多鞍座卧式蒸压釜强度数值与试验研究

苏文献，熊子琪，刘星

（1. 上海理工大学能源与动力工程学院，上海 200093；2. 上海拓璞数控科技股份有限公司，上海 200000）

目前，国内对于多鞍座卧式蒸压釜的设计计算大多应用的是三弯矩理论[1]和Zick[2，3]校核方法，此种方法计算过程繁琐复杂，且属于半理论、半经验方法，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]和杨振奎[7]等运用双鞍座卧式容器设计方法结合材料力学原理[8]对三鞍座卧式容器进行了详尽的分析计算。Tooth[9-12]和L.Varga[13]等对双鞍座卧式容器的应力状态进行了理论计算，并与试验结果进行了比较分析。Shen Naijie[14]、L. S.Ong[15]和Cai Zengshen[16]等也对双鞍座卧式容器鞍座区域应力状态进行了理论计算，并与试验所得结果进行对比分析，发现结果有很高的吻合度。近年来，正式写入标准的是欧洲协调标准EN 13445《非直接受火压力容器》，该标准提出了一种多鞍座卧式容器的最新设计方法，陈志伟[17]等介绍了该标准中多鞍座卧式容器的设计方法与传统方法的不同。随着有限元分析技术的不断普及和成熟，谭蔚[18]等以三支座卧式容器为例，采用ANSYS 软件进行了有限元应力计算，探讨了三弯矩方程求解多支座卧式容器支座反力的适用性。K. Magucki[19]采用有限元法对卧式容器的支撑鞍座进行了应力分析。目前为止，国内关于多鞍座卧式容器的相关设计大部分是基于三弯矩理论和Zick校核方法，计算过程复杂繁琐。国外诸多进展均是在双鞍座支撑卧式容器的基础上进行的，而对多鞍座支撑卧式容器的研究较少。所以采用有限元计算很有必要，可以快速准确地得到结果，再结合理论计算和试验验证其准确性。

1 15 鞍座蒸压釜的强度理论分析

1.1 基于EN 13445的理论设计方法

EN 13445 以鞍座均匀分布且受均布载荷的多支撑连续梁为简化模型，通过对该简化模型进行受力分析计算出鞍座处的弯矩、剪力以及支反力，EN 13445中明确给出了多鞍座卧式容器的设计条件，如图1 所示。

图1 多鞍座卧式容器鞍座结构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，则：e2≥en；a2≥0.1Di；

（3）鞍座所受载荷垂直向下；

（4）最好将鞍座焊接在容器上，如若不能焊接，需确保容器由鞍座均匀支撑；

（5）为了减小由于热膨胀引起的纵向位移的影响，只有一个鞍座焊接在容器上，其他鞍座都可沿轴向作自由运动；

1.2 15 鞍座蒸压釜的基本参数

15 鞍座蒸压釜筒体部分总长38 568 mm，共有15 个鞍座，两端为端部鞍座，中间为固定鞍座，其余均为活动鞍座且相邻两鞍座间间距为2 750 mm，可认为鞍座均匀分布其受力也均匀，封头深度为449 mm，多鞍座卧式蒸压釜整体结构如图2 所示。将两端封头等效为2/3 倍封头深度即299 mm 的筒体，再对该蒸压釜进行简化，简化为一个如图3 所示的支承在多个支点上承受均布载荷的外伸简支梁。

图2 蒸压釜整体结构Fig.2 The overall structure of autoclave

图3 蒸压釜简化模型Fig.3 Simplified model of autoclave

蒸压釜各部分材料及相应工作温度下的许用应力值和弹性模量依据标准GB/T 150 和NB/T 47042取得，如表1 所示。

表1 材料参数Table 1 Material parameters

1.3 15 鞍座蒸压釜的理论计算

多鞍座卧式蒸压釜的受力情况如图4 所示。

EN 13445 中先求解鞍座支反力，再求解鞍座处弯矩和剪力，求得自重和充水重情况下各鞍座支反力如下。

（1）自重情况下

本文所分析的15 鞍座蒸压釜，因其鞍座布置均匀、载荷分布均匀、截面相等等特点，得到各个鞍座处的弯矩、剪力以及支反力数值相等。

2 15 鞍座蒸压釜的数值模拟

2.1 几何模型及网格划分

根据EN 13445 将15 鞍座蒸压釜简化为了多支座连续梁进行求解，为了保证有限元模型与理论计算模型一致，筒体部分简化时，将封头等效为2/3 倍封头深度的筒体进行三维有限元建模分析，实体有限元模型见图5。

