反应器斜插切向弯管接口相贯结构优化及制造技术

陈孙艺

(茂名重力石化装备股份公司，广东茂名 525024)

0 引言

由流化床(含鼓泡床、喷动床等)组成的循环双流化床更有利于载体颗粒的均匀和充分接触，以及物料颗粒的连续大通量循环，因此被较为广泛地应用在化学链技术中，其气固分离多采用基于离心力原理的旋风分离器[1]。文献[2]中采用多段序贯聚合法模拟一种新型的丙烯气相聚合反应过程，基于试验研究和模拟结果，进一步考察反应器中循环的颗粒流动特性对聚合反应的影响。图1[3]示出的流化床聚合反应器为一台质量480 t、高度65 000 mm的大型设备，主要由旋转壳组成的提升、沉降两个反应区组成。物料从提升段顶部中间出来后进入连通大弯管内，再从另一端流出，通过斜插切向弯管进入沉降段上部。反应器筒体最大内径3 400 mm，壁厚125 mm，大弯管内径1 400 mm，壁厚32 mm，设计压力4.2 MPa，设计温度-45～150 ℃，主体材料09MnNiDR[3]。综合设计压力、反应器高度及设计温度下材料屈服强度的降低等因素，反应器室温卧式耐压试验压力为6.2 MPa。该反应器于2010年初开车成功，其中的斜插切向弯管是实现颗粒流动特性的关键结构(不是常见的结构)，其与沉降段上部的相贯线呈一枚尾部摆弯的泪滴形，该异形开孔及其接管未见出现在其他承压设备中，需要开发专有技术进行结构优化设计及制造。

(a)结构示意

(b)设备实物

1 斜插切向入口的结构设计

1.1 筒体开孔补强形式

1.1.1 补强结构

文献[4]中分析内压作用下圆筒体环向斜插接管的应力及变形位移时，充分利用Solidworks建模并进行前期的应力分析，得到理想的模型后,导入ICEM划分全六面体网格，再用Ansys分析计算和线性化处理，这样可以利用三个软件的优点，避免在Ansys中多次重复修改模型，高效获得图2(a)[4]所示的结果。由于补强圈的结构不连续，会引起明显的应力和变形分布不均匀，最大应力位于补强圈与筒体相焊处外壁。图2(b)[5]示出圆筒周向相切开孔接管结构，相贯焊缝是从对接坡口逐步过渡到角接坡口的形式。文献[5]中运用Ansys软件，采用三维实体有限元法，对内压和管端力矩作用下的受载进行应力计算与强度评定,发现最大应力位于相贯处筒体内壁。

图2 圆筒体环向斜插直管

图1中，斜插切向相贯开孔筒体外径Do=3 650 mm，内径Di=3 400 mm，则:

k=Do/Di=1.07<1.2

(1)

由式(1)可知，其属于薄壁容器。另外，弯管Do=1 650 mm，Di=1 400 mm，则:

k=Do/Di=1.18<1.2

(2)

因此弯管也属于薄壁壳体。斜插切向开孔连接结构如图3(a)[3]所示，开孔的长轴方向与圆筒轴线不是垂直的，因而开孔并非具有最小的应力集中。其结构功能以及有别于图2结构的差异性，不但表现在图2(b)所示相贯焊缝从对接到角接的逐渐扭转变形坡口，而且相贯线整体呈弯曲泪滴异形，需要开发专有技术对其相贯结构精度及强度进行优化设计。为了避免补强圈焊接变形进一步叠加到相贯结构焊接变形，影响旋风分离效果，斜插切向开孔采用图3(b)所示整体补强的形式，经过联合攻关进行模拟焊接的有限元分析，可以预测大型厚壁筒体斜插弯管接头的应力特征[6]，从而控制产品质量。

图3 斜插切向相贯结构示意

1.1.2 补强分配

开孔段筒节因采用整体补强的形式而增厚，如果斜插切向弯管与筒节壁厚相同，可以实现两者相切区域在内、外壁面都平滑连接，避免两者厚度变化引起的应力集中和异形开孔引起的应力集中叠加。为了充分发挥接管的补强作用，接管的长度略为超出通常有效的补强范围，同时利用筒节和接管两者的整体补强。

