深增加，最大应力强度值m ax 、薄膜加弯曲应力强度值I V 均先略有增加而后递降，但当槽深达到一定深度后，m ax 及I V 基本保持不变．而结构的极限载荷并不随槽深而变化，表明应力释放槽并未改变筒体对平板封头约束的性质．对不同标准中规定的开槽处平板封头厚度进行了讨论，推荐了确定该厚度的方法．关键词应力释放槽；平板封头；安定性；疲劳；极限载荷中图分类号TQ055文献标志码A On the stress relief groove depth for the connecting region ofthe flat head and cylinderGUO Li-li ，SHI Li-ting ，GAO Bing-jun(School of Chemical Engineering,Hebei Un iversity of Technolog y,Tianjin 300130,China )Abstra ct The elastic and elastic-plastic analysis of the connection region between flat head and cylinder with differentstress relie f groove depth was analyzed with f inite element me thod.The maximum stress intensity of the connection,stress intensity factors of var ious stress evaluation paths and the limit load of the struc ture were calculated.As far as thedesign is concernned,the effect of groove depth on the per formance of fatigue,shakedown a nd plastic collapse of thestructure were discussed.It was shown that,with the incr eases of the groove depth,the maximum stress intensitym a x ,membrane plus bending stress intensityI V increases slightly first and then decr eases gradually.But whe n the groove depth reaches a ce rtain value,max and I V keep essentially constant.The limit load of the structure does not change with thegroove depth provided the stress relief groove does not change the nature of the c onstraint between the cylinder and theflat head.The flat head thickness at the groove specified in different standards was discussed,and a method to determinethe reasonable thickness was recommended.Key wor ds stre ss relief groove;f lat head;shakedown;fatigue;limit load为了降低边缘应力，压力容器中较厚的平板封头与筒体连接时往往需开设应力释放槽，但有关标准文献对应力释放槽处平板封头的厚度给出的要求截然不同，使得设计人员无所适从．笔者从分析设计角度出发，对含应力释放槽的平板封头与筒体连接结构进行了弹性及弹塑性有限元计算，探讨了开槽深度对结构最大应力强度值、各评定路径的应力强度（局部薄膜应力强度S I I 、薄膜加弯曲应力强度S I V ）、极限载荷的影响，从疲劳、安定性以及塑形垮塌等角度进行全面考察[1-3]，探讨结构合理的开槽深度，为此类结构的工程设计提供依据．1不同标准对开槽处平板封头厚度的规定GB150-1998[4]规定应力释放槽处平板封头的厚度不小于平板封头所需厚度的三分之二．GB150-2011[5]、JB4732-1995（2005年确认）[6]以及ASME B&P Code VIII-3[7]均规定开槽处平板封头的厚度不应小于平板封收稿日期：作者简介：郭丽丽（），女（汉族），硕士生；导师简介：高炳军（66），男（汉族），教授．2012-12-211987-19-44河北工业大学学报第42卷头所需厚度．而在EN13445-2009[8]中规定应力释放槽处平板封头的厚度不小于与平板封头连接的筒体的厚度，当封头材料的许用应力值小于筒体材料的许用应力时，还应在该厚度基础上乘以筒体与封头材料的许用应力值之比．显然，上述标准对应力释放槽处平板封头厚度的规定是不同的．2不同槽深下平板封头与筒体连接区有限元分析以如图1所示平板封头与筒体连接结构为例进行讨论，假定材料的弹性模量为2×105MPa ，泊松比为0.3，屈服极限为282MPa ，设计应力强度为188MPa ，计算压力为3.72MPa．开槽深度分别取为0、5mm 、10mm 、15mm 、20mm 、29mm 、38mm 、46mm 、56mm ．