徐妙富 劉寶慶 蔣家羚 金志江

(浙江大學(xué)化工機械研究所 杭州 310027)

1 引 言

天然氣大規(guī)模供給的方式主要有兩種:管道輸氣和液化天然氣(LNG)運輸［1－2］。其中LNG輸運成本僅為管道輸送的1/6－1/7，并可減少由于氣源不足鋪設(shè)管道而造成的風(fēng)險，且液化前的凈化處理使其成為潔凈燃料［3］。而移動式槽車是陸上LNG運輸?shù)闹匾ぞ?，它的核心單元就是低溫LNG貯罐。目前有關(guān)移動式LNG貯罐的研究很少，且往往專注于靜態(tài)工況。但實際運輸過程中，由于存在啟動、制動、轉(zhuǎn)彎及受路況的影響，在役工作中存在加速度的交變變化，給支承處的罐體強度帶來了較大的影響。低溫LNG貯罐往往采用內(nèi)外雙層真空絕熱結(jié)構(gòu)，其幾何形狀的特殊性與邊界條件的復(fù)雜性，使理論計算貯罐罐體關(guān)鍵部位的應(yīng)力分布具有一定的難度［4］，而有限元的發(fā)展為解決此類問題提供了有利的工具。

本文將借助ANSYS平臺，對CDW-51/0.7型移動式低溫LNG貯罐進行應(yīng)力分析，以期得到幾種常見工況下槽車內(nèi)、外容器前、后支承局部的應(yīng)力分布狀況，從而為低溫液化天然氣貯罐的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

2 移動式LNG貯罐的物理模型

結(jié)合目前最為常用的移動式LNG貯罐展開研究，該貯罐的外容器與基礎(chǔ)共有3處鞍座支承(其中一個為固定支承，其余為滑動支承，且雙鞍座有2處)，內(nèi)、外容器間為真空絕熱層，兩者借助兩雙鞍座截面處的8根環(huán)氧玻璃棒支承。其整體結(jié)構(gòu)如圖1所示，主要的設(shè)計參數(shù)與結(jié)構(gòu)參數(shù)列于表1。

圖1 LNG貯罐的三維實體結(jié)構(gòu)Fig.1 Three dimensional structure of LNG storage tank

表1 LNG貯罐的主要設(shè)計參數(shù)及結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Main parameters about design and structure of LNG storage tank

3 移動式LNG貯罐的有限元計算

3.1 有限元模型的建立

對面臨沖擊和疲勞風(fēng)險的移動式LNG貯罐來說，其內(nèi)外容器靠近前、后支承的局部是危險區(qū)域，應(yīng)予重點分析，故結(jié)合LNG貯罐的結(jié)構(gòu)特點，采用了整體建模、整體分析的方法。同時考慮到設(shè)備各工藝接管均距離前后支承較遠，在邊緣效應(yīng)區(qū)域以外，因此為了減少計算量，建模過程忽略各工藝接管，僅考慮內(nèi)容器、外容器、支承部件、加強部件等，這對全局應(yīng)力結(jié)果的影響不大。此外考慮到液化天然氣貯罐結(jié)構(gòu)與承載的對稱性，在有限元模型構(gòu)建中，以通過筒體軸線的豎直平面進行剖分，并取一半進行計算，其整體三維結(jié)構(gòu)模型的外表面見圖1，單鞍座、雙鞍座局部結(jié)構(gòu)見圖2。

在兼顧精度和計算量的基礎(chǔ)上選用了solid45單元［5－6］。solid45單元是一種三維六面體單元，可用于建立各向同性固體力學(xué)問題的模型，它共有8個節(jié)點，每個節(jié)點上有3個平移自由度UX、UY、UZ。網(wǎng)格劃分過程充分考慮了整體建模計算的復(fù)雜性，在不影響計算精度的前提下，對于不同的結(jié)構(gòu)部位(主要是結(jié)構(gòu)變化處)、不同厚度的連接處等重要位置，網(wǎng)格劃分得細而密。整體及局部的網(wǎng)格劃分具體由圖3給出，單元總數(shù)為106 890，節(jié)點總數(shù)為120 255。其中前后支承部位的筒體及筒體與封頭連接部位都進行了細分加密，在大小單元的過渡區(qū)域充分注意了網(wǎng)格質(zhì)量，單元邊長比不超過1∶4。