1.1.3 补强的计算校核

根据非常规大开孔的结构形状，把实际的异形大开孔适当地进行虚拟设计，等效为常规的圆孔初步设计。等效圆孔直径的确定方法,一是包络整个异形孔的大开孔法;二是等开孔面积法;三是等开孔周长法。最后综合几种方法，结合工程经验分析确定。

采用常规设计技术对等效圆形大开孔进行强度校核和补强设计，只能提出开孔相贯的初步设计，再通过数值模拟实际大开孔在运行工况及耐压试验压力下的应力状态。传统开孔补强技术一般是筒节的整体补强为主，接管的整体补强为辅。依据极限分析的理念，除了控制最大应力，使结构临界许可的承载极限，还应改善连接结构为应力强度趋于均匀的等强度满应力承载结构。当调整筒节的壁厚时，接管的壁厚也随之改变，极限分析的补强校核过程需要多次迭代计算，直到壳体壁厚尽量减薄，接管的补强作用充分发挥，这样能降低制造成本。模型构建时，首先用壳体单元对整个反应器进行整体分析；然后对局部关键部位采用三维实体单元分析；最后完善开孔相贯的优化设计，见第4.1节。

1.1.4 补强的验证

在分析中,首先通过局部模型分析调整结构尺寸；再通过设备整体模型分析校核进行数值试验验证。在产品耐压试验时，还通过电阻应变片检测实际大开孔连接结构的外表面应力，分析其应力分布规律和应力水平。通过与数值模拟所得表面应力的对比，评估结构强度的合理性，加深对两种技术方法的认识。

1.2 补强接管质量技术要求

除了对筒体和接管材料性能及无损检测等常规要求外，还有如下要求：(1)GB/T 150.3—2011《压力容器 第3部分：设计》中第6.6条的补强分析法只适用于径向平齐接管，要求相贯焊缝的焊脚尺寸不小于结构名义厚度的1/2，按此推理非径向接管相贯焊缝的焊脚尺寸应该更高，这里为了避免相贯结构过多的焊接引起结构变形，相贯处表面拐角的圆弧半径取值超出标准要求，降低了焊脚高度并通过了校核；(2)提升、沉降两个反应区的连通弯管经优化后的壁厚是两个明显不同的数值，因此，将斜插切向弯管与连通弯管设计成等内径但不等厚的两段，其连接结构适当考虑了强弱过渡的需要；(3)斜插切向弯管与连通弯管通过法兰连接时，密封面所在空间平面在设备安装后是一个倾斜面，为了保证连接紧密性，需要对法兰密封面提出形位精度要求。

2 斜插切向入口的制造技术

为了便于讨论，将这一特殊的连通结构分为圆筒体、斜插切向弯管以及两者的相贯结构(即焊缝)三部分。

2.1 开口加工

高精度地保证旋风分离段入口的形状尺寸，对提高旋风分离段内部流场的稳定性、降低分离段的压降和保证分离高效率有着显著的作用。斜插切向弯管与分离段的相连结构不具有空间对称性，成为产品制造一大难题。在传统的制造工艺中，入口管加工坡口与筒体上的开孔都是用划线、手工切割、人工修磨的方法，制造精度较差；在两者组对后的坡口间隙往往很不均匀，增加了焊接的难度，并且焊接变形大，入口管端部无法达到与旋流环壳的组对精度。为此建造了图4[7]所示用于大型筒体厚壁面上切割开孔的专用工装，包括位于筒体上方的火焰切割机、承载筒体转动的滚轮架及多功能组件、控制火焰切割方位的多轴调控器。通过编程数控使筒体的转动与切割机沿筒体轴线的移动相配合，即可确定火焰的点轨迹，完成自动切割加工[7]。