2.1有限元模型仅考虑内压作用，有限元计算时采用轴对称模型（图2），采用ANSYS 的PLANE42单元进行网格剖分，结构内表面施加内压，筒体长度远大于边缘应力衰减长度，筒体端部约束轴向位移，对称面施加对称约束．2.2有限元计算结果2.2.1计算压力下弹性分析计算结果=46mm 时计算压力下结构的应力强度云图如图3所示，最大应力强度值发生在应力释放槽圆弧靠近筒体侧，设定如图4所示的应力强度评定路径进行应力线性化处理，各路径所得局部薄膜应力强度S II 及薄膜加弯曲应力强度S IV 见表1．表1应力线性化结果Tab.1Stress linearization results路径II /MPa I V /MPa 185.79160.1226142.4368.45524.64194448根据应力强度评定条件[7]II 1.5m (1)IV 3m (2)定义局部薄膜应力强度水平系数为[9]=I I 5(3)1000106630°图2有限元模型Fig.2Finite element model 图3应力强度云图Fig.3Stress intensity contour 3241101.m45郭丽丽，等：平板封头与筒体连接区应力释放槽深度的探讨第3期定义薄膜加弯曲应力强度水平系数为=IV 3m (4)各槽深下的计算结果见图5，图中各路径的II 及IV 均以应力强度水平系数的形式给出．由图可见，各槽深下最大局部薄膜应力强度水平系数均低于最大薄膜加弯曲应力强度水平系数．除=0外，应力强度的控制条件均取决于路径3的I V．因此可仅对应力强度水平系数进行讨论．随着槽深的增加，IV 先略有增加而后降低，槽越深越小，但当槽深大于38mm 时，值基本保持不变，再增加槽深也不能使应力强度水平系数进一步降低．应该注意到的是，I V 对应的失效形式是安定性失效．因此，从结构安定性失效角度而言，槽深为38mm 是一个合理的深度．各槽深下结构的最大应力强度值ma x 如图6所示．由图可见，随着槽深的增加，max 先略有增加而后降低，但当槽深大于38mm 时，ma x 值基本保持不变，再增加槽深也不能使ma x 进一步降低．应该注意到的是，max 是确定内压载荷循环时应力强度幅的依据，即确定疲劳寿命的依据．因此，从抗疲劳角度而言，槽深为38mm 是一个合理的深度．2.2.2极限载荷分析假定材料是弹性理想塑性材料，对结构施加10MPa 的内压进行非线性有限元计算，部分槽深下结构垮塌前塑性应变云图如图7所示．可见当槽深较浅时，结构的塑性铰随着槽深的增加向上移动，一般发生在平板封头与筒体连接位置，但当槽深足够深时（=56mm ），结构将在封头最小厚度处以及筒体与封头连接位置同时产生塑性铰．以结构垮塌前的最大载荷为极限载荷[10]，取其三分之二作为结构的允许载荷[P ]，不同槽深时结构的允许载荷如图8所示．可见结构的允许载荷基本保持不变，应力释放槽对结构的极限载荷影响很小．这是由于此类结构中平板封头一般很厚而筒体很薄，筒体对封头的支承接近简支，应力释放槽的深浅不会改变筒体对封头的约束的性质．a ）局部薄膜应力强度b ）薄膜加弯曲应力强度图5应力强度水平系数Fig.5Stress intensity factors 图6最大应力强度值Fig .6The maximum s tressintensity /mm/mm46河北工业大学学报第42卷3讨论从上述分析计算结果可见，一定深度的应力释放槽的确能够降低结构的I V 和max ，提高结构的安定性与抗疲劳能力[11]，但应力释放槽深度很浅时，这种作用并不明显，甚至与不开槽仅设置过渡圆弧结构相比，IV和max 值还会略有增加．因此可以推断GB150.3-2011、JB4732-1995以及ASME B&P Code VIII所给出的开槽结构并不是真正意义的应力释放槽，只是为了实现平板封头与筒体对接而采取的结构开槽，这种开槽对结构的极限承载能力无明显影响，没必要规定开槽处的厚度不小于平板封头所需厚度，否则会无谓地增加封头厚度，即开槽处按封头厚度计算公式计算，而封头厚度还要再加上开槽深度．EN13445-2009规定的开槽结构是真正意义上的应力释放槽，但分析表明槽深超过一定值后降低IV和max 的作用不会进一步增加，为了减少加工费用，只要槽深达到一定值即可，根据前述分析计算结果，这一值约为平板封头厚度的0.57倍．GB150-1998规定开槽处厚度不小于平板封头厚度的三分之二，使得其所规定的开槽结构更接近为实现对接而采取的结构开槽．因此建议应力释放槽处平板封头的厚度1规定为1=max,,(5)式中：h 为平板封头厚度；s 为筒体厚度；为最佳应力释放槽厚度系数，对于本文所讨论的结构，=0.43；h 为封头与筒体材料的设计应力强度（或许用应力）之比．4结论1）当应力释放槽不改变筒体对平板封头的约束性质时，槽深对结构的极限载荷无明显影响．2）对于接近简支的平板封头与筒体连接结构，随着槽深的增加，最大应力强度值max 、薄膜加弯曲应力强度值IV 均先略有增加而后递降，但当槽深达到一定深度后，ma x 及IV 基本保持不变．3）GB150.3-2011、JB4732-1995以及ASME B&P Code VIII 所给出的开槽结构并不是真正意义的应力释放槽，只是为了实现平板封头与筒体对接而采取的结构开槽，这种开槽对结构的极限承载能力无明显影响，没必要规定开槽处的厚度不小于平板封头所需厚度，否则会无谓地增加封头厚度．4）EN13445-2009规定的开槽结构是真正意义上的应力释放槽．