關(guān)于ASME Ⅷ-2附錄5-E多孔板等效方法的討論

萬里平，朱國棟

(1.中國石化工程建設(shè)有限公司，北京 100101；2.中國特種設(shè)備檢測研究院，北京 100029)

符號說明:

E——多孔板在設(shè)計溫度下的彈性模量，MPa；

E*——三角形布管的管板等效為當(dāng)量圓平板后的等效彈性模量，MPa;

Ez*——三角形布管的管板等效為當(dāng)量圓平板后的厚度方向等效彈性模量，MPa;

υ——多孔板的材料泊松比;

υ*——三角形布管的管板等效為當(dāng)量圓平板后的等效泊松比;

η——抗彎剛度系數(shù);

μ*——管帶系數(shù)，同ASME規(guī)范;

h——管板厚度，mm;

p——管心距，mm;

d*——有效管孔直徑，同ASME規(guī)范，mm;

G——多孔板剪切模量，MPa;

G*——三角形布管的管板等效為當(dāng)量圓平板后的等效剪切模量，MPa;

Gz*——三角形布管的管板等效為當(dāng)量圓平板后承受橫向剪切載荷的等效剪切模量，MPa;

KPS——確定管板表面膜加彎應(yīng)力的放大系數(shù)

0 引言

換熱器是石化裝置中最常見的熱交換設(shè)備，隨著裝置大型化，換熱器的規(guī)模也逐漸增大，對于某些超過常規(guī)設(shè)計規(guī)范的換熱器，需要按照分析設(shè)計規(guī)范，采用有限元方法進(jìn)行數(shù)值模擬及應(yīng)力評定[1-3]。換熱器的數(shù)值模擬中，核心內(nèi)容在于管板和換熱管的模擬。采用分析設(shè)計的換熱器通常直徑較大，布管數(shù)量較多，若按照實際結(jié)構(gòu)建立真實管板和換熱管模型，則模型單元網(wǎng)格數(shù)量較大，計算效率較低。世界幾大壓力容器設(shè)計體系中，均采用了將開孔的管板等效為開孔削弱當(dāng)量圓平板的計算方法，對當(dāng)量圓平板計算等效彈性模量E*和等效泊松比υ*，使得等效圓平板與原開孔管板具有相同的剛度和強(qiáng)度。

合理確定等效削弱參數(shù)保證了等效圓平板變形和應(yīng)力結(jié)果的準(zhǔn)確性。OSWEILLER[4]對1948年至1989年期間發(fā)表的關(guān)于等效削弱參數(shù)的61篇研究文獻(xiàn)進(jìn)行了綜述，介紹了等效削弱參數(shù)的理論、試驗基礎(chǔ)和標(biāo)準(zhǔn)采信情況。2014年ASME PTB-7—2014 ASME Ⅷ-1 UHX篇《管殼式換熱器標(biāo)準(zhǔn)釋義》進(jìn)一步介紹了等效削弱參數(shù)的3個研究階段和ASME采信情況。結(jié)合文獻(xiàn)[4]與ASME PTB-7—2014，可以看到：(1)1948年至1959年，針對三角形布管方式，引入抗彎剛度系數(shù)η用以描述開孔對平板變形的影響，發(fā)現(xiàn)等效彈性模量E*和等效泊松比υ*與以下因素有關(guān)，即管帶系數(shù)，板厚，原材料彈性模量和泊松比，以及載荷形式(面內(nèi)載荷或彎曲載荷)，通過試驗確定了管帶系數(shù)μ*=0.285的三角形布管管板，在全布滿和非全布滿等情況下的剛度減弱系數(shù)η，該系數(shù)1965年引入BS 1515—1965《焊接式壓力容器》；(2)1960年至1962年，研究對象仍為三角形布管管板，以h/p=2作為薄管板和厚管板的分界線，對于h/p≥2的平板，載荷形式對于等效削弱參數(shù)影響非常小，此時E*/E和υ*可以表示為管帶系數(shù)μ*的函數(shù)，1966年版的ASME Ⅲ和ASME Ⅷ-2采納了這一研究成果;(3)1963年至1985年，得益于高性能計算機(jī)誕生以及有限元方法的快速發(fā)展，進(jìn)一步研究了四邊形布管管板的等效削弱參數(shù)，提出沿管心距方向和對角線方向的等效削弱參數(shù)不同，并通過試驗及有限元方法給出了0.1