图4 筒体开口切割机结构示意

2.2 焊接模拟分析

大直径薄壁壳体与大直径接管组焊时壳体容易凹陷变形[8]，即便是厚壁壳体对接焊接也会出现某些变形，对此通常采用双侧对称坡口焊接来减少结构变形。文献[9]针对高温气冷堆压力容器的马鞍形接管焊接，采用有限元法模拟坡口形式及焊接道数对残余应力、应变的影响，结果表明，采用双U形坡口多道焊，焊后焊缝具有最小的残余应力及应变，优化工艺可保证筒体的圆柱度≤8 mm。由于接头形状特殊，气化炉大型插入式斜接管与筒体的焊接熔敷金属量大，是气化炉制造的难点之一，文献[10]中介绍了用于气化炉斜接管与筒体接头的埋弧自动焊工艺以及焊接变形控制技术的要点，分析了接头焊接特征，对产品接头的焊接从开孔、装配、预热后热、层间温度控制、焊接工艺、变形控制和变形实时检测以及最终的检查结果作了较全面地讨论。这些成果肯定了类似的重要焊接施焊前进行模拟分析的重要性。

图5 筒体端面焊接完成后的变形情况

针对该筒体斜插切向弯管接头焊接的特点和关键所在，笔者所在单位联合高校开展了优化焊接攻关[6，11-12]，应用Ansys有限元软件，建立壁厚125 mm的大型结构焊接变形有限元计算模型，首先研究了多道焊过程应力有限元快速预测模型，通过比较简化焊道数、简化移动热源及两者都简化的3种模型的结果，确认简化焊道数模型对于焊道数较多、焊接时间较长的接头的过程应力可能具有更大的影响。在此基础上，进一步分析了筒体斜插切向弯管接头焊接时弯管与厚壁筒体间相对距离、筒体圆度变化及接头的位移演变过程。结果表明：弯管位移以及厚壁筒体两侧圆周上的圆度改变在焊接与冷却过程中呈相反状态，而厚壁筒体两端的圆度变化率也有着明显差异；坡口下端最终会产生相对较大的收缩；冷却阶段初始可适当降低冷却速率，以减小焊接变形。具体如图5[11]所示，在焊接中，因焊缝膨胀，筒体两侧端面圆周产生了类似凹陷变形，而在冷却过程中，原凹陷部位逐渐外凸，并带动整个圆周由压扁状态转变为拉长状态。这些结果对保证反应器产品质量具有参考价值。

2.3 焊接对策及高效施焊

针对模拟分析及焊接变形对接管密封面产生不利的影响，笔者所在单位编制了精密制造的技术对策[13]，取得了图6[3]所示的组对效果，具体方法是应用软件技术建立斜插切向弯管与筒体焊接坡口的三维模型，通过模型检查并调整坡口间隙，应用数控机构按三维模型整体制造保证尺寸形状准确，优化了相贯的焊接结构，提高了制造精度和质量。建造了用于筒体上异形焊缝轨迹的焊接装置，能够灵活地沿不规则焊缝轨迹移动，而且方位调节组件能够任意方向、任意角度灵活地微调夹具以及焊机，焊接成型质量好，提高了效率。

图6 斜插切向弯管组对效果

3 分离段连接结构应力强度分析

3.1 耐压试验过程应变测点分布

基于应力分析和工程经验，对受载的相贯结构进行测试时，应加密检测应力水平相对较高的区段，制定了图7的计划后,实施见图8，测点数共57个，编号1的测点位于图7(a)中相贯线的小端处。把图7(a)相贯焊缝通过虚线分为肘侧的上半部分和肩侧的下半部分，再把上半部分分为长度大约相等的3段，前后两段的测点较密而且位于焊缝熔合线旁，其余的测点较疏而且位于焊缝旁的筒体上且与焊缝有20 mm的间距。考虑到弯管的结构因素，在弯管上靠近相贯焊缝距离为200 mm的外壁也布置了3个点，方位及序号分别为外拱上的58、中性线上的59、内拱上的60。

(a)相贯焊缝测点

(b)弯管测点

图8 相贯焊缝局部测点状况

同时，在筒体上远离接管和焊缝处也布置了2个点，序号分别为61，62，目的是了解筒体的强度情况。各测点的相对位置以筒体端面为基准，部分测点的方位如表1所示，便于分析计算。