5）推荐了应力释放槽处平板封头厚度的确定方法，但最佳开槽深度有待进一步研究．参考文献：[1]沈鋆，黄志新．非线性有限元法在压力容器分析设计中的应用[J ]．石油和化工设备，2012，15（12）：5-8．[2]淡勇，李会强，高启荣．压力容器分析设计方法之直接法[J ]．化工机械，2012，39（1）：36-40．[3]沈鋆．极限载荷分析法在压力容器分析设计中的应用[J ]．石油化工设备，2011，40（4）：35-38．[4]全国压力容器标准化技术委员会．GB150-1998，钢制压力容器[S ]．北京：中国标准出版社，1998．[5]中国国家标准化管理委员会．GB150-2011，压力容器[S ]．北京：中国标准出版社，2011．[6]JB4732-1995，钢制压力容器-分析设计标准（2005年确认）[S ]．北京：新华出版社，2007．[7]ASME Boiler and Pressure Vessel Committee ．2010ASEM Boiler and p ressure vessel code ⅧDivision 3—Alternative rules fo r construction of highpressure v essel [S ]．New York ：The American Society of Mechanical Engineers ，2010．[8]European Committee fo r standardization ．EN 13445:2009，Unfired Pres sure V essels [S ]．London ：British Standards Institution ，2009．[9]高炳军，杜雅飞，刘鸿雁，等．准等强度原则下压力容器不连续区的优化设计[J ]．机械强度，2006，28（3）：438-441．[10]ASME Boiler and Pressure Vessel Committee ．2010ASEM Boiler and p ressure v essel code ⅧDiv ision 2—Alternativ e rules for construction ofpressure v essel [S ]．New York ：The American Society o f Mechanical Engineers ，2010．[]于海丰，邹丹丹．ST 材质焊接工字形钢支撑低周疲劳性能模拟及分析[]．河北科技大学学报，，（）：36363．[责任编辑田丰]图8不同槽深时结构的允许载荷Fig.8Allowable load of the stru cture with differentgroove dep ths 1112J 201240-。
《化工设备与管道》w w w .t c e d .c o m第46卷第3期2009年6月化 工 设 备 与 管 道PROCE S S EQUIPME NT &PIPIN G Vol.46 No.3J un.2009压力容器筒体与平封头多级焊缝残余应力数值模拟张祥, 曾涛(四川理工学院机械工程学院, 四川自贡 643000)摘 要:采用有限元软件AN S YS 中生死单元技术对压力容器筒体与平封头单面焊焊接过程进行数值模拟,得出焊缝焊接残余应力、温度场及位移场的分布情况。
经过分析可以得出:在焊缝区及熔合区温度极高;远离焊缝,温度峰值急剧下降。
在熔合区焊接残余应力达最大值;焊根处残余应力较小;在热影响区,沿焊缝方向多为拉应力,垂直焊缝方向多为压应力。
关键词:压力容器; 生死单元; 残余应力中图分类号:T Q 050.3文献标识码:A文章编号:1009-3281(2009)03-0007-03Nu me ric al Im it ation o f Res idu al S tre ss in We ld betwe enCylinder and Flat Head of Press ure Ve ss elZHANG Xiang, ZENG Tao(Dep t.of Mechanical Engineering,S ichuan U niversity of S cience &Engineering,Zigong 643000,China)Abs tract : The finit e-elem ent a na ly sis m ethod a nd it s birt h-dea d t echnique were used to sim ula te t he w elding process of t he pres sure v ess el cy linder and pla te dom e.The dis tributions of residua l stres ses in w eld zone,t em pera ture field a nd displa cem ent field were ob-ta ined.It w as shown that the tem perat ure in weld zone and m elting zone w as ext rem ely high,but,it w ill be sha rply drop in t he area fa r a wa y from weld.The residual s tress in m elting zone reached hig hest va lue,and it ha d relat iv e s m all value at w elding toe.In t he heat a ffecting area,along the direction of weld,t he st ress wa s t ensile.However,along the norm al of w eld,the stress w as com pressiv e.Keywords: pressure;birt h-dead elem ent;residua l stres s收稿日期:2008-11-28作者简介:张祥(1984—),男,湖北黄冈人,在读研究生。
