移动式低温LNG贮罐强度的有限元分析

徐妙富 刘宝庆 蒋家羚 金志江

(浙江大学化工机械研究所 杭州 310027)

1 引 言

天然气大规模供给的方式主要有两种:管道输气和液化天然气(LNG)运输［1－2］。其中LNG输运成本仅为管道输送的1/6－1/7，并可减少由于气源不足铺设管道而造成的风险，且液化前的净化处理使其成为洁净燃料［3］。而移动式槽车是陆上LNG运输的重要工具，它的核心单元就是低温LNG贮罐。目前有关移动式LNG贮罐的研究很少，且往往专注于静态工况。但实际运输过程中，由于存在启动、制动、转弯及受路况的影响，在役工作中存在加速度的交变变化，给支承处的罐体强度带来了较大的影响。低温LNG贮罐往往采用内外双层真空绝热结构，其几何形状的特殊性与边界条件的复杂性，使理论计算贮罐罐体关键部位的应力分布具有一定的难度［4］，而有限元的发展为解决此类问题提供了有利的工具。

本文将借助ANSYS平台，对CDW-51/0.7型移动式低温LNG贮罐进行应力分析，以期得到几种常见工况下槽车内、外容器前、后支承局部的应力分布状况，从而为低温液化天然气贮罐的优化设计提供参考。

2 移动式LNG贮罐的物理模型

结合目前最为常用的移动式LNG贮罐展开研究，该贮罐的外容器与基础共有3处鞍座支承(其中一个为固定支承，其余为滑动支承，且双鞍座有2处)，内、外容器间为真空绝热层，两者借助两双鞍座截面处的8根环氧玻璃棒支承。其整体结构如图1所示，主要的设计参数与结构参数列于表1。

图1 LNG贮罐的三维实体结构Fig.1 Three dimensional structure of LNG storage tank

表1 LNG贮罐的主要设计参数及结构参数Table 1 Main parameters about design and structure of LNG storage tank

3 移动式LNG贮罐的有限元计算

3.1 有限元模型的建立

对面临冲击和疲劳风险的移动式LNG贮罐来说，其内外容器靠近前、后支承的局部是危险区域，应予重点分析，故结合LNG贮罐的结构特点，采用了整体建模、整体分析的方法。同时考虑到设备各工艺接管均距离前后支承较远，在边缘效应区域以外，因此为了减少计算量，建模过程忽略各工艺接管，仅考虑内容器、外容器、支承部件、加强部件等，这对全局应力结果的影响不大。此外考虑到液化天然气贮罐结构与承载的对称性，在有限元模型构建中，以通过筒体轴线的竖直平面进行剖分，并取一半进行计算，其整体三维结构模型的外表面见图1，单鞍座、双鞍座局部结构见图2。

在兼顾精度和计算量的基础上选用了solid45单元［5－6］。solid45单元是一种三维六面体单元，可用于建立各向同性固体力学问题的模型，它共有8个节点，每个节点上有3个平移自由度UX、UY、UZ。网格划分过程充分考虑了整体建模计算的复杂性，在不影响计算精度的前提下，对于不同的结构部位(主要是结构变化处)、不同厚度的连接处等重要位置，网格划分得细而密。整体及局部的网格划分具体由图3给出，单元总数为106 890，节点总数为120 255。其中前后支承部位的筒体及筒体与封头连接部位都进行了细分加密，在大小单元的过渡区域充分注意了网格质量，单元边长比不超过1∶4。

图2 LGN贮罐支承部位局部结构Fig.2 Local structure near the support of LNG storage tank

图3 LNG贮罐的整体及局部网格划分Fig.3 Whole and local mesh of LNG storage tank

3.2 载荷及边界条件

(1)位移边界条件

三维实体模型采用笛卡尔坐标系，原点位于设备中部，以贮罐水平轴线指向后支座的方向为Z轴正向，竖直向上方向为Y轴正向，垂直向里为X轴正向，满足右手法则的规定。YZ坐标平面，即进行结构剖分的竖直对称面，施加对称约束，即ΔX=0;后双鞍座为固定端，固定在刚性较好的车架上，其接触面上ΔX=0，ΔY=0，ΔZ=0;前双鞍座和中间单鞍座为滑动端，在Z向即水平方向上可适当滑动，因此与车架接触面上，ΔX=0，ΔY=0。

(2)载荷边界条件

液化天然气贮罐实际工作中，由于装载量不同，行驶工况不同，所产生的应力也不同。考虑到常见情况及从危险角度出发，以充装系数0.9计，各计算工况如下。

工况1:匀速行驶时，内容器内压0.75 MPa，外容器外压0.1 MPa，水平(即Z向)加速度0 m/s2，设备及介质重量。

工况2:遭遇颠簸时，内容器内压0.75 MPa，外容器外压0.1MPa，水平(即 Z向)加速度0 m/s2，竖直(即 Y 向)加速度取 2.0 g［7］。

晋黍九号：属中熟品种，生育期106天左右，绿色花序，侧穗型，籽粒为复色（白粒红嘴），糯性、出籽率可达82%，亩产量为260-300 kg。

工况3:紧急制动时，内容器内压0.75 MPa，外容器外压0.1 MPa，考虑最恶劣情况即水平向后加速度为 2.0 g［7］，设备及介质重量。

工况4:当车辆急速拐弯或快速躲闪时，内容器内压0.75 MPa，外容器外压0.1 MPa，横向(即X向)离心加速度取－1.0 g(转弯半径60 m，车速87 km/h)。