表1 部分开孔测点坐标

3.2 筒体应力强度分析

3.2.1 基于应变检测的应力强度

应力强度计算公式为：

(3)

(4)

式中，σ1为周向应力，MPa；E为筒体材料弹性模量，MPa，取E=2.06×105MPa；μ为筒体材料泊松比，取μ=0.3；ε1为周向应变；ε2为轴向应变;σ2为轴向应力，MPa。

粘贴应变片时，使0°-45°-90°应变花的0°应变片保持与圆筒体周向一致。筒体测点的应变检测值和应力强度计算结果如表2所示。

表2 筒体的应变值和应力强度

由表2可以看出，耐压试验全程中2个测点测算的应力之间都存在一些差异，在设计压力4.2 MPa下，周向应力σ1相差约10%，轴向应力σ2相差约9%；而且全程的周向应力都小于2倍的轴向应力，在设计压力4.2 MPa下，测点61，62的周向应力均比2倍的轴向应力小约15%。

3.2.2 基于理论的筒体应力强度

筒体内壁上应力计算公式为：

(5)

(6)

筒体外壁上应力计算公式为：

(7)

(8)

式中，σiθ为内壁周向应力，MPa；p为试验压力，MPa；Ri为筒体内半径，mm,Ri=1 700 mm；Ro为筒体外半径，mm,Ro=1 825 mm；t为筒体壁厚，mm,t=125 mm;σiz为内壁轴向应力，MPa；σoθ为外壁周向应力，MPa；σoz为外壁轴向应力，MPa。

筒体应力的理论计算值如表3所示。

表3 筒体应力理论计算值

由表3可知，由于壳体壁厚明显，内、外壁表面应力存在一些差异，又由于壳体属于薄壳，应力差异不大，在设计压力4.2 MPa下,周向应力、轴向应力均相差约4%。

3.2.3 筒体应力强度比较分析

比较表2与表3可以看出，测试结果与理论计算中周向应力存在一定差异，在设计压力4.2 MPa下，测点62相差约15%。该段筒体最终最大与最小直径之差为14 mm，约为筒体内直径的0.4%，推测周向应力的差异是该圆度偏差在内压作用下趋圆、给壁面附加了一些应力所致，这对筒体几何精度要求有一定的参考价值。在设计压力4.2 MPa下，测点62的轴向应力与理论计算值完全一致，均为27.5 MPa。因此，综合判断该段筒体应力与理论计算值基本一致，对该异形开孔的筒节和接管两者的整体补强设计达到优化状态。

3.3 相贯结构应力测试及其强度分析

耐压试验压力4.2,6.2 MPa下各测点全过程的最大应力分布曲线如图9所示，该最大应力不是与圆筒体周向一致的应变片所测算的应力，而是通过式(9)计算的应力。

(9)

式中，σmax为最大主应力，MPa；ε1为沿圆筒体周向的应变;ε2为沿圆筒体轴向的应变;ε3为与圆筒体周向成45°角的应变。

需要说明的是，一方面，在图8(a)中周长达8 m 多的相贯线上，前段的2～28号共27个密集测点只占约2 000 mm的周长，后段的30～39号共10个密集测点只占约1 500 mm的周长，其余20个测点则占了近5 000 mm的周长，除了两段密集测点是等间距布置的外，其余测点是以较宽的不等间距布置的，但是为了简化制图，在图9横坐标中所有测点都是等间距标记的，相当于将其余20个测点的横坐标间距压缩了；另一方面，密集测点粘贴在强度较高的焊缝熔合线边缘，其余20个测点粘贴在离熔合线20 mm的筒体上，筒体相对焊缝的强度低，同等内压下表现出较大的应变，基于同样的弹性模量就可计算出较高的应力水平。以上对坐标横向压缩和纵向数值拔高的结果使得图9的曲线很不圆滑，这只是反映了焊缝和筒体不同结构绘制在一起的应力情况，实际的应力波动并非如此激烈。