甲醇合成塔封头与筒体焊接部位应力有限元分析
对于厚壁压力容器设计而言，由于其压力较高，筒体部位发生弹塑性变形，应力沿壁厚方向分布不均匀，应用GB150设计规范进行常规设计具有一定的局限性，通过ansys软件进行边缘应力的模拟计算，是对厚壁容器设计边缘应力及主应力计算的有效方法，对设计者也是优化设计方案的手段。
标签：甲醇合成塔;应力分析;有限元
甲醇合成生产的工艺过程中，甲醇合成塔（管式反应器）是整個生产过程中最重要的设备，而设计合成塔最重要的技术就是尽量高效地移走和利用反应放的热量。
该设备采用低循环气流能控制反应的最高温度，且在温度相等的条件下反应，由于其反应温度高（反应温度达到265℃）、压力属于中压范围（反应压力在5.3MPa），在进行设计过程中，如果按照GB150规范进行设计，考虑到边缘应力的自限性和局部性，其筒体和封头连接处的边缘应力一般不予考虑，但是，因为甲醇合成塔工况比较复杂，应该考虑边缘应力的影响，下面借助于ansys软件对甲醇合成塔筒体和封头连接处的局部应力进行分析，以解决按照常规设计引起的应力计算不够精确的不足。
文章编号：１０００ ７４６６（２０２０）０２ ００３２ ０６ 平封头双开孔接管结构有限元应力分析李 川，董金善，史为帅，赵 悦（南京工业大学机械与动力工程学院，江苏南京 ２１１８１６）摘要：平封头开孔接管区结构不连续，应力分布复杂，导致局部应力集中。
利用有限元软件ＡＮＳＹＳ，采用线弹性分析方法和极限载荷分析方法对平封头双开孔接管结构进行计算分析，将接管轴向拉力、轴向推力分别与内压耦合，得到了平封头双开孔接管结构应力分布及变化规律。
计算分析结果表明，接管轴向拉力使平封头双开孔接管连接区弹性应力变大，应力集中程度提高，降低了平封头双开孔接管连接区的极限承载能力；接管轴向推力使平封头双开孔接管连接区弹性应力变小，提高了平封头双开孔接管连接区的极限承载能力。
关键词：平封头；接管；开孔；应力；耦合；有限元中图分类号：ＴＱ０５１．５０３；ＴＥ９６５．０３ 文献标志码：Ａ 犱狅犻：１０．３９６９／ｊ．ｉｓｓｎ．１０００ ７４６６．２０２０．０２．００７犉犻狀犻狋犲犈犾犲犿犲狀狋犛狋狉犲狊狊犃狀犪犾狔狊犻狊狅犳犛狋狉狌犮狋狌狉犲狅犳犉犾犪狋犎犲犪犱犇狅狌犫犾犲 狅狆犲狀犻狀犵犖狅狕狕犾犲犔犐犆犺狌犪狀，犇犗犖犌犑犻狀 狊犺犪狀，犛犎犐犠犲犻 狊犺狌犪犻，犣犎犃犗犢狌犲（ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＮａｎｊｉｎｇＴｅｃｈＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１１８１６，Ｃｈｉｎａ檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪檪）［９］ 陈立周，俞必强．机械优化设计方法［Ｍ］．北京：冶金工业出版社，２０１４．ＣＨＥＮＬＺ，ＹＵＢＱ．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｄｅｓｉｇｎｍｅｔｈｏｄ［Ｍ］．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＭｅｔａｌｌｕｒｇｉｃａｌＩｎｄｕｓｔｒｙＰｒｅｓｓ，２０１４．［１０］孙成宽，高勇．基于ＡｎｓｙｓＷｏｒｋｂｅｎｃｈ机箱托架拓扑优化设计［Ｊ］．舰船电子对抗，２０１４，３７（１）：１１７ １２０．ＳＵＮＣＫ，ＧＡＯＹ．ＴｏｐｏｌｏｇｉｃａｌｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｄｅｓｉｇｎｏｆｔｈｅｃｒａｔｅｂｒａｃｋｅｔｂａｓｅｄｏｎＡｎｓｙｓＷｏｒｋｂｅｎｃｈ［Ｊ］．Ｓｈｉｐｂｏａｒｄｅ ｌｅｃｔｒｏｎｉｃｃｏｕｎｔｅｒｍｅａｓｕｒｅ，２０１４，３７（１）：１１７ １２０．［１１］丁雪兴，王悦，刘雪岭，等．机械密封焊接波纹管波片的应力计算及分析［Ｊ］．兰州理工大学学报，２００８，３４（１）：５８ ６０．ＤＩＮＧＸＸ，ＷＡＮＧＹ，ＬＩＵＸＬ，ｅｔａｌ．Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｔｒｅｓｓｗｉｔｈｉｎｍｅｍｂｒａｎｅｓｏｆｗｅｌｄｅｄｍｅｔａｌｂｅｌｌｏｗｓｕｓｅｄｆｏｒｍｅｃｈａｎｉｃａｌｓｅａｌｉｎｇ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＬａｎｚｈｏｕｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００８，３４（１）：５８ ６０．［１２］邹晗阳，马咏梅，丁万，等．焊接波纹管有效作用直径的仿真与试验研究［Ｊ］．机械设计与制造工程，２０１７，４６（４）：１６ １９．