圖2 LGN貯罐支承部位局部結(jié)構(gòu)Fig.2 Local structure near the support of LNG storage tank

圖3 LNG貯罐的整體及局部網(wǎng)格劃分Fig.3 Whole and local mesh of LNG storage tank

3.2 載荷及邊界條件

(1)位移邊界條件

三維實體模型采用笛卡爾坐標(biāo)系，原點位于設(shè)備中部，以貯罐水平軸線指向后支座的方向為Z軸正向，豎直向上方向為Y軸正向，垂直向里為X軸正向，滿足右手法則的規(guī)定。YZ坐標(biāo)平面，即進行結(jié)構(gòu)剖分的豎直對稱面，施加對稱約束，即ΔX=0;后雙鞍座為固定端，固定在剛性較好的車架上，其接觸面上ΔX=0，ΔY=0，ΔZ=0;前雙鞍座和中間單鞍座為滑動端，在Z向即水平方向上可適當(dāng)滑動，因此與車架接觸面上，ΔX=0，ΔY=0。

(2)載荷邊界條件

液化天然氣貯罐實際工作中，由于裝載量不同，行駛工況不同，所產(chǎn)生的應(yīng)力也不同?？紤]到常見情況及從危險角度出發(fā)，以充裝系數(shù)0.9計，各計算工況如下。

工況1:勻速行駛時，內(nèi)容器內(nèi)壓0.75 MPa，外容器外壓0.1 MPa，水平(即Z向)加速度0 m/s2，設(shè)備及介質(zhì)重量。

工況2:遭遇顛簸時，內(nèi)容器內(nèi)壓0.75 MPa，外容器外壓0.1MPa，水平(即 Z向)加速度0 m/s2，豎直(即 Y 向)加速度取 2.0 g［7］。

晉黍九號：屬中熟品種，生育期106天左右，綠色花序，側(cè)穗型，籽粒為復(fù)色（白粒紅嘴），糯性、出籽率可達82%，畝產(chǎn)量為260-300 kg。

工況3:緊急制動時，內(nèi)容器內(nèi)壓0.75 MPa，外容器外壓0.1 MPa，考慮最惡劣情況即水平向后加速度為 2.0 g［7］，設(shè)備及介質(zhì)重量。

工況4:當(dāng)車輛急速拐彎或快速躲閃時，內(nèi)容器內(nèi)壓0.75 MPa，外容器外壓0.1 MPa，橫向(即X向)離心加速度取－1.0 g(轉(zhuǎn)彎半徑60 m，車速87 km/h)。

工況5:考慮到槽車在運輸過程中要經(jīng)歷多次啟動、制動操作，存在水平加速度的交變，面臨疲勞失效風(fēng)險，這里取水平加速度交變區(qū)間為－0.5 g－1.0 g進行疲勞分析。

由于內(nèi)容器所盛放介質(zhì)產(chǎn)生的液柱靜壓(最大值為0.01 MPa)相對于內(nèi)壓0.75 MPa很小，可忽略不計。但考慮到設(shè)備受交變加速度的作用，所產(chǎn)生不平衡的慣性力與設(shè)備總質(zhì)量相關(guān)，因此將液體質(zhì)量折算到內(nèi)容器上，通過調(diào)整材質(zhì)密度實現(xiàn)。

