(華東理工大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海 200237)

0 引言

隨著現(xiàn)代化工業(yè)發(fā)展，世界各國對于液化天然氣、液氮、液氨等低溫液化氣體的需求量逐年上升。移動式深冷壓力容器作為液化氣體的主要運輸工具，對其需求量日益增加[1]。奧氏體不銹鋼作為具有良好綜合力學(xué)性能的材料獲得低溫容器制造行業(yè)的青睞[2]。然而，奧氏體不銹鋼的屈服強(qiáng)度較低，使得其優(yōu)良的抗拉性能和塑性性能無法充分發(fā)揮。國內(nèi)外研究學(xué)者為解決這個問題展開了大量研究,指出將應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)運用于奧氏體不銹鋼制移動式深冷容器，使其在服役前發(fā)生一定的塑性變形，可提高材料的許用應(yīng)力，有效地減少結(jié)構(gòu)的壁厚，實現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化的目的[3]。經(jīng)應(yīng)變強(qiáng)化處理后，容器抗腐蝕能力不變，疲勞性能得到提高，內(nèi)部焊接殘余應(yīng)力亦得到有效地消除[4]。為了研究應(yīng)變強(qiáng)化改善強(qiáng)化工藝，Lu等[5-7]對于304L奧氏體不銹鋼室溫低周疲勞性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明：應(yīng)變幅低于0.5%的早期冷加工提高了材料的縱軸應(yīng)變抗疲勞性能，但隨著預(yù)應(yīng)變量的提高，材料的過渡疲勞壽命下降。Strinivasan等[8]以及國內(nèi)閆永超等[9]的研究表明：在較低的應(yīng)變幅下，預(yù)應(yīng)變提高了奧氏體不銹鋼材料的抗疲勞性能。為驗證應(yīng)變強(qiáng)化技術(shù)對壓力容器的工藝改善，國內(nèi)學(xué)者也進(jìn)行了相關(guān)的研究，徐鹍鵬等[10]研究了壓力容器在強(qiáng)化過程中的應(yīng)力應(yīng)變演化歷程，江楠等[11]利用有限元方法分析了應(yīng)變強(qiáng)化對壓力容器安全富裕度的影響。

然而，目前各國對于應(yīng)變強(qiáng)化的標(biāo)準(zhǔn)并沒有統(tǒng)一?！督饘俨牧鲜謨浴返诙嬷薪o出的國產(chǎn)奧氏體不銹鋼S30408材料規(guī)定的塑性延伸強(qiáng)度Rp0.2、抗拉強(qiáng)度Rk、斷后伸長率A的力學(xué)性能保證值分別為205 MPa,520 MPa,40%[12]。歐盟EN 10028-7中關(guān)于奧氏體不銹鋼1.4301給出的力學(xué)性能保證值分別為210 MPa,520 MPa,45%[13]。按照現(xiàn)在的設(shè)計方法，強(qiáng)化壓力一般取1.5倍的設(shè)計壓力，這忽略了制造材料實際力學(xué)性能的差異性，可能導(dǎo)致兩種不當(dāng)情況：(1)沒有得到充分強(qiáng)化導(dǎo)致容器在服役工況下出現(xiàn)安全問題；(2)在強(qiáng)化壓力下形變量過大，使得真空絕熱層減薄。因此，結(jié)合材料的實際力學(xué)性能以及應(yīng)變限制條件選取合理的應(yīng)變強(qiáng)化工藝，開展應(yīng)變強(qiáng)化精確控制技術(shù)研究，對于優(yōu)化移動式深冷容器應(yīng)變強(qiáng)化工藝、節(jié)約設(shè)備制造和運輸成本投入均有重要意義，具有明顯的工程應(yīng)用價值。

本文以某公司設(shè)計的移動式低溫雙層絕熱壓力容器為研究對象，采用非線性有限元方法對容器如何保持3%以內(nèi)的形變控制進(jìn)行研究；同時對于真實運輸過程中的應(yīng)力分布進(jìn)行研究，確保其安全性能。

1 移動式低溫雙層壓力容器的物理模型

1.1 結(jié)構(gòu)參數(shù)和設(shè)計條件

本文所研究的移動式低溫雙層絕熱壓力容器的1/2模型如圖1所示，設(shè)計參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。容器上下各安裝4個環(huán)氧玻璃鋼支撐管用于支撐內(nèi)外容器，以形成真空絕熱夾層，沿容器徑向固定于套筒之中。右端(固定端)的4個玻璃鋼管同時被軸向固定于內(nèi)容器墊板上，左端(滑動端)的4個環(huán)氧玻璃鋼管則支撐于內(nèi)容器滑動墊板上，此端在運行過程中軸向可以自由滑動。其中上部的4個支撐部件與中心軸線呈45°，下部呈30°[14]。

