薄板压力容器盖的热-结构耦合有限元分析
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北京工商大学学报(自然科学版)
左右的蒙板,纵横各4块,下蒙板为2mm厚半径为
140
mm的球冠型薄板.球冠型蒙板与侧板之间的
密封槽和密封圈结构对计算影响较小,忽略为球冠型下蒙板与边缘平板直接连接的结构.所有的薄板的连接均采用粘结方式,便于各薄板分别划分网格.
容器盖上附有耳子、安全连锁及钩锁,均焊接在容器盖的侧蒙板上.安全连锁的锁片和锁舌虽是接触关系,但工作状态下二者一直处于接触状态,简化为粘贴关系I钩锁结构的两钩接触面上建立接触对.
容器盖上有通气管和安全卸压装置,因工作压力下这些装置处于关闭状态,故简化模型将其忽略.
鉴于简化后的压力容器盖的对称性,取其一半建立有限元模型,如图1,图2为安全连锁模型图.
图1有限元模型
点的正确联结,从而保证计算精度.如本文压力容器盖就应首先对上下蒙板划分网格,其次是肋板和侧板.
单元边长应小于等于板厚度,或通过建立相似模型进行简单试计算,验证结果的精确性来确定网格大小.在对压力容器盖划分网格前,单独建立上蒙板模型,单元边长设置为2mm,进行100℃恒温热应力分析,ANSYS分析结果位移值与计算结果基本相同,所以设置压力容器盖的单元边长为2mm
即可满足计算精度要求.
耳子、安全连锁及钩锁是主要承力构件,细化耳子与容器盖的连接处以及安全连锁的螺钉和钩锁结构的销钉的网格,从而确保分析结果更加精确.2.2求解及结果分析
2.2.1温度场分析
忽略容器盖向空间辐射的热量及肋板中间空隙的空气对流,下蒙板温度边界条件105℃,外界为40℃空气对流,对流系数为12.5W/(m·℃),环境温度为20℃,稳态分析,结果如图3、图4.
图3热分析整体结果温度
图z安全连锁
2.1.2单元选择及网格划分
一般的有限元计算及分析可采用的单元类型都不只一种,分析时可按照计算要求、载荷情况及预期结果等因素进行选择.
文中模型结构不规则,计算精度要求高,所以选择六节点四面体单元Solid87和二十节点四面体单图4热分析肋板组元结果温度
元Solid92分别进行热分析和结构分析的网格划
2.2.2热应力分析
分.
耳子是压力容器盖与压力容器基座固定和连接
薄板结构的网格划分应当首先从最薄的板开
的装置,设定耳子轴孔各方向位移都为0;因安全连始,依次单个进行,以保证网格的精度要求和边界节
锁的锁舌可在固定的锁孔里沿z、z向滑动,但建模
第24卷第2期张爱梅等:薄板压力容器盖的热一结构耦舍有限元分析
时将其二者之闻的接触简化为粘接关系,即可认为安全连锁的z、z向无位移约束,故设置两个螺钉底面Y向位移为0;钩锁外侧钩底面各方向位移都设为0;设置所有对称截面上的z向约束位移为0。
由于结构复杂,便于结果比较分析,分三种载荷工况进行分析,如表1.
表1载荷工况
分析结果如图5、围6
图5热应力分析结果总位移2.2.3结果分析(见表2)
1)压力分析和热一结构耦合分析结果变形最大值都出现在球冠型下蒙板没有肋板支撑、在受压状态下凹陷的区域,应力最大值都在钩锁结构的钩子上,如图6所示.
图6热应力分析结果密赛斯屈服准则
(Von—mises)平均应力
2)压力分析和热应力分析结果的Y向变形值较大,而z、z向变形值较小,所以压力是容器盖变形的主要因素.
3)温度升高,材料的弹性模量降低,所以薄板结构容器盖的热应力分析结果的应力值反而小于压力分析结果的应力值.
表2计算结果最大值
3结论
1)通过有限元分析,得到了实际工况下的温度场和应力场.使设计者可安全并较准确地在正式投入使用前预知压力容器危险区域,并做相应的防范措施.
2)最大应力值均小于材料的许用应力值520MPa,此容器盖在工作载荷下安全,并可考虑优化结构使其更加经济.
3)对容器盖进行了热应力分析,得出并分析了温度和压力对薄板的压力容器盖的变形及应力的影响,可为类似承压薄板结构的深入研究提供理论参考.
参考文献
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薄板压力容器盖的热-结构耦合有限元分析
作者:张爱梅, 张媛, 孟春玲, ZHANG Ai-mei, ZHANG Yuan, MENG Cun-ling
作者单位:北京工商大学,机械自动化学院,北京,100037
刊名:
北京工商大学学报(自然科学版)
英文刊名:JOURNAL OF BEIJING TECHNOLOGY AND BUSINESS UNIVERSITY(NATURAL SCIENCE EDITION)年,卷(期):2006,24(2)
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本文链接:/Periodical_bjqgyxyxb200602008.aspx