基于彈性分析的膠囊模具局部應(yīng)力分析

戚振劉劍鋒 張彬

（山東省特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院泰安分院)

基于彈性分析的膠囊模具局部應(yīng)力分析

戚振*劉劍鋒 張彬

（山東省特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院泰安分院)

膠囊模具的設(shè)計(jì)工況是膠囊腔設(shè)計(jì)壓力12.63 MPa，因此根據(jù)ASMEⅧ-2的要求需要對(duì)膠囊模具進(jìn)行有限元分析。采用基于彈性分析的應(yīng)力分析法，應(yīng)用ANSYS軟件對(duì)膠囊模具進(jìn)行局部應(yīng)力分析。分析了膠囊模具結(jié)構(gòu)對(duì)應(yīng)力的影響，并根據(jù)ASMEⅧ-2進(jìn)行了應(yīng)力評(píng)定。

膠囊模具設(shè)計(jì)有限元分析應(yīng)力彈性焊接

0 前言

由于膠囊模具的設(shè)計(jì)工況是具有內(nèi)壓，因此根據(jù)ASMEⅧ-2的要求，需要對(duì)膠囊模具進(jìn)行有限元應(yīng)力分析。防止局部失效是ASME規(guī)范[1-3]具有的一個(gè)新特點(diǎn)，該規(guī)范提出了彈-塑性分析和彈性分析兩種不同的方法[4]。本文對(duì)膠囊模具進(jìn)行了基于彈性分析的有限元應(yīng)力分析。

對(duì)模型進(jìn)行有限元分析后，需要評(píng)定一次局部薄膜應(yīng)力強(qiáng)度和一次應(yīng)力加二次應(yīng)力強(qiáng)度，它們應(yīng)依次滿足下列各項(xiàng)對(duì)許用極限的規(guī)定。（1）一次總體薄膜應(yīng)力強(qiáng)度的許用極限為KSm。（2）一次局部薄膜應(yīng)力強(qiáng)度的許用極限為1.5KSm。（3）一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度的許用極限為1.5KSm。（4）一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度的許用極限為3KSm。其中K為載荷組合系數(shù)。根據(jù)本文設(shè)計(jì)載荷組合的情況，K=1；根據(jù)水壓試驗(yàn)條件的載荷組合，K= 1.25。此外，還應(yīng)當(dāng)根據(jù)不同的焊縫區(qū)域考慮焊縫系數(shù)的影響[1,5]。張艷春等[6]運(yùn)用ANSYS軟件進(jìn)行了應(yīng)力分析，并將分析結(jié)果劃分種類。李兵等根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)中各應(yīng)力強(qiáng)度值的限定條件對(duì)應(yīng)力分析結(jié)果進(jìn)行了評(píng)定[7]。

應(yīng)用ANSYS軟件，可對(duì)有限元分析的應(yīng)力特殊位置進(jìn)行路徑線性化[8]。評(píng)定時(shí)的線性化路徑選取原則為：（1）通過應(yīng)力強(qiáng)度最大節(jié)點(diǎn)，并沿壁厚方向的最短距離設(shè)定路徑。（2）對(duì)于相對(duì)高應(yīng)力區(qū)域，路徑沿壁厚方向選取[9]。丁春黎等[10]認(rèn)為，利用計(jì)算機(jī)的快速計(jì)算能力、計(jì)算處理方法的原理，能夠簡化試算過程，提高計(jì)算準(zhǔn)確性。楊德生等[11]在應(yīng)用應(yīng)力線性化原理進(jìn)行壓力容器分析設(shè)計(jì)時(shí)，優(yōu)先選取路徑的起始點(diǎn)和終止點(diǎn)。上述這些文獻(xiàn)為本文應(yīng)用ANSYS Workbench進(jìn)行應(yīng)力分類提供了依據(jù)。

1 設(shè)計(jì)參數(shù)

膠囊模具材料為SA-266M/SA-516M，其中膠囊腔設(shè)計(jì)壓力為12.63 MPa，介質(zhì)為蒸汽，蒸汽室設(shè)計(jì)壓力為2.0 MPa，蒸汽室設(shè)計(jì)溫度為215℃，腐蝕余量為1 mm，芯模、模殼環(huán)焊縫焊接接頭系數(shù)為0.9。

2 膠囊模具下部分有限元應(yīng)力分析

根據(jù)模型的結(jié)構(gòu)與載荷分布特點(diǎn)，為了全面分析膠囊模具下部分的應(yīng)力分布，并提高效率、減少計(jì)算量，取1/8模型進(jìn)行分析。該模型主要采用六面體網(wǎng)格劃分的方法。分析模型及網(wǎng)格劃分情況如圖1所示。其中，下模殼外部網(wǎng)格單元數(shù)為53 941，節(jié)點(diǎn)數(shù)為202 570；下模芯網(wǎng)格單元數(shù)為23 080，節(jié)點(diǎn)數(shù)為83 379。

圖1 網(wǎng)格劃分

在對(duì)稱面上施加對(duì)稱邊界條件，軸線位置處軸向位移為0。下模殼在設(shè)計(jì)條件下受到的載荷主要有蒸汽室內(nèi)設(shè)計(jì)壓力2.0 MPa，以及橡膠在膠囊腔中轉(zhuǎn)移壓力12.63 MPa，溫度為215℃。下芯模在開模條件下受到的載荷有上芯模重力1 272.85 N，活塞桿向上作用力33 375 N。由于模型為芯模的1/8，故所受載荷為實(shí)際載荷的1/8，溫度為215℃。載荷施加如圖2所示。