图9 内压下的测点应力曲线

分析图9可以看出：(1)测点2～19、测点35～40 以及测点47～53，这3个区段有比较高的应力水平，其中前两个区段是密集检测段，较高应力水平所在位置与有限元分析结果一致，而第3个高水平区段是图7(a)的肩部中段，筒体相对焊缝的强度低，因而测得较大的应变，在计算筒体的应力水平时采用了与焊缝相同的弹性强度，才表现出较高的应力水平；(2)测点41～43的应力水平较低，是图7(a)的肩部后段，也与有限元分析结果一致；(3)测点35是筒体上开孔位置的最高点，在其之前的两条曲线间距明显，表现出对内压的敏感性；测点35之后的两条曲线间距很小，表现出对内压的不敏感，分析认为是结构变形协调的结果。

由此可见，耐压试验中开孔相贯区域应力状况非常复杂，影响因素较多。因为开孔破坏了壳体材料的连续性，削弱了原有的承载面积，在开孔边缘造成应力集中，弯管使开孔区域的总体结构不连续，在内压的作用下变形已不一致，再加上大弯管传递过来的力矩作用，各结构在变形协调过程中也产生边缘应力。同时，通过焊缝连接在一起的焊缝结构尺寸(如焊缝高度、过渡圆角等)会形成局部结构不连续，从而形成局部不连续应力。相贯结构的焊缝厚度比较厚，焊缝处的焊接残余应力比较大。斜接管相贯结构扭转变形坡口和整体弯曲泪滴异形的复杂性致使主应力方向不一定与筒体的周向应力和轴向应力一致；加上焊缝全周长的余高难以一致；而且焊缝表面修磨圆滑过渡的圆弧半径也是变化的；由于监检的需要，耐压试验中不允许在焊缝表面密集覆盖应变片等遮盖物，所以图9的检测结果无法反映实际情况，仅存参考意义。

4 连接结构的优化设计探讨

文献[14]中依据受压圆筒爆破试验得到的数据，对极限载荷法、应力分类法的结果进行了分析，并对两种方法的相对安全性进行了比较。同时，对于应力分类法中的一次局部薄膜应力以及薄膜应力加弯曲应力的强度条件进行了讨论。但是，本案例无法对反应器实物进行爆破试验，已进行的产品耐压试验检测所经历的压力尚不足以进行结构的极限承载能力分析，为更全面深入地掌握斜插切向弯管相贯结构的强度情况，为同类反应器的设计提供优化依据，在已有建造技术的基础上，沿着轻量化设计技术和结构改善设计两个方向进一步探讨优化设计方法。

4.1 相贯处的有限元轻量化分析

4.1.1 分析模型

基于环壳开孔连接结构应力测试结果，分析确定原结构强度较弱和强度富余所在方位，结合轻量化设计的主要结构对象，确定只对接管和沉降段顶部壳体建立如图10所示的实体模型，模型中沉降段顶部封头的开孔封闭，接管端口以标准椭圆封头封闭。在载荷上适当简化，基于开孔补强主要恢复壳体抵御内压的作用，假设图1设备顶部的大弯头完全承受了各种力矩作用，图10(a)模型忽略接管端部的外来力矩，模型只受到内压的作用；模型边界方面，在筒体的下端面施加固定约束，限制其轴向位移、周向旋转。采用实体单元对模型结构进行网格划分，如图10(b)所示。

图10 相贯连接处有限元分析模型

4.1.2 通过模型对已有结构的塑性极限内压分析

JB 4732—1995《钢制压力容器——分析设计标准》(2005年确认)附录B中规定了实验应力分析方法，虽然这一方法有一定的难度，但这是实现结构轻量化设计的技术手段，况且JB 4732—1995中B.5.1条为操作简化提供了缩小比例模型的指引，通过事先的数值模拟极限分析又能够指引试验模型的准确构建，因此数值模拟也是达成结构轻量化设计的技术基础。