ＺＯＵＨＹ，ＭＡＹＭ，ＤＩＮＧＷ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｄｉａｍｅｔｅｒｏｆｔｈｅｗｅｌｄｅｄｂｅｌｌｏｗｓ［Ｊ］．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｄｅｓｉｇｎａｎｄｍａｎｕｆａｃ ｔｕｒｉｎｇｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１７，４６（４）：１６ １９．［１３］孙四中，马咏梅，丁万，等．基于轴对称细环壳一般解的焊接波纹管应力计算［Ｊ］．石油化工设备，２０１６，４５（２）：２８ ３２．ＳＵＮＳＺ，ＭＡＹＭ，ＤＩＮＧＷ，ｅｔａｌ．Ｇｅｎｅｒａｌｓｏｌｕｔｉｏｎｓｏｆａｘｉａｌｓｙｍｍｅｔｒｉｃａｌｓｌｅｎｄｅｒｒｉｎｇｓｈｅｌｌｓｉｎｗｅｌｄｅｄｂｅｌ ｌｏｗｓｓｔｒｅｓｓｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｐｅｔｒｏ ｃｈｅｍｉｃａｌｅｑｕｉｐｍｅｎｔ，２０１６，４５（２）：２８ ３２．［１４］陈庆贺．金属波纹管在连续采煤机油箱中的应用［Ｊ］．机电产品开发与创新，２０１４，２７（２）：４５ ４６．ＣＨＥＮＱＨ．Ｍｅｔａｌｃｏｒｒｕｇａｔｅｄｐｉｐｅｉｎｔｈｅａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｍｉｎｅｒｔａｎｋ［Ｊ］．Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ＆ｉｎｎｏ ｖａｔｉｏｎｏｆｍａｃｈｉｎｅｒｙ＆ｅｌｅｃｔｒｉｃａｌｐｒｏｄｕｃｔｓ，２０１４，２７（２）：４５ ４６．［１５］张弦，马咏梅，丁万，等．焊接金属波纹管波形结构参数优化分析［Ｊ］．石油化工设备，２０１６，４５（６）：１ ６．ＺＨＡＮＧＸ，ＭＡＹＭ，ＤＩＮＧＷ，ｅｔａｌ．Ｄｅｓｉｇｎａｎｄａｎａｌ ｙｓｉｓｏｆｔｈｅｗａｖｅｆｏｒｍｓｔｒｕｃｔｕｒｅｐａｒａｍｅｔｅｒｓｉｎｗｅｌｄｅｄｍｅｔａｌｂｅｌｌｏｗｓ［Ｊ］．Ｐｅｔｒｏ ｃｈｅｍｉｃａｌｅｑｕｉｐｍｅｎｔ，２０１６，４５（６）：１ ６．（张编） 第４９卷 第２期 石 油 化 工 设 备 Ｖｏｌ．４９ Ｎｏ．２ ２０２０年３月 ＰＥＴＲＯ ＣＨＥＭＩＣＡＬＥＱＵＩＰＭＥＮＴ Ｍａｒ．２０２０ 收稿日期：２０１９ １０ ０９ 作者简介：李 川（１９９２ ），男，河北沧州人，在读硕士研究生，主要从事过程设备设计工作。
一种消除封头与筒体连接边缘应力的方法
丛树岩
【期刊名称】《抚顺石油学院学报》
【年(卷),期】1998(018)002
【摘要】利用回旋曲线的优良特性，将其做为坟力容器部分半球形封头与圆柱筒体之间的过渡曲线，实现了在连接边缘上无附加边缘应力的光滑连接。
【总页数】3页(P41-43)
【作者】丛树岩
【作者单位】抚顺石油学院化工机械系
【正文语种】中文
【中图分类】TH49
【相关文献】
1.平板封头与筒体连接应力释放槽结构分析与优化 [J], 赵福海;高炳军;史丽婷;董俊华
2.碟形封头与筒体连接处边缘应力的研究 [J], 虞新建;曾涛;罗云蓉
3.基于ANSYS Workbench的球冠形封头与筒体连接处的应力分析 [J], 李晓红;李卫红;王思莹
4.冷氢化反应器筒体与封头连接处的应力分析 [J], 杨楠;隋宝勋;;
5.封头与筒体连接结构的应力集中系数分析 [J], 王战辉; 张智芳; 范晓勇; 高勇; 邢向楠
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平板封头与筒体连接应力释放槽结构分析与优化赵福海;高炳军;史丽婷;董俊华【摘要】对平板封头与筒体连接应力释放槽结构进行了有限元分析,根据压力容器分析设计观点对结构的安定性进行了评价,发现有些情况下需开设一定尺寸的应力释放槽才能使结构满足安定性要求,而有些情况下仅需做结构对接开槽即可满足安定性要求,据此可确定是否开设应力释放槽的分界线.此外,分析表明,有些情况下即使开设应力释放槽也不能使结构满足安定性要求,此时需首先加强筒体,据此可确定是否需要加强筒体的分界线.通过参数化计算,得到了需开设应力释放槽及需加强筒体的结构参数区域.对需要开设应力释放槽的结构,探讨了应力释放槽圆弧半径以及开槽深度对薄膜加弯曲应力强度以及最大应力强度值的影响,提出应力释放槽横截面积最小、薄膜加弯曲应力强度水平系数最小以及应力强度幅水平系数最小3种优化方案.利用ANSYS的APDL及OPT模块,采用参数扫描及函数逼近法,以应力释放槽横截面积最小为优化目标,以薄膜加弯曲应力强度水平系数及应力强度幅水平系数小于1为约束条件,对应力释放槽的圆弧半径及深度进行了优化计算,给出了最优开槽尺寸,可供此类结构的设计参考.