圖1 低溫絕熱容器的1/2模型

項目內(nèi)筒體外筒體設(shè)計溫度/℃-19650工作溫度/℃-162-20設(shè)計壓力/MPa1.0-0.1筒體名義厚度/mm64封頭名義厚度/mm66(橢圓封頭)/7(碟形封頭)筒體尺寸/mm×mm?2 280×6?2 492×4主要受壓材料S30408Q345R有效容積/m347.34最大允許充裝量/kg23 750

1.2 材料參數(shù)

考慮到強(qiáng)化過程中容器的塑性大變形情況，建模時需建立材料非線性與幾何非線性。針對材料的非線性，以材料的真應(yīng)力-真應(yīng)變曲線為材料的本構(gòu)模型；針對幾何非線性，選用大變形靜態(tài)選項[15]。內(nèi)容器材料選用S30408，外容器材料選用Q345R，八點支撐部件采用環(huán)氧玻璃鋼。表2列出了八點支撐部件的材料性能[16]。圖2所示為內(nèi)外容器材料的室溫性能，在實際深冷工況下，容器強(qiáng)度將進(jìn)一步提高，本文基于材料室溫力學(xué)性能進(jìn)行研究，其結(jié)果相比真實服役工況偏于保守。

表2 環(huán)氧玻璃鋼材料性能測試數(shù)據(jù)

(a)外容器材料Q345R

(b)內(nèi)容器材料S30408

2 應(yīng)變強(qiáng)化及運輸過程的有限元分析

2.1 有限元模型的建立

移動式深冷容器的幾何結(jié)構(gòu)和載荷具有對稱性，因此在有限元軟件ABAQUS上建立其1/2模型，如圖3所示?？紤]到模型簡化問題，建模過程中忽略了對模擬結(jié)果影響較小的部件如：工藝接管、倒角以及小孔等。

圖3 低溫絕熱容器內(nèi)容器整體網(wǎng)格劃分

為保證模擬結(jié)果的可靠性，網(wǎng)格劃分時在容器壁厚度方向劃分3層網(wǎng)格。對于筒體存在不規(guī)則連接部分，采用混合網(wǎng)格進(jìn)行劃分，即在容器筒體與八點支撐區(qū)域(如圖4所示)劃分為以C3D8R單元為主、C2D6單元為輔的混合網(wǎng)格。內(nèi)容器采用C3D8R單元，外容器采用C3D10單元。整個模型的單元總數(shù)為951 336，節(jié)點總數(shù)為633 614。

圖4 內(nèi)容器的八點支撐處的網(wǎng)格劃分

2.2 載荷及邊界條件

2.2.1 位移邊界條件

建立三維實體模型，采用空間笛卡爾直角坐標(biāo)系，在容器的對稱面施加對稱約束，鞍座底面施加全約束，在內(nèi)容器內(nèi)表面施加壓力載荷，如圖5所示。

圖5 內(nèi)壓加載與邊界條件

2.2.2 載荷邊界條件

全部模擬過程分為應(yīng)變強(qiáng)化和實際運輸模擬兩個過程。

應(yīng)變強(qiáng)化過程分為加壓、保壓和卸壓3個階段。外容器與支撐部件不參與此過程，因此在應(yīng)變強(qiáng)化過程不設(shè)置八點支撐結(jié)構(gòu)和外容器之間的接觸，只在外容器鞍座底面施加全約束[17-18]。

實際運輸模擬過程即應(yīng)變強(qiáng)化過程之后重新加載到工作壓力，需要考慮到八點支撐和外容器之間的接觸，外容器鞍座底面施加全約束。主要考慮的載荷有內(nèi)壓、外壓、液柱靜壓力以及由于液體的晃動產(chǎn)生的慣性力載荷[15]。慣性力載荷可根據(jù)相應(yīng)技術(shù)規(guī)范的要求轉(zhuǎn)換成等效靜態(tài)力，即將某工況下慣性加速度乘以介質(zhì)最大允許重裝量，作為最大壓力載荷作用到相應(yīng)的受載表面上。在實際運輸過程中會經(jīng)歷靜載、加速、減速以及顛簸4種工況，具體的受力工況如下。

(1)工況1：運輸過程中平穩(wěn)運行，靜態(tài)操作工況，考慮罐體以及介質(zhì)的自重。

(2)工況2：運輸過程中遭遇顛簸，考慮車體以加速度g向上沖，此時外容器對上支撐面有壓力作用。

(3)工況3：運輸過程中的制動過程，考慮罐體和介質(zhì)自重，以2g加速度做加速行駛，外容器對內(nèi)容器支撐側(cè)面有慣性力作用，因為右端支撐滑動,所以慣性力全部作用在左端支撐上。

