某风洞在役5000 m³真空球罐设计壁厚为30 mm，主体材料为Q345R，球罐由12个支柱支撑，支柱之间通过钢筋交叉连接固定。该球罐作为风洞试验系统中的气源，试验过程中主要负载为自重和大气压，每天平均循环20次，每年平均计300天，设计寿命50年，设计循环寿命为3.0×10⁵次。罐体上除去上下极孔外，还分布着两个DN3000和两个DN2000大直径孔。

由于风洞球罐容积大，且为多开孔不规则结构，其性能鉴定一般通过有限元法完成。考虑风洞试验的特殊性，球罐安全性能的有限元分析结果应尽可能的精准可靠。采用Hypermesh结合Apdl的方式对该真空球罐展开分析。基于Hypermesh对球罐进行手动控制的结构化六面体网格划分，经检验网格质量在长宽比、翘曲度、偏斜度和内角四个方面均满足GB/T 33582-2017 《机械产品结构有限元力学分析通用规则》的要求。网格划分结果如图1所示。

观察图1，该球罐由球体、开孔补强圈、开孔引出管、盲盖、支座和支座钢筋组成。球罐模型采用solid186和beam188多单元耦合建模，各零部件相贯面网格完全映射，采用共节点的形式实现开孔补强圈、开孔引出管、盲盖、支座和球体之间的载荷传递，最大程度的消除了网格误差对计算结果的影响。为了便于讨论，将球体上的开孔从左到右依次编号为：1#DN3000、2#DN3000、1#DN2000、2#DN2000，图中相邻两孔之间的黑色双箭头表示开孔圆心与球心连线的夹角。

由于工程实践需要，在球罐上需要新增一个DN1000的圆孔，新开孔位置及预设的补强方案如图2所示。图2中新开DN1000孔与2#DN2000、1#DN3000夹角为90°，与1#DN2000夹角为120°，与2#DN3000夹角为180°。为了对新开孔进行补强，设计了5种补强方案，彼此之间区别在于引出管壁厚和补强圈宽度。各方案详情如表1所示。

本节对开孔前后球罐的强度与寿命性能进行评估对比，阐明新增开孔对球罐强度与寿命的影响，讨论不同补强方案补强效果的差异性。分析过程中球罐整体模型保持不变，不同分析对象之间的区别仅在于是否存在DN1000孔及其补强组件的变化，保证了计算结果的可比性。

约束球罐支座底部节点的所有方向的自由度，施加自重和外压载荷后，对新增开孔前后的球罐进行强度分析。未开孔前球罐球体应力分布如图3所示，采用方案1、2、3开孔后罐体应力分布如图4所示，采用方案4、5开孔后罐体应力分布如图5、6所示。

观察图3至图6，开孔后无论采用那种方案进行补强，球体整体应力分布趋势基本相同。对比图3和图4，补强圈宽度为300 mm时，增加引出管壁厚对球体整体应力分布无影响，球体应力峰值均为44.7 MPa。当不设置补强圈时，球体应力峰值增加至44.8 MPa，补强圈宽度增加至460 mm时，球体应力峰值降低至41.8 MPa，甚至低于初始球体峰值应力。为进一步讨论不同方案下球罐强度差异，将不同开孔部位局部应力峰值绘制于图7。

先讨论新增开孔对球罐原有开孔的影响。观察图7，对两个DN3000孔，新增DN1000开孔后，对其局部峰值应力影响较小。改变引出管壁厚（方案1至3）或者不设置补强圈（方案4）对其局部峰值应力几乎没有影响，而将补强圈宽度增加至460 mm时（方案5），1#DN3000、2#DN3000峰值应力分别下降了7.9%、6.2%。

对于1#DN2000，新增开孔反而降低了其局部峰值应力。而加宽补强圈后，其应力降低14.2%。

对于2#DN2000，新增开孔后其局部峰值应力增加9.1%。改变新增开孔处引出管壁厚或者不设置补强圈同样对2#DN2000局部峰值应力无影响，然而增加补强圈宽度后，新增开孔对2#DN2000局部峰值应力影响得以缓解，相对于开孔前甚至降低了2.2%。

接下来讨论不同补强方案对新增DN1000开孔局部应力峰值影响。观察图7，随着引出管壁厚增加，以方案1壁厚为10 mm结果为基准，当壁厚为20 mm和30 mm时，DN1000孔局部峰值应力分别降低3.2%和4.2%。当不设置补强圈时，DN1000孔局部峰值应力大幅增加，增加幅度达87.7%，增加补强圈宽度时，DN1000孔局部峰值应力反而小幅增加5%。