4 有限元計算結(jié)果及評定

4.1 結(jié)果分析

工況1:LNG貯罐在工況1即靜態(tài)操作下的整體和局部的應(yīng)力強度分布如圖4所示。從圖中可以看出，內(nèi)容器與前、后環(huán)氧玻璃棒支承接觸邊緣的應(yīng)力較大，接觸中心應(yīng)力不大，其中最大應(yīng)力出現(xiàn)在與前部滑動支承邊緣相接觸的內(nèi)容器的內(nèi)壁上，達到199.4 MPa，這與前部滑動端支承對應(yīng)的內(nèi)容器上的補強圈較后部固定端少且薄有關(guān)。同時結(jié)果表明，不論是內(nèi)容器還是外容器，增設(shè)加強筋部位的應(yīng)力都有明顯降低，這說明加強圈對提高內(nèi)、外容器的強度大有裨益。

圖4 工況1即靜態(tài)操作下LNG貯罐整體及局部應(yīng)力強度Fig.4 Whole and local stress intensity of LNG storage tank under static condition

工況2:圖5給出了承受向下2倍重力時的應(yīng)力強度云圖。從圖中可以看出，相較于承受1倍重力時靜態(tài)工況，此時最大應(yīng)力仍出現(xiàn)在同樣位置，只是數(shù)值提高了約62.5%，達到323.5 MPa，這說明豎直顛簸對內(nèi)容器的應(yīng)力影響很大。

圖5 工況2承受2倍向下重力時最大應(yīng)力強度Fig.5 Maximum stress intensity under second condition with double gravity

工況3:承受兩倍水平向后加速度時，LNG貯罐局部的應(yīng)力云圖如圖6所示。從圖中不難看出，設(shè)備總體最大應(yīng)力強度達到270.6 MPa，且滑動端內(nèi)容器內(nèi)壁靠近玻璃棒支承邊緣的部位處于高應(yīng)力區(qū)，而外容器的最大應(yīng)力強度僅為139.1 MPa。

工況5:圖8給出了交變加速度為－0.5g－1.0g時LNG貯罐的疲勞強度。從圖中可以看出，與其他工況中最大應(yīng)力出現(xiàn)在內(nèi)容器不同，此時外容器的疲勞強度要大于內(nèi)容器，且分別出現(xiàn)在內(nèi)、外容器的外壁上靠近固定端支承邊緣的部位。內(nèi)、外容器的最大交變應(yīng)力強度分別為47.7 MPa和110.0 MPa。

4.2 疲勞強度評定

當(dāng)水平加速度在－0.5 g－1.0 g區(qū)間交變時，低溫LNG貯罐的交變應(yīng)力強度分布如圖8所示。其中0Cr18Ni9材質(zhì)內(nèi)容器的最大交變應(yīng)力強度出現(xiàn)在其外壁上靠近固定端加強圈邊緣偏下的位置，大小為47.7MPa，而16MnR材質(zhì)外容器的最大交變應(yīng)力強度則對應(yīng)出現(xiàn)在其外壁上靠近固定端外加強圈邊緣偏下的位置，數(shù)值為110.0 MPa。依據(jù)JB4732-1995《鋼制壓力容器—分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》的基本思想［8］，選擇內(nèi)外容器上的最大交變應(yīng)力強度點進行疲勞分析。考慮到全生命周期內(nèi)強度試驗和氣密性試驗次數(shù)很少，對整體用度系數(shù)的影響相對較小，因此近似忽略不計，僅就正常工作循環(huán)下的累積損傷進行評定。

圖6 工況3緊急制動下LNG貯罐的應(yīng)力強度Fig.6 Stress intensity of LNG storage tank under emergency braking condition

圖7 工況4轉(zhuǎn)彎加速度1.0 g時的應(yīng)力強度Fig.7 Stress intensity under forth condition with 1.0 g turning acceleration

圖8 工況5水平交變加速度－0.5 g－1.0 g時的疲勞強度Fig.8 Fatigue strength under fifth condition with －0.5 g－1.0 g horizontal alternating acceleration

(1)內(nèi)容器累積損傷校核

JB4732-1995附錄C中的圖C-2和C-3所提供的S-N曲線沒有與S′alt1對應(yīng)的N1，這意味著N1遠大于1011，進而實際交變次數(shù)n1=2.16×105遠小于當(dāng)前承載情況下的極限交變次數(shù)N1，于是內(nèi)容器局部累積損傷用度系數(shù)U=n1/N1將遠小于1，這說明疲勞對低溫液化天然氣貯罐內(nèi)容器的影響很小。