(4)工況4：運輸過程中急剎車，考慮罐體和介質(zhì)自重，以2g加速度做減速行駛，外容器對內(nèi)容器支撐側(cè)面有慣性力作用，因為右端支撐滑動,所以慣性力全部作用在左端支撐上。

各工況下內(nèi)容器的邊界條件如圖6所示。

圖6 各工況下的邊界條件

3 有限元計算結(jié)果及應(yīng)力分析

3.1 精確控制的應(yīng)變強(qiáng)化過程

不同的強(qiáng)化應(yīng)力對結(jié)構(gòu)的應(yīng)變會產(chǎn)生不同的影響，因此需要研究不同強(qiáng)化應(yīng)力對結(jié)構(gòu)的影響。在應(yīng)變強(qiáng)化加載過程中，設(shè)定強(qiáng)化應(yīng)力為360～430 MPa，Δσ=5 MPa，通過有限元計算出不同強(qiáng)化應(yīng)力下的結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)變，結(jié)果見圖7。可以看出，當(dāng)強(qiáng)化應(yīng)力低于365 MPa時，最大應(yīng)變量隨著強(qiáng)化應(yīng)力的增大而快速增大，此時強(qiáng)化應(yīng)力較低，出現(xiàn)強(qiáng)化不完整的現(xiàn)象。如圖8(a)所示是強(qiáng)化應(yīng)力為360 MPa時，內(nèi)容器的應(yīng)變分布，可見筒體中部區(qū)域未發(fā)生均勻形變；當(dāng)強(qiáng)化應(yīng)力達(dá)到370 MPa以上時，強(qiáng)化應(yīng)力與容器的最大應(yīng)變量成線性關(guān)系，如圖8(b)所示，受力均勻。但需指出，當(dāng)強(qiáng)化應(yīng)力超過410 MPa后也會產(chǎn)生不合適的結(jié)果，如圖9所示，此時強(qiáng)化應(yīng)力為430 MPa，筒體中部的應(yīng)力水平較高，預(yù)變形的增大導(dǎo)致殼體出現(xiàn)較大的徑向壓縮力，如圖9(b)所示，筒體中部的Tresca等效應(yīng)力為477.6 MPa，一旦強(qiáng)化應(yīng)力過大，當(dāng)容器在強(qiáng)化應(yīng)力卸載后，會存在較大的殘余變形，塑性儲備量減小，從而產(chǎn)生過大的塑性變形。因此，強(qiáng)化應(yīng)力應(yīng)設(shè)置在370～410 MPa之間。

圖7 不同強(qiáng)化應(yīng)力下容器的最大應(yīng)變

根據(jù)某公司的設(shè)計要求，應(yīng)變強(qiáng)化的形變量需要小于3%，基于圖8(b)選擇了380 MPa作為強(qiáng)化應(yīng)力，通過有限元計算得到經(jīng)過應(yīng)變強(qiáng)化的容器等效應(yīng)變圖。由圖8(b)可見，此時容器的最大形變出現(xiàn)在無加強(qiáng)圈的筒體中部，形變較為規(guī)律，最大應(yīng)變量為2.939%，與實際應(yīng)變強(qiáng)化容器進(jìn)行對比列于表3，可以看出與模擬結(jié)果的誤差小于0.1%。

(a)強(qiáng)化應(yīng)力360 MPa (b)強(qiáng)化應(yīng)力380 MPa

圖8 強(qiáng)化應(yīng)力為360,380 MPa的內(nèi)容器的應(yīng)變云圖

容器編號最大變形率(%)材料代號Rm/MPaRp0.2/MPaFA71027620K00H12.918B1809-12713321FA71027620K00H22.927B1809-12713321FA71027620K00H33.012B1809-12713321

注:最大變形率<3%

3.2 控制形變的壓力容器在各工況下的應(yīng)力分析

(a)工況1 (b)工況2

針對容器在不同工況下的安全性，本文采用JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(2005 年確認(rèn))[19]中的應(yīng)力分類法進(jìn)行強(qiáng)度校核。由圖10可以看出，各工況下內(nèi)容器的受力情況，在各工況的最大Tresca等效應(yīng)力處和八點支撐應(yīng)力最大處選取路徑。路徑A1，B1，C1和D1沿徑向貫穿內(nèi)容器，路徑A2，B2，C2和D2為八點支撐與內(nèi)容器筒體之間最短路徑，沿壁厚方向。根據(jù)應(yīng)力分析設(shè)計規(guī)范，各路徑線性化評定結(jié)果列于表4，滿足強(qiáng)度要求。