(a)内压8.4 MPa下非线性应力分布云图

(b)内压4.2 MPa下线性应力分布云图

基于反应器的几何尺寸及耐压试验应力分析，采用1∶5模型及常用的16MnR进行试验，材料定义为近似理想弹塑性，常温屈服强度ReL及设计应力强度Sm分别为为325，188 MPa，在屈服后设有一定的强化段。估算以相对高的内压(例如12 MPa)对模型进行非线性应力分析，所得Mises等效应力云图如图11(a)所示，图示肘侧局部首先屈服。搜索该部位外表面应力水平较高的几个节点，往往也是位移或应变较大的点，依据这些点的受载历程绘制位移-载荷曲线。然后参考设计标准中确定极限载荷的实验应力分析方法和文献[15]综述的方法(包括双倍斜率法、双切线法、零点曲率法等)，在曲线图上应用这些方法分别求取模型的极限内压，从三者中选取最低数值8.28 MPa 作为结构模型的极限内压，并标记这一最低极限内压的求取方法是双切线法，以便在实物试验时同理使用。

4.1.3 安定性分析

JB 4732—1995中第5.4.2.1条规定“若载荷不超过结构塑性极限载荷的2/3，则结构具体部位上不需要满足第5.3.1、5.3.2与5.3.3条许用值的有关规定”。基于设计内压4.2 MPa与模型的极限内压8.28 MPa之比约为0.51，即小于2/3，因此应力强度SⅠ，SⅡ,SⅢ免于校核，但对于第 5.3.4条规定的”一次加二次应力强度SⅣ的许用极限为3Sm”，尚需校核结构的稳定性。

在图10(a)模型内表面施加4.2 MPa的内压，得到该内压作用下模型的弹性名义应力分布见图11(b)。对于筒体上的开孔而言，与筒体轴线平行并且挖去金属最多的截面是较为危险的截面，故对各图中最大应力点处及筒体开孔最大截面处，贯穿筒体壁厚分别取线性化路径SCL_01，SCL_02进行应力线性化处理。分别获得：SⅣ(SCL_01)=348.3 MPa，SⅣ(SCL_02)=254.3 MPa。

该两条路径的SⅣ均小于3Sm(564 MPa)，表明在设计压力4.2 MPa作用下，强度明显的富余，结构是安定的。

4.1.4 通过实物的极限内压分析进行新设备的轻量化设计

基于已有结构的极限内压有限元分析，所得极限内压明显高于反应器实物的耐压试验压力，对于设计压力的安全系数为8.28/4.2=1.971>1.5，也就是说,如果材料安全系数为1.5，还有一定的裕度。无论是极限内压分析,还是安定性分析,都表明结构值得优化设计。因此,可以减薄模型的壁厚,重新进行极限内压分析，直到极限内压接近反应器的设计压力。

在此基础上，制造一件与有限元分析模型相同的实物，但是实物应在图10(b)模型结构的底部焊上与顶部相同的封头，使实物底部和顶部一样能承受同等内压的作用，进行极限内压的实物试验分析，同理绘制曲线图，用模型极限内压求取的双切线法方法和JB 4732—1995(2005年确认)中附录B规定的双倍斜率法分别求取实物的极限内压，从两者中选取数值较低的极限内压，作为实物的试验极限内压。这一实物试验有待实际工程需要时进行。

需要注意的是：第一，反应器设计的极限内压应是实物的试验极限内压乘以设计温度下材料屈服点与试验温度下材料屈服点之比值；第二，这里的模型极限内压和实物的极限内压求解过程都未考虑外来力矩对相贯结构的作用。实物测试和模型模拟的应力水平存在一些差异，主要是测试的整体模型与模拟的局部模型之间，以及材料实际性能与标准材料性能之间的差异所致，特别是数值模型未能整体构建反应器整体模型，其开孔接管端部未能施加来自环壳的力矩载荷。

4.1.5 分析讨论

从图11(a)可以看出，较大应力分布所在处与图7(a)中相贯处的前段密集测点和后段密集测点所在位置吻合。从图11(b)可以看出，在弯管切入筒体的尖角处有较大的应力集中，最大应力点的位置与图11(a)中进行极限分析考虑材料的弹塑性时，出现的位置靠近又略有不同，这与输入模型的压力及所采用的设计方法有关。

