1. 引言
压力容器广泛应用于石油、化工、核能、航天等领域。为了满足工艺过程、生产操作以及制造、检验、安装、维修等需要，压力容器壁上不可避免地开不同孔径的孔(如介质进出口、排污口、仪表口、人孔等)，开孔破坏筒体结构的连续性，不仅使得整体强度受到削弱，而且还使得开孔接管区域的应力集中造成开孔边缘局部的高应力 [1] 。一方面，接管的存在使得整体结构不连续，容器壳体与接管在内压作用下的变形量不一致，会引起变形协调过程中的局部应力；另一方面，开孔使筒体材料不连续，减少了原来的承压面积，在开孔接管边缘产生高的局部应力；再者，接管与壳体焊接，焊缝的结构、高度、圆角等因素也会形成局部应力集中。开孔会产生很高的局部峰值应力，通常可达正常应力的3倍，有时甚至能够达到5~6倍 [2] 。
国内压力容器开孔补强按GB150-2011《压力容器》、HG20582-2020《钢制化工容器强度计算规定》等常规设计规范开展设计计算。各规范对开孔直径的相对大小的限制为：GB150适用于d/D1 ≤ 0.5，HG20582适用于d/D1 ≤ 0.8 (其中，d为开孔直径，D1为容器内径) [3] [4] [5] 。压力容器开孔补强设计的方法有很多，如等面积法、压力面积法、安定性分析法、极限分析法、PVRC法、增量塑性理论方法及实验屈服法等。从设计成本和硬件限制条件考虑，一般采用等面积法和压力面积法进行开孔补强设计 [6] 。对于大开孔补强的问题，理论上可通过探寻开孔处接管的塑性最大的承载能力和采用弹性应力分析两种途径进行解决。
本文研究的公路槽车下沉式人孔开孔，开孔直径与容器内径比d/D1 ≤ 0.5，可用GB150和HG20582方法进行开孔补强设计，结合下沉式人孔设计特点，采用有限元方法对人孔局部进行应力分析，对人孔开孔强度设计进行应力校核。
2. 槽车储罐下沉式人孔
2.1. 下沉式人孔结构
为方便公路槽车运输后的清洗和日常维护，在储罐筒体上设计便于人员通过的人孔，考虑到车辆高度限制，采用下沉式人孔设计，结构如图1所示。筒体开孔与接管焊接，筒体开孔外侧按面积补偿法设计补强圈，同时在开孔附近设计加强与筒体焊接，人孔法兰与接管焊接，人孔法兰盖与人孔法兰通过螺栓连接。其中，人孔法兰内径DN500，筒体开孔直径(接管外径) 730 mm。
2.2. 人孔计算几何参数
本文对下沉式人孔的强度补强校核及应力强度进行研究，研究对象包括内径为1600 mm、2000 mm两种不同储罐，相关的几何参数如表1所示。
Case1：储罐内径1600 mm
内径为1600 mm的储罐几何参数如表1所示。
0-筒体；1-接管；2-补强圈；3-人孔法兰；4-加强圈
Figure 1. Design parameters of the sinking manhole of the tank
图1. 储罐下沉式人孔设计参数
Table 1. The geometric parameters (the diameter of the tank is 1600 mm)
表1. 几何参数(储罐内径1600 mm)
Case2：储罐内径2000 mm计算几何参数
内径为2000 mm的储罐几何参数如表2所示。
3. 储罐人孔局部仿真
3.1. 人孔计算几何参数
考虑到储罐人孔结构处几何结构及载荷的对称性，可过筒体轴线的纵向对称面和横向对称面取如图所示的几何结构(1/2人孔接管、1/4筒体)进行局部应力分析。几何模型中如图2所示，包括：储罐筒体、筒体加强圈、人孔接管、人孔法兰和人孔接管处的补强圈。
Table 2. The geometric parameters (the diameter of the tank is 2000 mm)
表2. 几何参数(储罐内径2000 mm)
Figure 2. The geometric model of the manhole of the tank
图2. 储罐人孔计算几何模型
3.2. 边界条件
1) 位移边界：
三个对称面上分别施加对称约束，筒体端面约束轴向及周向位移。
2) 力边界：
筒体内表面及相应的承受内压的接管面、法兰面施加设计内压，其他载荷包括法兰的螺栓孔面上施加预紧状态设计螺栓载荷、内压引起的总轴向力等，具体加载条件如图3所示。
储罐材料物理特性如表3所示。
Table 3. Table of physical properties of materials
表3. 材料物理特性表
3.3. 网格划分
采用20节点的六面体单元solid186进行网格划分，经网格无关性验证，最终选取计算域网格单元140,810个，节点685,886个，如图4所示：
Figure 4. The calculation grid of the manhole of tank
图4. 储罐人孔计算网格
3.4. 结果分析
补充计算校核储罐筒体上的人孔接管处的局部强度。计算借助大型通用有限元分析软件进行，采用弹性应力分析方法，应力分类及评定按标准JB4732的规定 [7] ，材料许用应力按GB150的相关规定选取。
Case1：储罐内径1600 mm
储罐局部应力分布如图5所示，计算域范围内最大应力强度出现在人孔接管与筒体加强圈连接处，最大值为466.28 (应力峰值)。
Figure 5. The cloud diagram of local stress intensity distribution of the tank
图5. 储罐局部应力强度分布云图
结构在载荷作用下的变形图如图6所示，最大位移值为0.529 mm。
Figure 6. The cloud diagram of local displacement distribution of the tank
图6. 储罐局部位移分布云图
按JB4732-2005《钢制压力容器——分析设计》标准和文献 [8] 进行该局部结构的强度校核，按照应力分类线的选取原则，选取如图7所示的8条应力分类线进行应力强度校核。
(a) 总的路径选取位置分布图 
(b) 路径2-2、3-3、4-4、5-5的选取位置
(c) 路径1-1、6-6、7-7、8-8的选取位置
Figure 7. The schematic diagrams of the selection of stress linearization paths
图7. 应力线性化路径的选取示意图
沿以上各条路径的应力强度线性化结果如表4所示。可见，选取路径下的应力强度均满足强度要求。
Table 4. The results of stress intensity linearization
表4. 应力强度线性化结果表
Case 2：储罐内径2000 mm
人孔计算域应力分布分析结果如图8所示，结构的最大应力强度出现在垫片对法兰的反作用力线上(即集中载荷施加线上)，最大值为225.64 MPa。
Figure 8. The cloud diagram of local stress intensity distribution of the tank
图8. 储罐局部应力强度分布云图
结构在载荷作用下的变形图如图9所示，最大位移值为0.731 mm。
Figure 9. The cloud diagram of local displacement distribution of the tank
图9. 储罐局部位移云图
按照JB4732-2005《钢制压力容器——分析设计》标准进行该局部结构的强度校核，按照应力分类线的选取原则，选取8条应力分类线进行应力强度校核。沿以上各条路径的应力强度线性化结果如表5所示，可见，选取路径下的应力强度均满足强度要求。
Table 5. The results of stress intensity linearization
表5. 应力强度线性化结果表
4. 结论
本文结合压力容器开孔强度补强理论及有限元分析方法，对两种不同内径的储罐下沉式人孔开孔强度进行分析，校核了两种人孔开孔结构下应力分布情况。结果表明：
1) 开孔补强有限元分析方法与理论计算结果吻合，有限元计算方法可用于工程应用；
2) 对于相同尺寸的人孔，开孔补强处的一次应力随开孔直径与筒体内径的比值增大而增大；
3) 下沉式人孔开孔强度补强合理，开孔强度满足安全要求。