综上，新增开孔对原有开孔局部应力分布影响均在10%以内，开孔后球罐强度依然符合要求。对于不同补强方案而言，增加引出管壁厚只影响新开孔位置的局部应力分布，补强圈的设置是必要的，但补强圈宽度不宜过宽。

本节对新增开孔后5000 m³真空球罐循环寿命的差异性进行研究。球罐应力循环来源于压力波动，将2.1中球罐应力计算结果导入Ncode软件，以恒定幅值的方式进行载荷映射，通过FKM模型修正平均应力，基于材料的S-N曲线对不同球罐模型的寿命进行计算。球罐球体初始寿命计算结果如图8所示。

由图8可知，球罐球体疲劳损伤首先出现在1#DN3000开孔边缘部位，最小循环次数为6.258×10⁵次。依方案1至方案5开孔后，球罐球体疲劳损伤部位并没有发生改变，但不同方案下最小循环次数不同，如图9所示。

由图9可知，新增开孔后，球罐寿命依然满足设计要求，但除方案5外，其他开孔方案均会导致球罐循环寿命降低。具体而言，增加引出管壁厚只影响新开孔局部位置的峰值应力，对开孔后球罐循环寿命无影响，相对于初始循环寿命，采用方案1至3时，开孔后球罐循环寿命降低7.6%，若不设置补强圈，其循环寿命将降低7.8%。开孔后若增加补强圈宽度，相对于初始循环寿命，开孔后反而增加2.5%。即增加补强圈宽度随对新开孔局部位置应力改善作用小于增加引出管壁厚，但能够大幅提升开孔后球罐的最小循环寿命。

屈曲失稳是真空球罐的主要失效模式，5000 m³真空球罐为多开孔结构，新增开孔后其刚度将进一步降低，本节对原始球罐及不同方案开孔后的球罐进行屈曲分析，校核不同球罐模型的抗失稳能力。

球罐临界外压等于屈曲特征值和承受外压的乘积，除以规定的安全系数后即可得到球罐的许用外压，其详细计算过程在文献[8]中有详细叙述。本文选择以临界外压为参数，研究不同模型抗失稳能力的差异性。原始球罐及不同开孔方案后球罐的前三阶临界外压如图10所示。

由图10可知，新增开孔后，无论采用何种补强方案，球罐刚度均会小幅降低。固定补强圈宽度，增加引出管壁厚，各阶临界外压值均小幅增加；若不采用补强圈，球罐第一阶临界外压将降低14.9%，加强圈宽度过宽反而会导致各阶临界外压降低。不同方案下球罐屈曲模态分布如图11所示。

由图11可知，初始球罐前两阶失稳表现为1#DN3000孔局部区域的凹陷和2#DN3000、1#DN2000开孔位置大片的凹陷。新增DN1000开孔后，不同开孔方案下第一阶失稳均表现为新开孔部位的凹陷，区别在于第二阶模态分布。

方案1至方案3，其第二阶屈曲模态分布与开孔前第一阶类似，而方案4、5第二阶屈曲模态分布依然表现为DN1000开孔部位的凹陷。综上，为了弥补新开孔后球罐的刚度损失，引出管和补强圈应同时设置，引出管壁厚增加对刚度补强效果更为明显，论文[7]结论也证明了这一点，然而对补强圈宽度增加应慎重，因为补强圈宽度与球罐刚度的关系并非单调。

为验证某在役5000 m³真空球罐是否满足新开DN1000孔的条件，利用有限元法研究了开孔前后球罐强度、循环寿命和刚度性能的差异性，对比了不同补强方案的补强效果，得到以下结论：

（1）强度方面，新增DN1000孔对球罐整体应力分布趋势和原有开孔位置局部应力峰值影响程度有限，引出管补强能有效降低DN1000孔位置的局部峰值应力，对其他开孔位置无影响，而补强圈对DN1000孔位置的局部峰值应力影响程度较小，但对其他原有孔局部位置的应力峰值有改善效果；

（2）循环寿命方面，新增开孔前后疲劳损伤均率先出现在1#DN3000开孔边缘部位，增加引出管壁厚球罐寿命几乎没有影响，而增加补强圈宽度能有效增加球罐循环寿命，甚至超过开孔前状态；

（3）刚度方面，新增开孔后球罐屈曲失稳首先出现在新开孔部位，增加引出管壁厚对刚度补强效果明显，而增加补强圈宽度反而会导致球罐刚度的轻微下降；

（4）理论证明，某在役5000 m³真空球罐基本满足新开DN1000孔的条件，应综合使用引出管和补强圈两种方式进行补强；

论文研究成果为某在役5000 m³真空球罐新增DN1000开孔后的安全使用和补强方案的选择提供了理论支撑，但分析过程并未考虑该球罐服役过程的性能衰减，最终新增开孔方案应在对球罐现场检验后确定。