ASME Ⅷ-2(2021版)附錄5-E多孔板的等效方案，總的思路如下：(1)通過Option A/B/C任一方案，得到等效彈性模量E*,Ez*,等效剪切模量G*,Gz*，以及等效泊松比υ*等參數(shù)；(2)計算各向異性等效彈性模量矩陣的E11～E66等參數(shù)；(3)有限元模型中，設(shè)置各向異性彈性模量，載荷邊界條件根據(jù)實際情況進(jìn)行調(diào)整；(4)評定時許用應(yīng)力極限值需引入KPS和μ*作為系數(shù)。附錄5-E中Option A和Option B均給出簡化過程需要的等效削弱參數(shù)，Option C方案是通過數(shù)值模擬得出等效削弱參數(shù)。

近年來，隨著煉化裝置產(chǎn)能快速增長，換熱器的直徑不斷增加，附錄5-E在換熱器的設(shè)計中得到越來越多的應(yīng)用[12-14]。由于附錄5-E中沒有指明Option A和Option B的區(qū)別，工程人員在選擇方案上可能存在疑問。本文對Option A和Option B兩種多孔板簡化方案進(jìn)行探討，并從力學(xué)理論角度分析A與B的區(qū)別，為工程人員進(jìn)行管板簡化提供參考，最后對各向異性和各向同性等效削弱參數(shù)對當(dāng)量圓平板分析結(jié)果的影響進(jìn)行對比研究。

1 Option A與Option B的異同點

附錄5-E的適用范圍為數(shù)量不小于19個開孔的正三角形或正方形均布且垂直開孔的圓形多孔板。前人研究表明，等效削弱參數(shù)與載荷形式(平面內(nèi)載荷或彎曲載荷),h/p，管孔排布形式(正三角形或正四邊形)及管帶系數(shù)μ*等相關(guān)。Option A適用于所有厚度圓平板，不同的h/p對應(yīng)不同的等效削弱參數(shù)，該方案對平面內(nèi)載荷和彎曲載荷情況均適用。Option B的h/p分兩種情況，當(dāng)h/p<2時，采用平面應(yīng)力的參數(shù)，且僅適用于平面內(nèi)載荷；當(dāng)h/p≥2時，采用一般平面應(yīng)變的參數(shù)，考慮了平面內(nèi)載荷和彎曲載荷情況。無論何種方案，對于h/p<0.1，按h/p=0.1取值；對于h/p>2，按h/p=2取值。兩種方案的適用范圍不同，使用方法不同，計算結(jié)果的差異性更關(guān)系到設(shè)計合理性和運行安全，下文以正三角形分布的管板為例，進(jìn)行詳細(xì)討論。

1.1 Option A方案

Option A中，等效削弱參數(shù)E*和υ*是與h/p和μ*的函數(shù)。以正三角形布管的管板為例，E*和υ*與μ*的函數(shù)關(guān)系見式(1)(2)，ASME Ⅷ-2表5-E.1和表5-E.2給出了此兩項關(guān)系式系數(shù)A1～A7，B1～B7的值，取值與h/p相關(guān)。

(1)

(2)

h/p和μ*與以下幾個管板實際幾何參數(shù)有關(guān)：管板厚度h，管心距p，有效管孔直徑d*。文獻(xiàn)[4]認(rèn)為，ASME Ⅷ-2使用的管板等效方法，結(jié)合了O′DONNELL和LANGER的理論，以及SAMPSON和MEIJER的試驗數(shù)據(jù)。文獻(xiàn)[4]給出了MEIJERS的試驗值，見表1。為驗證ASME規(guī)范中等效削弱參數(shù)的來源，通過式(1)(2)，分別計算μ*=0.25和0.33時，不同的h/p對應(yīng)的E*/E，列入表1。

表1 E*/E的MEIJERS試驗值與ASME Ⅷ-2附錄5-E的數(shù)據(jù)對比Tab.1 The comparison of E*/E between experimental data by MEIJERS and data as per Appendix 5-E,ASME Ⅷ-2

由表1的數(shù)據(jù)可以看出,Option A采用的等效削弱參數(shù)與MEIJERS試驗值非常接近，可見該參數(shù)具有試驗數(shù)據(jù)作為支撐。Option A中E*/E計算結(jié)果較試驗值多數(shù)情況偏大。

圖1 μ*=0.25，0.33時，E*/E隨h/p變化的曲線Fig.1 The trend curves of E*/E with variable h/pwhen μ*=0.25，0.33