图5 基于理论计算的有限元模型Fig.5 Finite element model based on theoretical calculation

模型网格划分采用solid186 单元，共划分节点数2 222 179 个，单元数641 086 个，蒸压釜简化结构有限元网格划分如图6 所示。

图6 蒸压釜筒体部分网格划分Fig.6 Mesh division of autoclave barrel

2.2 载荷与位移边界条件

整体简化模型在容器自重情况下的载荷和边界条件：

（1）考虑到蒸压釜自重，重量为81 555 kg，设置材料的密度为ρ=m/V= 12 280.53 kg/m3；

（2）由于蒸压釜只受重力作用，对筒体施加竖直方向的加速度g（+Y）；

（3）考虑到中间支座为固定鞍座，在中间支座底面施加全约束；

（4）在端部鞍座和活动鞍座地面施加竖直约束，限制Y方向上的位移。

整体简化模型在容器充水重情况下的载荷和边界条件：

（1）考虑蒸压釜充水重，重量为302 655 kg，充水后的当量密度ρ=m/V= 45 573.71 kg/m3；

（2）由于蒸压釜只受重力作用，对筒体施加竖直方向的加速度g（+Y）；

（3）考虑到中间支座为固定鞍座，在中间支座底面施加全约束；

（4）在端部鞍座和活动鞍座地面施加竖直约束，限制Y方向上的位移。

15 鞍座蒸压釜整体简化模型的载荷和位移边界条件如图7 所示。

图7 蒸压釜整体简化模型的载荷和位移边界条件Fig.7 Load and displacement boundary conditions of the simplified model of autoclave

2.3 应力分析结果

经过有限元分析，基于理论计算的15 鞍座蒸压釜筒体部分应力分布云图如图8 和图9 所示，应力结果评定采用第三强度理论。

图8 自重情况下蒸压釜筒体部分应力分布云图Fig.8 Cloud map of stress distribution in autoclave barrel under its own weight

图9 充水重情况下蒸压釜筒体部分应力分布云图Fig.9 Cloud map of stress distribution in autoclave barrel under water-filled weight

从上图中可以看出自重和充水重情况下蒸压釜最大应力值均出现在筒体与第11 个鞍座垫板包角连接处，此处由于结构的不连续性导致应力集中的出现。按JB 4732 应力强度评定准则进行应力强度评定，评定结果见表2 和表3。

表2 自重情况下蒸压釜应力评定结果Table 2 Stress evaluation result of autoclave under its own weight

表3 充水重情况下蒸压釜应力评定结果Table 3 Stress evaluation results of autoclave under waterfilled weight

从上表可以得出，15 鞍座蒸压釜自重和充水重情况下最大应力点处均满足强度要求，结构安全。

3 理论计算与有限元计算的对比分析

3.1 两种方法的对比分析

通过有限元方法对15 鞍座蒸压釜在设计工况下进行计算，在后处理中使用Nodal Loads 功能提取出容器各鞍座处筒体截面的弯矩、剪力与支反力，并与理论计算得到的各鞍座弯矩、剪力与支反力进行对比，对比图如图10～15 所示。

图10 自重情况下各鞍座弯矩理论计算与有限元解Fig.10 Theoretical calculation and finite element solution of bending moments of each saddle under its own weight

根据图8、图9 中对自重和充水重两种情况下弯矩、剪力和支反力的比较可以得知，由于蒸压釜结构对称、鞍座分布均匀受力均匀，故通过有限元方法和理论计算方法得到的弯矩、剪力与支反力在各个鞍座处数值相等且分布趋势一致，两种方法得到较为吻合的数值结果证明了有限元方法的可行性和正确性。

图11 自重情况下各鞍座剪力理论计算与有限元解Fig.11 Theoretical calculation and finite element solution of the shear force of each saddle under its own weight

图12 自重情况下各鞍座支反力理论计算与有限元解Fig.12 Theoretical calculation and finite element solution of the reaction force of each saddle support under its own weight

图13 充水重情况下各鞍座弯矩理论计算与有限元解Fig.13 Theoretical calculation and finite element solution of the bending moment of each saddle under water-filled weight

图14 充水重情况下各鞍座剪力理论计算与有限元解Fig.14 Theoretical calculation and finite element solution of the shear of each saddle under water-filled weight

图15 充水重情况下各鞍座支反力理论计算与有限元解Fig.15 Theoretical calculated and finite element solution of the reaction force of each saddle under water-filled weight

4 4 鞍座蒸压釜的应力试验测试

为了证明有限元方法计算多鞍座卧式容器的可行性与准确性，对4 鞍座蒸压釜进行满水试验，将试验结果和有限元计算结果进行比较分析。

现场测试试验蒸压釜总长为39 398 mm，直径为2 680 mm，厚度为20 mm，共有四个鞍座且为对称分布，其中，第三个鞍座为固定鞍座与筒身焊接在一起，其余三个为活动鞍座水平放在地面上并与筒体接触，支撑筒体和介质重量，试验蒸压釜安装示意图如图16 所示。