%Stress of flat head and cylinder connection with stress relief groove was analyzed with FEM,in which the shakedown property was evaluated from the viewpoint of design by analysis.It is found that structures with some configuration need stress relief groove (SRG) to meet the shakedown requirement,while butt connection groove is sufficient for shakedown requirement of other configuration.Partition line for stress relief groove may be accordingly determined.In addition,stress relief groove is not enough to meet the shakedown requirement for some configurations,in which the connectedcylinder must be integrally reinforced.Partition line for cylinder reinforcement may be accordingly determined.The Partition lines for both the stress relief groove and the cylinder reinforcement worked out by parametric study.For structures in need of stress relief groove,effect of the groove radius and depth on the membrane plus bending stress intensity and maximum stress intensity was investigated.And three optimization schemes were suggested,namely minimum of the stress relief groove cross section area,minimum of the membrane plus bending stress intensity and minimum of the maximum stress intensity.With the aid of APDL and OPT,the design variable sweep and function approximation method was used to optimize the stress relief groove,in which the stress relief groove cross section area was taken as objective,the membrane plus bending stress intensity and the maximum stress intensity smaller than 1 as constraints.The optimal groove radius and depth were worked out,which may be referenced for reasonable design of such kind of structures.【期刊名称】《河北工业大学学报》【年(卷),期】2017(046)001【总页数】7页(P87-93)【关键词】平板封头;应力释放槽;安定性;分析设计【作者】赵福海;高炳军;史丽婷;董俊华【作者单位】河北省锅炉压力容器监督检验院,河北石家庄050061;河北工业大学化工学院,天津300130;河北工业大学化工学院,天津300130;河北工业大学化工学院,天津300130【正文语种】中文【中图分类】TH49;TE903为了降低边缘应力，压力容器中较厚的平板封头与筒体连接时往往需开设应力释放槽.是否开设应力释放槽取决于平板封头与筒体连接区的应力状况，从分析设计角度而言，无论是一次应力还是二次应力，均应满足强度条件要求.尽管弹性分析表明厚圆平板与筒体连接区的最大边缘应力仅为筒体薄膜应力的2.05倍[1]，但由于一定厚度的筒体会约束平板封头的转角，使得封头与筒体连接区的应力有相当一部分是一次弯曲应力，从而造成连接区的薄膜加弯曲应力强度值大大增加，以致不能满足安定性条件.此外，当结构承受疲劳载荷时，应力释放槽有利于缓解结构承载截面尺寸的突变，改善结构的局部不连续特征，降低连接区的最大应力，使结构满足疲劳强度条件的要求.虽然Reinhard Preiss[2]、Bogdan and Adam[3]对平板封头应力释放槽结构进行了分析与优化，但仅考察了结构的最大应力，缺乏对结构的安定性评价.笔者拟从分析设计观点出发，对平板封头与筒体连接区的应力释放槽结构进行分析，确定开设应力释放槽的条件，对需开设应力释放槽的结构优化应力释放槽的结构尺寸，为此类结构的合理设计提供依据.对图1所示平板封头与筒体连接结构进行讨论，假定材料为Q345R，其弹性模量为2×105MPa，泊松比为0.3，屈服极限为282 MPa，设计应力强度Sm为188 MPa.1.1 平板封头及筒体厚度的确定根据文献[4]，平板封头的厚度按式（1）确定.式中：Dc为平板封头计算直径，对于图1所示结构，Dc可取为筒体的内径Di；K为结构特征系数，与封头筒体间的连接形式、筒体的有效厚度与计算厚度之比δe/δ有关，可从文献 [4]查图得到；Pc为计算压力.筒体的计算厚度δ按式（2）确定分析表明[5]，应力释放槽不会明显改变结构的极限承载能力，应力释放槽深度不同，结构在极限状态塑性铰的位置不同，通常塑性铰的位置位于过渡圆弧与筒体直边连接位置，但当应力释放槽很深，以致于开槽最深位置处平板封头的厚度接近筒体的厚度，则会在筒体侧及平板封头侧同时出现塑性铰，通常把这一开槽深度规定为极限开槽深度[6].