O′DONNELL[10]給出了SAMPSON的試驗數(shù)據(jù)，圖1示出SAMPSON和MEIJERS試驗數(shù)據(jù)與ASME Option A計算值進(jìn)行對比，可以看出，在h/p>2的范圍內(nèi)，試驗數(shù)據(jù)和Option A計算值非常接近，當(dāng)μ*=0.25時，Option A 取為定值，并大于SAMPSON的試驗數(shù)據(jù)；當(dāng)μ*=0.33時，Option A取值在兩次試驗值附近。

由表1和圖1可以看出，在0.1

表2 ASME規(guī)范中Option A與ASME Ⅷ-2中4.18節(jié)的E*/E計算值對比Tab.2 The comparison of E*/E in Option A and Subsection 4.18 in ASME Ⅷ-2

1.2 Option B方案

Option B給出了計算等效彈性模量E*,Ez*,等效剪切模量G*,Gz*，以及等效泊松比υ*等參數(shù)的公式。對于不同的h/p，按兩種情況處理：h/p<2時，視為平面應(yīng)力狀態(tài)，按式(3)～(5)計算，h/p≥2時，視為一般平面應(yīng)變狀態(tài)，按式(6)～(8)計算。平面應(yīng)力和一般平面應(yīng)變時其他面外等效參量的修正按式(9)(10)計算。

平面應(yīng)力：

E*=E[-0.000710796+0.138017μ*+4.22004μ*2

-7.55885μ*3+7.08667μ*4-2.88588μ*5]

(3)

υ*=0.999804-3.94540μ*+8.47377μ*2-8.02434μ*3

+2.79724μ*4

(4)

(5)

一般平面應(yīng)變：

(6)

(7)

(8)

平面應(yīng)力和一般平面應(yīng)變：

(9)

Gz*=G(0.000209547+3.00960μ*+32.784μ*2

-16.57921μ*3)/(1+34.783μ*-33.7539μ*2

+17.1860μ*3)

(10)

因此，對于μ*一定的管板，不同的h/p，計算得到的E*/E和υ*只有兩組數(shù)值，僅在h/p=2時,E*/E和υ*開始發(fā)生變化。文獻(xiàn)[11]中，對于h/p<2的平面應(yīng)力狀態(tài)，不再考慮h/p的影響，均按平面應(yīng)力狀態(tài)考慮，給出了E*/E和υ*與μ*的關(guān)系，文獻(xiàn)[4]中的表2對文獻(xiàn)[11]的數(shù)據(jù)進(jìn)行了整理。下面采用Option B的公式，計算得到E*/E和υ*的值，與文獻(xiàn)[4]中的相應(yīng)數(shù)據(jù)共同列入表3。

表3 文獻(xiàn)[11]與Option B的數(shù)據(jù)對比Tab.3 The comparison of data between reference [11]and Option B

由表3可看出，對于平面應(yīng)力問題，Option B和SLOT-O′DONNELL給出的E*/E和υ*非常接近，因此可以判斷，Option B與SLOT和O′DONNELL理論結(jié)果有很好的一致性。而一般平面應(yīng)變問題，Option B同樣采用了文獻(xiàn)[10-11]中給出的E*/E和υ*與μ*的函數(shù)關(guān)系，同樣符合SLOT-O′DONNELL理論。

1.3 Option A與Option B的區(qū)別與聯(lián)系

經(jīng)前文分析可知，Option A方案基于O′DONNELL和LANGER的理論成果及SAMPSON和MEIJER的試驗數(shù)據(jù)，Option B方案基于O′DONNELL[11]的理論成果。

對于h/p<2，Option A根據(jù)MEIJERS的試驗數(shù)據(jù)，給出E*/E和υ*關(guān)于h/p和μ*的計算公式，隨h/p和μ*不同而不同，對于h/p>2，取h/p=2的數(shù)據(jù)，即E*/E和υ*僅與μ*相關(guān)，與h/p(主要體現(xiàn)為管板厚度h)無關(guān)；對于h/p<2，Option B認(rèn)為管板處于平面應(yīng)力狀態(tài)，E*/E和υ*僅與μ*相關(guān)，與h/p無關(guān)，h/p≥2，Option B認(rèn)為管板處于一般平面應(yīng)變狀態(tài)，也給出了E*/E和υ*關(guān)于μ*的計算公式，認(rèn)為管板厚度對等效削弱參數(shù)影響不大。