表4 各路徑線性化評定結(jié)果

如圖10(a)所示的工況1下的內(nèi)容器的Tresca等效應(yīng)力云圖，圖中靠近八點支撐下部區(qū)域出現(xiàn)高應(yīng)力區(qū)域，最大的Tresca等效應(yīng)力為367.2 MPa，而遠(yuǎn)離八點支撐區(qū)域的筒體中部受力一般在267 MPa左右。內(nèi)容器的八點支撐下部由于開孔導(dǎo)致結(jié)構(gòu)不連續(xù)，從而看出存在明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，對比其他工況，應(yīng)力分布規(guī)律大致相同。當(dāng)校核載荷加載時，該容器在塑性垮塌校核過程中得到收斂的有限元解，根據(jù)計算結(jié)果塑性垮塌的程序發(fā)散法，本文模擬結(jié)果的收斂可以說明，在遭遇載荷突增的情況下，該容器不會發(fā)生塑性垮塌，能夠保證結(jié)構(gòu)的安全性。

為了分析不同應(yīng)變強(qiáng)化法對容器的影響，利用有限元分析軟件提取內(nèi)容器在工況1時八點支撐區(qū)域的最大應(yīng)變量，將在應(yīng)變強(qiáng)化時控制形變的壓力容器與按傳統(tǒng)法設(shè)計要求進(jìn)行應(yīng)變強(qiáng)化的壓力容器進(jìn)行對比，如圖11所示。通過對比可以得出結(jié)論，采用控制形變的應(yīng)變強(qiáng)化在實際工況中會產(chǎn)生更大的應(yīng)變量，這是由于形變控制法在應(yīng)變強(qiáng)化階段采用了較傳統(tǒng)法更低的強(qiáng)化應(yīng)力，因此材料的屈服強(qiáng)度低于傳統(tǒng)法的屈服強(qiáng)度。傳統(tǒng)法在安全性上更為保守，但通過應(yīng)力分析法與有限元模擬結(jié)果收斂可以得出形變法和傳統(tǒng)法均能保證結(jié)構(gòu)的安全性。

圖11 應(yīng)變強(qiáng)化形變法與傳統(tǒng)法在工況1時的最大應(yīng)變量隨內(nèi)壓的變化

4 結(jié)論

本文以某公司低溫移動式壓力容器為研究對象，通過調(diào)節(jié)應(yīng)變強(qiáng)化應(yīng)力來實現(xiàn)對內(nèi)容器形變的控制，對控制了形變的應(yīng)變強(qiáng)化移動式深冷壓力容器進(jìn)行運輸工況下的安全性分析，獲得了以下結(jié)論。

(1)壓力容器應(yīng)變強(qiáng)化過程中，當(dāng)強(qiáng)化應(yīng)力小于365 MPa時，應(yīng)變先隨著強(qiáng)化應(yīng)力的增大而快速增大，在達(dá)到400 MPa前與強(qiáng)化應(yīng)力呈線性關(guān)系，當(dāng)強(qiáng)化應(yīng)力超過410 MPa后，形變隨強(qiáng)化應(yīng)力的增大急速增大，造成真空層容積過小，在實際工程中應(yīng)避免此類情況發(fā)生，強(qiáng)化應(yīng)力應(yīng)該限制在370～410 MPa之間。

(2)對低溫絕熱雙層壓力容器在平穩(wěn)運行、上下顛簸，制動和緊急剎車4種工況下的工況結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布進(jìn)行分析，結(jié)果表明：罐車行駛方向和水平加速度的改變對八點支撐區(qū)域產(chǎn)生的局部最大應(yīng)力的位置、大小影響不大，但是加強(qiáng)圈靠近墊板的部位因為加速度改變，薄膜和彎曲應(yīng)力等變化較大，產(chǎn)生局部過大應(yīng)力，內(nèi)容器的最大應(yīng)變?yōu)?.939%，在設(shè)計要求的3%以內(nèi)，外容器應(yīng)變可忽略。對容器結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度分析表明，經(jīng)應(yīng)變強(qiáng)化并在應(yīng)變強(qiáng)化過程中控制形變的容器，在運輸過程中可以滿足分析設(shè)計所規(guī)定的強(qiáng)度要求。

(3)在模擬工況中，通過對應(yīng)變強(qiáng)化形變法和傳統(tǒng)法的應(yīng)變量隨內(nèi)壓的變化的對比可以得到結(jié)論，形變法的應(yīng)變量要大于傳統(tǒng)法；在實際工況中需要考慮到運輸過程的影響，選取適合的應(yīng)變強(qiáng)化進(jìn)行壓力容器的設(shè)計。