为此，对于按式（1）及式（2）确定厚度的平板封头及筒体，可认为结构的一次应力满足强度要求，即不会发生总体及局部塑性垮塌.但结构的一次加二次应力是否能满足安定性要求以及最大应力是否满足疲劳强度要求，尚需利用有限元法进一步考察.1.2 有限元模型仅考虑内压作用，可采用轴对称有限元模型[7-9]（图2），其中筒体长度远大于边缘应力衰减长度，对称面施加对称约束，筒体端部施加轴向位移约束，内壁施加内压Pc.采用ANSYS软件的PLANE42单元进行网格剖分，并设定轴对称选项，网格剖分情况如图2 b）所示.1.3 有限元计算结果Di=1 000 mm、t1=10 mm、t2=66 mm、r=10 mm、h1=10 mm时，结构在3.72 MPa下的应力强度云图如图3所示，最大应力强度值（731.884 MPa）发生在应力释放槽的过渡圆弧与直边连接区附近，网格加密1倍，最大应力强度值位置不变，应力强度值为753.446 MPa，变化量小于5%，可见所采用网格密度满足数值计算精度要求[10].在应力释放槽过渡圆弧与筒体直边连接区沿筒体壁厚方向设置应力线性化处理[11]路径，获取局部薄膜加弯曲应力强度SIV，作为该结构安定性评价的依据[12].值得注意的是，应力线性化处理路径要在应力释放槽过渡圆弧与筒体直边连接区设定多条，因为具有SIV最大值的路径并不一定通过最大应力强度点，分析表明，当最大应力强度位于过渡圆弧上，具有SIV最大值的路径通常位于应力释放槽过渡圆弧与直边筒体交界位置（图4）.而当应力释放槽深度较浅，最大应力强度值出现在直边筒体上，具有SIV最大值的路径通常通过最大应力强度点.结构安定性的应力强度评定条件为为了衡量SIV，设定如下应力强度水平系数[13]当结构只有压力脉动循环时，循环应力强度幅Sa可根据结构的最大应力强度值Smax确定，即式中E与Et分别为材料在常温及设计温度下的弹性模量，此处取两者相等.疲劳强度条件为式中SN为疲劳寿命为N时材料所允许的应力强度幅.为了衡量Sa，设定如下应力强度幅水平系数此处，为了便于分析讨论，取疲劳寿命为1 000次，SN=572 MPa.对于上述算例，β=0.877，γ=0.64.为了满足平板封头与筒体的对接要求，也常常在平板封头的端部开浅槽（图5），称为结构对接开槽，这种开槽并不以降低边缘应力为目的.以开槽深度5 mm为准探讨不同结构参数下平板封头与筒体连接区的应力强度水平系数β（图6），由图6可见，对于某一压力等级（即δ/Ri）的平板封头与筒体连接结构，当筒体的有效厚度与计算厚度之比δe/δ小于某一值时，结构应力强度水平系数β会大于1，不能满足安定性要求.显然，对于这些结构开设应力释放槽，降低应力强度水平系数β是必要的.而当筒体的有效厚度与计算厚度之比δe/δ大于某一值时，结构应力强度水平系数β会小于1，结构满足安定性要求，此时仅做结构对接开槽即可.据此可确定是否需要开设应力释放槽的分界线如图7所示.而结构对接开槽时，平板封头与筒体连接区的应力强度幅水平系数γ（图8）变化规律要比应力强度水平系数β复杂的多，对于较小δe/δ，δ/Ri越大γ值越大，相同的δ/Ri下，一般δe/δ越小γ值越大，但有些δ/Ri下，γ值随δe/δ会有起伏波动.这种起伏波动取决于结构的边缘应力特征及峰值应力特征，边缘应力与筒体和封头的刚度差异及变形协调有关，而峰值应力与截面尺寸突变有关，两者共同作用造成了应力强度幅水平系数γ的起伏波动.而经过应力线性化处理后的应力强度水平系数β则无此波动跳跃，说明峰值应力特征对应力强度最大值的影响较大.而疲劳设备通常需要平板封头与筒体有圆滑的过渡，一般不采用这种对接方式，因此不便根据这种对接开槽结构应力强度幅水平系数γ的变化规律确定是否开设应力释放槽.然而，并不是所有结构都能通过开设应力释放槽就能使β值降低到小于1，图9a）给出的是δ/Ri=0.006、δe/δ=1.2时不同开槽半径及开槽深度下结构的β值，当开槽半径为10 mm、开槽深度系数h1/（t2-t1-r）为0.625时，β值最低（1.022），仍不能满足安定性要求.这是由于当筒体较薄时筒体对平板封头的支承能力有限，筒体在约束平板封头转动时造成的一次弯曲应力已很大，叠加上二次应力后使得应力强度水平系数β居高不下，只有增加筒体厚度（即提高δe/δ值）才有可能使结构的β值减小到1，图9b）给出的是δ/Ri=0.006、δe/δ=1.4时不同开槽半径及开槽深度下结构的β值，当开槽半径为10 mm、开槽深度系数为0.625时，β值最低，可减小到0.982.通过试算可确定δe/δ的临界值，只要小于该δe/δ值，将无法通过开设应力释放槽的方法使结构满足安定性要求.据此确定的分界线如图7所示，此线以下的区域需在封头连接区加强筒体，采用图10所示结构.对于需要开设应力释放槽的结构，并不是应力释放槽圆弧半径越大、深度越深越好，这与δe/δ值、开槽圆弧半径r以及开槽深度等诸多因素有关.图11给出的是δ/Ri=0.006时，其它几组δe/δ下结构的β及γ值，对于较小的δe/δ值，偏小的开槽圆弧半径下，β值会随开槽深度的增加先降后升，偏大的圆弧半径下，β值会随开槽深度的增加而增加.对于较大的δe/δ值，偏小的圆弧半径下，β值会随开槽深度的增加单减，偏大的圆弧半径下，β值会随开槽深度的增加单增，居中的圆弧半径下，β值会随开槽深度的增加先减后增.疲劳应力强度幅系数γ具有与β相似的特征，不再赘述.应力释放槽的优化尺寸取决于优化数学模型，目标函数不同、约束条件不同得到的优化结果不同[14].