文獻(xiàn)[6]指出，當(dāng)h/p>2，即對厚管板而言，承受面內(nèi)載荷和彎曲載荷時，對等效削弱參數(shù)影響不大，而當(dāng)h/p<2時，面內(nèi)載荷與彎曲載荷對該參數(shù)有所影響。Option B同SLOT-O′DONNELL的理論，平面應(yīng)力狀態(tài)的理論公式推導(dǎo)基于面內(nèi)載荷得出，因此，ASME Ⅷ-2中規(guī)定，Option B方案在h/p<2時，僅適用于承受面內(nèi)載荷的情況，而Option A在h/p<2時的等效削弱參數(shù)基于MEIJERS的試驗數(shù)據(jù)得出，因此Option A無載荷類型的限制。顯然，對于換熱器管板承受管程與殼程壓力且h/p<2時，一般存在面內(nèi)載荷和彎曲載荷，按Option B方案會出現(xiàn)偏差，建議采用Option A進(jìn)行計算。

以下對Option A和Option B進(jìn)行數(shù)據(jù)比較。表4示出了μ*=0.33時，Option A和Option B計算得到的E*/E和υ*與h/p之間的關(guān)系?？梢钥闯?，當(dāng)h/p<2時，兩者差別較大，Option A的E*/E隨h/p增大而降低，Option B的E*/E保持不變；當(dāng)h/p>2時，由于Option A和Option B規(guī)定按h/p=2處理，Option A和Option B計算得到E*/E和υ*相近。

表4 Option A和Option B的數(shù)據(jù)對比Tab.4 The comparison of data between Option A and Option B

2 各向異性彈性模量矩陣

2.1 理論推導(dǎo)

(11)

(12)

(13)

在此基礎(chǔ)上，附錄5-E引入等效剪切模量G*,圓平板z方向有關(guān)的Ez*和Gz*等參數(shù)，可更準(zhǔn)確描述圓平板尤其是厚平板的實際應(yīng)力狀態(tài)。在文獻(xiàn)[11]中，對一般平面應(yīng)變狀態(tài)的管板如何獲得各向異性彈性矩陣的參數(shù)，給出了詳細(xì)的推導(dǎo)。以三角形布管為例，文獻(xiàn)[11]中式(58)～(75)給出了相應(yīng)的力學(xué)關(guān)系，為便于理解，對其進(jìn)行整理(見式(14)～(19))，將其以矩陣形式表示為式(20)。對比式(14)～(16)和式(11)～(13)可知，各向同性與各向異性彈性模量區(qū)別主要在于z方向有關(guān)的Ez*和Gz*等參數(shù)。

(14)

(15)

(16)

(17)

(18)

(19)

(20)

求式(20)中6×6矩陣的逆矩陣，即得到式(21)～(28)所示的，與ASME Ⅷ-2中表5-E.8相似的各向異性彈性模量矩陣。

(21)

(22)

(23)

(24)

(25)

(26)

(27)

(28)

(29)

圖2 模型1-iso的網(wǎng)格模型和邊界條件示意Fig.2 Schematic diagram of grid model and constraintboundaries of Model 1-iso

2.2 各向同性和各向異性彈性模量的區(qū)別

為進(jìn)一步研究各向異性彈性模量矩陣對等效圓平板剛度和強(qiáng)度的影響，建立若干不同厚度h的等效圓平板有限元模型，采用Solid 185單元，平板厚度方向劃分6層網(wǎng)格，原管板正三角形布管，管心距p=52.5 mm，管帶系數(shù)μ*=0.25，管板材料的彈性模量E=1.46×105MPa，泊松比υ=0.3。在圓平板表面施加1 MPa的壓力載荷，約束平板外側(cè)面的節(jié)點在柱坐標(biāo)下的所有自由度，近似模擬ASME Configuration a的位移邊界。分兩種類型設(shè)置削弱參數(shù)：(1)等效削弱參數(shù)E*和υ*；(2)各向異性彈性模量矩陣，目的是考察兩類模型在面內(nèi)載荷和彎曲載荷作用下的變形和應(yīng)力差異，采用Option A計算等效削弱參數(shù)。其中類型1(-iso)的模型設(shè)計數(shù)據(jù)見表5，類型2(-ani)的模型設(shè)計數(shù)據(jù)見表6。以模型1-iso為例顯示有限元模型的網(wǎng)格劃分及邊界條件設(shè)置，見圖2。

表5 模型設(shè)計數(shù)據(jù)(類型1)Tab.5 Design data for models (Type 1)

表6 模型設(shè)計數(shù)據(jù)(類型2)Tab.6 Design data for models (Type 2)

2.2.1 驗證各向異性彈性矩陣的設(shè)置

由式(29)可得：

(30)

式(29)中等式左側(cè),其余5個應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系采用同樣方法驗證，這里不再贅述,因此該模型的材料設(shè)置是正確的。