图16 4 鞍座蒸压釜满水试验现场安装示意图Fig.16 Schematic diagram of on-site installation of full-water test of 4 saddles autoclaves

为方便区分，将图16 的4 鞍座蒸压釜从左至右依次分为四部分，分别为第一段、第二段、第三段和第四段，其主视图如图17 所示。

图17 4 鞍座蒸压釜主视图Fig.17 Main view of 4 saddles autoclave

4.1 测点数量及布点位置

考虑到4 鞍座蒸压釜的对称性，为了减少测点只选取容器的一侧布置应变片，同时，在着重关心位置如筒体与鞍座筋板接触处、筒体与鞍座垫板包角处将应变片布置密一点。为了安全起见，在釜盖法兰和封头连接处、釜体法兰和筒体连接处、齿顶位置以及法兰边缘处均左右对称设置测点监测应力，以验证有限元结果的准确性和可靠性。

各个测点的起止编号、位置、所在筒体、数量以及应变片起止编号如下表4 所示。

表4 测点布置Table 4 Layout of measuring points

4.2 现场测试

整个压力测试包括充水阶段、加压阶段和放水阶段，实时监测满水工况下各测点加压过程中的应力强度，整个测试过程共历时12 h，加压过程为3 h。现场测试图如图18 所示。

图18 4 鞍座蒸压釜满水试验测量现场Fig.18 Measurement site of full water test of 4 saddles autoclave

5 4 鞍座蒸压釜的数值模拟

5.1 几何模型及网格划分

对筒体进行三维有限元建模分析，实体有限元模型见图19。

图19 4 鞍座蒸压釜有限元模型Fig.19 The finite element model of 4 saddles autoclave

模拟时由于蒸压釜只与固定鞍座焊接，其余3个活动鞍座均为接触放置，设置接触面为无摩擦接触。模型网格划分采用solid186 单元，共划分节点数1 762 201 个，单元数473 116 个，4 鞍座蒸压釜有限元网格划分如图20 所示。

图20 4 鞍座蒸压釜筒体部分的网格划分Fig.20 Meshing of 4 saddles autoclave

5.2 载荷与位移边界条件

（1）在圆筒体内表面承受均布载荷P=2.0MPa；

（2）在圆筒体内表面承受液体静压力，当液柱静压力小于设计压力的5%时，可忽略不计；

（3）筒体上的接管承受向外的接管力；

（4）筒体两端横截面上承受等效端面力，

（5）考虑到地震载荷，对筒体施加水平方向的加速度0.15 g（+z）；

（6）考虑到容器自重，对筒体施加竖直方向的加速度g（+Y）；

（7）考虑到中间支座为固定鞍座，在中间支座底面施加全约束；

（8）在其余3 个活动鞍座底面施加竖直约束，限制Y 方向上的位移。

图21 4 鞍座蒸压釜筒体部分的载荷与边界条件Fig.21 Load and boundary conditions of 4 saddles autoclave

5.3 应力分析结果

经过有限元分析计算，得到4 鞍座蒸压釜筒体部分在试验工况下应力分布云图如图22 所示。

图22 4 鞍座蒸压釜应力分布云图Fig.22 Cloud map of stress distribution of 4 saddles autoclave

从上图中可以看出最大应力值出现在筒体与接管c 连接处，对其进行应力线性化分析，评定结果见表5。

表5 4 鞍座蒸压釜应力评定结果Table 5 Stress evaluation results of 4 saddles autoclave

6 试验测试与有限元计算的对比分析

根据压力试验测得的结果结合有限元分析的计算结果，对这两种方法下各个测点处的应力强度进行分析比较。做出两种方法在对称位置处各测点轴向和周向的应力强度结果对比折线图如图23 和图24所示。

图23 有限元解和试验数据的轴向应力结果比较Fig.23 Comparison of axial stress results between finite element solution and test datas

图24 有限元解和试验数据的周向应力结果比较Fig.24 Comparison of circumferential stress results between finite element solution and test datas

根据以上分析，有限元计算与试验测试所得结果在数值上基本一致。

7 结束语

本文对15 鞍座蒸压釜进行了理论计算和数值模拟，并分析比较了两者所得结果，初步验证了有限元法的可行性，接着对4 鞍座蒸压釜进行了试验测试和数值模拟，对比两者所得结果，进一步验证了有限元法求解多鞍座卧式容器的可行性与准确性。