应力释放槽优化需考虑的因素既应包括结构的应力强度水平，也应包括应力释放槽的加工费用.可给出的优化方案有如下3种：1）应力释放槽横截面积最小设计变量：r∈[10，20]，h1∈[r-5，t2-t1-r]；约束条件：β≤1，γ≤1；目标函数：f（r，h1）=Ag，Ag为应力释放槽截面积.2）应力强度水平系数β最低设计变量：r∈[10，20]，h1∈[r-5，t2-t1-r]；约束条件：γ≤1；目标函数：f（r，h1）=β.3）应力强度幅水平系数γ最低设计变量：r∈[10，20]，h1∈[r-5，t2-t1-r]；约束条件：β≤1；目标函数：f（r，h1）=γ利用ANSYS的APDL（ANSYS parametric design language）及优化模块OPT（Optimization tools），采用变量扫描及函数逼近法进行优化计算[15].此处仅给出第1种优化方案得到的优化结果（图12），由图可见，相同δ/Ri时，δe/δ越小，最优应力释放槽深度系数越大；相同δe/δ时，δ/Ri越小，最优应力释放槽深度系数越大.1）对平板封头与筒体连接应力释放槽结构进行了有限元分析，根据压力容器分析设计观点对结构的安定性进行了评价，发现有些情况下开设应力释放槽是必要的，而有些情况下单靠开设应力释放槽是不够的，需首先加强筒体.通过参数化计算确定了需开设应力释放槽及需加强筒体的结构参数区域.2）对需要开设应力释放槽的结构，探讨了应力释放槽圆弧半径以及开槽深度对薄膜加弯曲应力强度以及最大应力强度值的影响，提出了3种优化方案，即应力释放槽横截面积最小、薄膜加弯曲应力强度水平系数β最低以及应力强度幅水平系数γ最低.以应力释放槽横截面积最小为优化目标，以薄膜加弯曲应力强度水平系数β及应力强度幅水平系数γ小于1为约束条件，对应力释放槽的圆弧半径及深度进行了优化计算，给出了最优开槽尺寸.【相关文献】[1]郑津洋，董其武，桑芝富.过程设备设计[M].第3版.北京：化学工业出版社，2010：37-38.[2]Reinhard Preiss.Stress concentration factors of flat end to cylindrical shell connection with a fillet or stress relief groove subjected to internal pressure [J].Int J Pres Ves and Piping，1997，73：183-190.[3]Bogdan Szybinski，Adam Wroblewski.Parametric optimisation of stress relief groove shape in flat ends of boilers[J].J Strain Analysis，2011，47（1）：55-63.[4]全国锅炉压力容器标准化技术委员会.JB 4732—95，钢制压力容器——分析设计标准[S].北京：新华出版社，2005.[5]郭丽丽，史丽婷，高炳军.平板封头与筒体连接区应力释放槽深度的探讨[J].河北工业大学学报，2013，42（3）：43-46.[6]European Committee for standardization.EN 13445：2009，Unfired PressureVessels[S].London：British Standards Institution，2009.[7]Mackenzie D，Boyle J T.A computational procedure for calculating primary stress forthe ASME B&PV code[J].ASME J Pressure Vessel Technol，1994，116：339-344.[8]LU MingWan，CHEN Yong，LI JianGuo.Two-step approach of stress classification and primary structure method[J].ASME J Pressure Vessel Technol，2000，122：2-8.[9]Bingjun Gao，Xiaohui Chen，Xiaoping Shi，et al.An approach to derive primary bending stress from finite element analysis for pressure vessels and applications in structural design[J].ASME Trans Journal of Pressure Vessel Technology，2010，132（6）：061101-1-8.[10]陆明万，徐鸿.分析设计中若干重要问题的讨论（1）[J].压力容器，2006，23（1）：15-19.[11]陆明万，徐鸿.分析设计中若干重要问题的讨论（2）[J].压力容器，2006，23（2）：28-32.[12]王艳，朱瑞林.不带过渡段的圆锥壳体与圆筒连接时的强度研究[J].机械工程学报，2004，40（1）：78-84.[13]高炳军，杜雅飞，刘鸿雁，等.准等强度原则下压力容器不连续区的优化设计[J].机械强度，2006，28（3）：438-441.[14]徐中明，徐小飞，万鑫铭，等.铝合金保险杠防撞梁结构优化设计[J].机械工程学报，2013，49（8）：136-142.[15]余伟炜，高炳军.ANSYS在机械与化工装备中的应用[M].北京：中国水利水电出版社，2007.。