這里需要說明:(1)由于材料的各向異性彈性模量基于笛卡爾坐標(biāo)系，式(30)在笛卡爾坐標(biāo)系下所有節(jié)點均成立，但對于柱坐標(biāo)系，只有在Y=0°的節(jié)點可以滿足式(30);(2)圖3中第1和第2張圖表明，柱坐標(biāo)下X方向和Y方向的應(yīng)力分布并非完全軸對稱狀態(tài);(3)理論推導(dǎo)過程忽略等效圓平板邊界效應(yīng)對內(nèi)部區(qū)域應(yīng)變應(yīng)力的影響，對于一個無限大的圓平板笛卡爾坐標(biāo)系下的矩陣是適用的，但在實際管板模型中，若圓平板的直徑較小，則邊界效應(yīng)可能會使得平板邊緣的等效應(yīng)變和應(yīng)力偏離正確值。

圖3 柱坐標(biāo)系下的X，Y，Z方向的應(yīng)力分布云圖

圖4 距離中心20 mm節(jié)點的應(yīng)力和應(yīng)變

2.2.2 各向同性和各向異性彈性模量矩陣對應(yīng)力和變形的影響

對類型1和類型2共10個模型進(jìn)行應(yīng)力分析，得到每個模型在柱坐標(biāo)下，Y=0°方向，從管板中心到管板邊緣下表面所有節(jié)點在柱坐標(biāo)下X,Y,Z方向應(yīng)力及Z方向的變形，將同樣厚度的模型作為一組進(jìn)行對比，例如模型1-iso和1-ani為一組，其應(yīng)力結(jié)果和Z方向的變形結(jié)果見圖5,6。

圖5 模型1-iso和1-ani應(yīng)力對比Fig.5 The comparison of stresses betweenModel 1-iso and Model 1-ani

表7列出了同樣厚度的兩類模型之間，X方向(平板中心和平板邊緣)和Y方向(平板中心和平板邊緣)的應(yīng)力以及Z方向(平板中心)變形的數(shù)值對比，從相對誤差可以看出，除去個別偏差較大值外，兩類模型的應(yīng)力和Z方向變形基本隨參量h/p的增加而誤差增加，這與前述理論對比吻合，隨h/p增加，Z方向有關(guān)的Ez*和Gz*等參數(shù)對結(jié)果的影響越大，因此對于厚管板(h/p≥2)的模型，應(yīng)采用各向異性彈性模量矩陣進(jìn)行應(yīng)力計算。

圖6 模型1-iso和1-ani Z向位移對比Fig.6 The comparison of displacement in Z directionbetween Model 1-iso and Model 1-ani

表7 兩類模型應(yīng)力結(jié)果對比Tab.7 The comparison of stresses in the two types of models

3 結(jié)論

本文總結(jié)了前人關(guān)于多孔板等效圓平板的研究成果，介紹了ASME Ⅷ-2附錄5-E中計算等效削弱參數(shù)的兩種方案Option A和Option B的理論來源。其中Option A與前人理論研究成果和試驗數(shù)據(jù)相符，適用范圍廣，無論何種厚度的管板和載荷類型，均可以采用Option A計算等效削弱參數(shù)。Option B區(qū)分平面應(yīng)力狀態(tài)和一般平面應(yīng)變狀態(tài)，更加靈活。而當(dāng)管板處于一般平面應(yīng)變?yōu)橹鲿r，即h/p≥2時，由于Option A和Option B的理論基礎(chǔ)相似，兩種方案得到的等效削弱參數(shù)接近。當(dāng)h/p<2時,Option A和Option B計算得到的參數(shù)偏差較大。對于常見管板多為h/p≥2，平面應(yīng)變狀態(tài)為主。

對ASME規(guī)范各向異性彈性模量矩陣進(jìn)行理論分析，并指出基于笛卡爾坐標(biāo)系的彈性模量矩陣在有限元模擬中應(yīng)注意轉(zhuǎn)換，材料參數(shù)設(shè)置應(yīng)在笛卡爾坐標(biāo)系下使用，并且應(yīng)注意模型的Z向應(yīng)與柱坐標(biāo)Z方向一致。5組圓平板模型對比了各向同性彈性模量和各向異性彈性模量對應(yīng)力和變形的影響，隨著h/p增加，Z方向的削弱參數(shù)對應(yīng)變和應(yīng)力影響增大，因此，管帶系數(shù)μ*=0.25附近，對于h/p≥2的管板，建議考慮各向異性彈性模量矩陣進(jìn)行應(yīng)力分析。