此次分析，載荷的施加嚴(yán)格按照設(shè)計(jì)條件下的參數(shù)施加。對(duì)模型的靜力分析結(jié)果如圖3所示。由有限元分析的應(yīng)力分布云圖可見，下模殼大部分區(qū)域的應(yīng)力都在116.87 MPa以下，只有在局部區(qū)域存在應(yīng)力集中。由于下膜殼的結(jié)構(gòu)中尖角較少，因此應(yīng)力過渡較好，其中有限元分析最大應(yīng)力強(qiáng)度為175.3 MPa。下芯模上部所受應(yīng)力非常小。由于在下芯模內(nèi)部存在凹陷的直角，結(jié)構(gòu)中沒有圓角過渡，故該處存在較嚴(yán)重的應(yīng)力集中。該處可以通過增加圓角來改善受力狀況。下芯模的有限元分析最大應(yīng)力強(qiáng)度為68.32 MPa。

圖2 載荷施加

圖3 應(yīng)力分布云圖

根據(jù)《ASME鍋爐及壓力容器規(guī)范》第Ⅷ卷第二冊(cè)《壓力容器建造另一規(guī)則》的要求，評(píng)定時(shí)應(yīng)區(qū)分焊縫處與非焊縫處，并應(yīng)根據(jù)載荷條件選取不同的載荷組合系數(shù)。具體評(píng)定數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 設(shè)計(jì)條件評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)

根據(jù)技術(shù)參數(shù)，針對(duì)膠囊模具下部分進(jìn)行應(yīng)力評(píng)定。經(jīng)分析，下模殼最大值應(yīng)力處為局部應(yīng)力，且為175.3 MPa＜185 MPa，因此下模殼不需要進(jìn)行應(yīng)力的路徑線性化也滿足要求。同樣，下芯模最大值應(yīng)力為68.32 MPa＜137 MPa，因此下芯模不需要進(jìn)行應(yīng)力的路徑線性化也滿足要求。其余各分析部位應(yīng)力也均滿足要求。

3 結(jié)論

利用ANSYS中的Static Structural模塊，分析膠囊模具下部分的機(jī)械特性，得出如下結(jié)論：下模殼受力比下芯膜受力大，都存在較大的應(yīng)力集中。分析下模殼和下芯模結(jié)構(gòu)發(fā)現(xiàn)，下模殼結(jié)構(gòu)圓角較多，受力較均勻；下芯模結(jié)構(gòu)無圓角，應(yīng)力集中明顯。應(yīng)加厚下模殼上部應(yīng)力較大處，加大圓角；下芯模上部受力較小，故下芯模上部厚度也可較小，但也應(yīng)在應(yīng)力集中處增加過渡圓角。通過有限元分析，改進(jìn)后的膠囊模具受力均勻，用料少，加工簡單。因此采用有限元法，可以對(duì)壓力容器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化分析?？傊?，結(jié)合依據(jù)的標(biāo)準(zhǔn)和相關(guān)手冊(cè)的常規(guī)設(shè)計(jì)方法，在保證安全性和創(chuàng)新性的基礎(chǔ)上，采用有限元法，對(duì)標(biāo)準(zhǔn)和法律法規(guī)允許范圍內(nèi)的特種裝備的結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化及改進(jìn)，有利于提高裝備的使用效率，降低能耗和制造成本。

[1]2007 ASME Boiler&Pressure Vessel Code,ⅧDivision 2,Alternative Rules for Construction of Pressure Vessels [S].USA:ASME，2007.

[2]2007 ASME Boiler&Pressure Vessel Code,ⅧDivision [S].USA:ASME，2010.

[3]2007 ASME Boiler&Pressure Vessel Code 2011a AddendaⅧDivision 2,Alternative Rules for Construction of Pressure Vessels[S].USA:ASME，2011.

[4]沈鋆.ASMEⅧ-2中防止局部失效評(píng)定方法的原理[J].化工機(jī)械,2013,40(2):146-148.

[5]鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)：JB/T 4732—1995[S]. [6]張艷春,于國杰.壓力容器分析設(shè)計(jì)及其工程中的應(yīng)用[C]//第十五屆中國海洋（岸）工程學(xué)術(shù)討論會(huì)論文集. 2011:1430-1434.

[7]李兵,何正嘉,陳雪峰.ANSYS/Workbench設(shè)計(jì)、仿真與優(yōu)化[M].北京:清華大學(xué)出版社,2013.

[8]王崧,劉麗娟,董春敏譯.有限元分析——ANSYS理論與應(yīng)用[M].3版.北京：電子工業(yè)出版社，2008.

[9]劉敏珊,董其伍,劉彤.過程裝備特殊零部件應(yīng)力分析[M].北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2009.

[10]丁春黎,張立新.計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)外壓容器[J].計(jì)算機(jī)與應(yīng)用化學(xué),2007,24(3):348-350.

[11]楊德生,繆正華,趙國臣.應(yīng)力線性化原理在壓力容器分析設(shè)計(jì)中的應(yīng)用[J].化工裝備技術(shù)，2010,31 (1):21-22.

Local Stress Analysis Based on Elastic Analysis of Capsule Mold

Qi ZhenLiu JianfengZhang Bin

The design pressure of capsule cavity is 12.63 MPa,and the finite element analysis of capsule mold is required according to ASMEⅧ-2.Based on elastic stress analysis,the ANSYS software is used to analyze the local stress of the capsule mold.The influence of the capsule mold structure on the stress is analyzed,and the stress is evaluated according to ASMEⅧ-2.

Capsule mold;Design;Finite element analysis;Stress;Elasticity;Welding

TQ 050.1

10.16759/j.cnki.issn.1007-7251.2017.02.004

2016-07-13）

*戚振，男，1988年生，碩士，檢驗(yàn)員。泰安市，271000。