4.2 相贯结构的全对接形式

出现裂纹是异形开口接管焊接结构最危险的失效形式。在图10(a)模型内表面施加6.2 MPa的内压，得到耐压试验压力作用下模型的弹性名义应力分布，发现在接管与筒体的内缘处有小范围的材料发生了屈服，前面已证明在设计压力下结构是安定的，因此相贯结构的材料得到充分利用。焊接接头设计除了考虑有效降低应力集中、减少焊接变形等缺陷外，也要便于施焊与检查。文献[16]中通过对旋风分离器切向进料接管焊缝泄漏修复的分析，发现焊缝泄漏是由于切向接管与容器间焊接接头设计不合理，空间施焊和检测困难，难以保证焊接质量所致。图6所示的三维变空间相贯结构在理论上是多层嵌套的，除了指焊接接头形式从对接到角接的渐变，也指相贯焊缝整体呈一枚尾部摆弯的泪滴形，还指相贯焊缝局部的每一段结构形状都是独特的，没有两段在形状上是完全重复的，这对无损检测工艺技术来说也是一个丰富的课题。因此尚有改善必要，技术方向就是参照图12中3个已普遍应用的形式，接管通过凸缘与壳体开孔对接焊接。改进后要注意的是，图12(b)中拐角半径r的取值仍应适宜取小值，以免对接凸缘的b值过大，既避免已成为部分壳体结构的凸缘材料及其强度是否与圆筒体一致的问题，又可避免弯管的锻坯尺寸过大、难以保证质量的问题。

图12 接管相贯处的凸缘结构

相贯接头进一步优化的结构设计也需要优化的制造技术来实现，接管凸缘与壳体的对接接头与图6所示相贯结构大部分角接接头相比又存在新的技术难题，类似图12所示相贯结构全部都是比圆筒体上纵、周向焊缝刚性更强的对接接头，其施焊后的降温过程将使整圈焊缝引起强烈的收缩，进而使任一段焊缝两侧都受到壳体和接管凸缘强烈的拉伸作用，容易产生裂纹。

5 结论

文中反应器循环连通管接口异形相贯结构个性特殊，就其结构的设计、制造及检测等主要建造过程的优化可得到如下结论。

(1)圆筒体上斜插切向相贯开孔连接弯管的整体补强，以及弯管与圆筒等壁厚结构优化设计，通过了有限元数值模拟分析校核和耐压试验检测。内压作用下沿整圈相贯线焊缝检测计算的应力分布曲线，显示相贯焊缝靠近大端的肘侧一小段表面有较高水平的应力分布，靠近小端的肘侧一小段表面也有次高水平的应力分布，其所在位置与有限元数值模拟分析结果一致。综合判断筒体检测应力与理论计算值基本一致，在常规设计条件下，对该异形开孔的筒节和接管两者的整体补强设计达到优化状态。

(2)整圈相贯焊缝坡口从相贯小端的对接渐变成相贯大端锐角角接，针对这一连续封闭但不均衡的三维变空间的焊缝，开发应用多项技术：应用软件技术预测和调整坡口间隙；应用数控机床按优化后的模型加工弯管坡口；研发数控切割机自动完成筒体异形开孔的精确切割及坡口加工，使组装尺寸准确，优化了相贯的焊接结构；再应用有限元模拟预测厚壁多道焊过程应力变形及控制因素，指引焊接工艺及操作；建造了用于筒体上异形焊缝轨迹的焊接装置，提高了制造精度、效率和质量。该设备已正常运行12年。

(3)基于对相贯处的有限元极限内压分析表明，在塑性分析设计条件下结构强度尚有富余，确定了轻量化设计的方法。在结构上，将整圈相贯焊缝坡口从原有的对接渐变成角接形式改进为三维变空间的全对接形式，可改善相贯结构及其受力。这两点为进一步优化关键的相贯结构指明了技术路径。