(2)外容器累積損傷校核

應(yīng)力強度幅值Salt1=0.5×110.0=55.0 MPa

S′alt1對應(yīng)于JB4732－1995附錄C的圖C-1中SN曲線N1=106

當(dāng)前外容器支承局部累積損傷用度系數(shù)為0.216，較內(nèi)容器用度系數(shù)大，但與1.0仍有一定差距，這說明外容器的疲勞風(fēng)險要大于內(nèi)容器，但現(xiàn)有設(shè)計使其具有足夠的疲勞強度儲備，無疲勞破壞危險。

5 結(jié)論與建議

(1)基于有限元數(shù)值計算方法的CDW-51/0.7型低溫LNG貯罐的強度分析表明，采用鞍座與環(huán)氧玻璃棒進行內(nèi)外容器間支承及與基礎(chǔ)連接的高真空絕熱結(jié)構(gòu)，基本能適應(yīng)不同運輸工況的要求，結(jié)構(gòu)較為合理可靠。

(2)多種運輸工況下，移動式LNG貯罐內(nèi)容器內(nèi)壁上靠近滑動端支承邊緣的局部均處于高應(yīng)力強度區(qū)，尤其是遭遇羈絆顛簸時，應(yīng)力強度更達到323.5 MPa，較為危險。因此，從安全角度考慮，應(yīng)在與鞍座接觸的外容器及與環(huán)氧玻璃棒接觸的內(nèi)容器的外壁上鋪設(shè)足夠厚的墊板，并在它們內(nèi)壁上的對應(yīng)位置布置具有合適厚度與間距的加強圈，這對降低局部應(yīng)力強度大有裨益。

(3)移動式低溫LNG貯罐的應(yīng)力強度分布表明，在支承及加強結(jié)構(gòu)局部不同程度存在著應(yīng)力強度分布的突變，這意味著內(nèi)外容器罐體的膜應(yīng)力分布狀態(tài)受到破壞，對應(yīng)產(chǎn)生了不同程度的峰值應(yīng)力，而峰值應(yīng)力是產(chǎn)生疲勞破壞的主因，這可從內(nèi)、外容器最大交變應(yīng)力強度均出現(xiàn)在它們外壁上靠近固定端加強圈邊緣位置來看出。因此制造過程對連接焊縫的質(zhì)量、焊縫與罐體的圓滑過渡應(yīng)特別注意，盡量避免某些重要焊縫(如罐體與支座的連接縫)焊肉不飽滿(凹陷)、表面粗糙、焊后不打磨等現(xiàn)象;加強圈、防波板等與罐體的連接一般應(yīng)采用間斷的焊接方式或螺栓連接的方式，此時對罐體膜應(yīng)力狀態(tài)的影響最小。

1 徐孝軒，陳維平.液化天然氣的運輸方式及其特點［J］.油氣儲運，2006，25(3):55-60.

2 袁新輝，馮 毅.低溫LNG運輸車罐體結(jié)構(gòu)強度的有限元分析［J］.低溫工程，2009，169(3):51-54.

3 徐 烈，李兆慈，張 潔，等.我國液化天然氣(LNG)的陸地儲存與運輸［J］.天然氣工業(yè)，2002，22(3):89-91.

4 陳志偉.移動式壓力容器介質(zhì)晃動數(shù)值模擬及防波裝置研究［D］.杭州:浙江大學(xué)，2006.

5 Chandrupatla T R，Belegundu A D.Introduction to finite elements in engineering(3rd Edition)［M］.Prentice Hall，2002.

6 余偉煒，高炳軍.ANSYS在機械與化工裝備中的應(yīng)用(第二版)［M］.北京:中國水利水電出版社，2007.

7 GB/T19905.液化氣體運輸車［S］.北京:中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會，2005.

8 JB4732-1995.鋼制壓力容器—分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)［S］.北京:新華出版社，2005.