工况5:考虑到槽车在运输过程中要经历多次启动、制动操作，存在水平加速度的交变，面临疲劳失效风险，这里取水平加速度交变区间为－0.5 g－1.0 g进行疲劳分析。

由于内容器所盛放介质产生的液柱静压(最大值为0.01 MPa)相对于内压0.75 MPa很小，可忽略不计。但考虑到设备受交变加速度的作用，所产生不平衡的惯性力与设备总质量相关，因此将液体质量折算到内容器上，通过调整材质密度实现。

4 有限元计算结果及评定

4.1 结果分析

工况1:LNG贮罐在工况1即静态操作下的整体和局部的应力强度分布如图4所示。从图中可以看出，内容器与前、后环氧玻璃棒支承接触边缘的应力较大，接触中心应力不大，其中最大应力出现在与前部滑动支承边缘相接触的内容器的内壁上，达到199.4 MPa，这与前部滑动端支承对应的内容器上的补强圈较后部固定端少且薄有关。同时结果表明，不论是内容器还是外容器，增设加强筋部位的应力都有明显降低，这说明加强圈对提高内、外容器的强度大有裨益。

图4 工况1即静态操作下LNG贮罐整体及局部应力强度Fig.4 Whole and local stress intensity of LNG storage tank under static condition

工况2:图5给出了承受向下2倍重力时的应力强度云图。从图中可以看出，相较于承受1倍重力时静态工况，此时最大应力仍出现在同样位置，只是数值提高了约62.5%，达到323.5 MPa，这说明竖直颠簸对内容器的应力影响很大。

图5 工况2承受2倍向下重力时最大应力强度Fig.5 Maximum stress intensity under second condition with double gravity

工况3:承受两倍水平向后加速度时，LNG贮罐局部的应力云图如图6所示。从图中不难看出，设备总体最大应力强度达到270.6 MPa，且滑动端内容器内壁靠近玻璃棒支承边缘的部位处于高应力区，而外容器的最大应力强度仅为139.1 MPa。

工况5:图8给出了交变加速度为－0.5g－1.0g时LNG贮罐的疲劳强度。从图中可以看出，与其他工况中最大应力出现在内容器不同，此时外容器的疲劳强度要大于内容器，且分别出现在内、外容器的外壁上靠近固定端支承边缘的部位。内、外容器的最大交变应力强度分别为47.7 MPa和110.0 MPa。

4.2 疲劳强度评定

当水平加速度在－0.5 g－1.0 g区间交变时，低温LNG贮罐的交变应力强度分布如图8所示。其中0Cr18Ni9材质内容器的最大交变应力强度出现在其外壁上靠近固定端加强圈边缘偏下的位置，大小为47.7MPa，而16MnR材质外容器的最大交变应力强度则对应出现在其外壁上靠近固定端外加强圈边缘偏下的位置，数值为110.0 MPa。依据JB4732-1995《钢制压力容器—分析设计标准》的基本思想［8］，选择内外容器上的最大交变应力强度点进行疲劳分析。考虑到全生命周期内强度试验和气密性试验次数很少，对整体用度系数的影响相对较小，因此近似忽略不计，仅就正常工作循环下的累积损伤进行评定。

图6 工况3紧急制动下LNG贮罐的应力强度Fig.6 Stress intensity of LNG storage tank under emergency braking condition

图7 工况4转弯加速度1.0 g时的应力强度Fig.7 Stress intensity under forth condition with 1.0 g turning acceleration

图8 工况5水平交变加速度－0.5 g－1.0 g时的疲劳强度Fig.8 Fatigue strength under fifth condition with －0.5 g－1.0 g horizontal alternating acceleration

(1)内容器累积损伤校核

JB4732-1995附录C中的图C-2和C-3所提供的S-N曲线没有与S′alt1对应的N1，这意味着N1远大于1011，进而实际交变次数n1=2.16×105远小于当前承载情况下的极限交变次数N1，于是内容器局部累积损伤用度系数U=n1/N1将远小于1，这说明疲劳对低温液化天然气贮罐内容器的影响很小。

(2)外容器累积损伤校核

应力强度幅值Salt1=0.5×110.0=55.0 MPa

S′alt1对应于JB4732－1995附录C的图C-1中SN曲线N1=106

当前外容器支承局部累积损伤用度系数为0.216，较内容器用度系数大，但与1.0仍有一定差距，这说明外容器的疲劳风险要大于内容器，但现有设计使其具有足够的疲劳强度储备，无疲劳破坏危险。

5 结论与建议

(1)基于有限元数值计算方法的CDW-51/0.7型低温LNG贮罐的强度分析表明，采用鞍座与环氧玻璃棒进行内外容器间支承及与基础连接的高真空绝热结构，基本能适应不同运输工况的要求，结构较为合理可靠。

(2)多种运输工况下，移动式LNG贮罐内容器内壁上靠近滑动端支承边缘的局部均处于高应力强度区，尤其是遭遇羁绊颠簸时，应力强度更达到323.5 MPa，较为危险。因此，从安全角度考虑，应在与鞍座接触的外容器及与环氧玻璃棒接触的内容器的外壁上铺设足够厚的垫板，并在它们内壁上的对应位置布置具有合适厚度与间距的加强圈，这对降低局部应力强度大有裨益。

(3)移动式低温LNG贮罐的应力强度分布表明，在支承及加强结构局部不同程度存在着应力强度分布的突变，这意味着内外容器罐体的膜应力分布状态受到破坏，对应产生了不同程度的峰值应力，而峰值应力是产生疲劳破坏的主因，这可从内、外容器最大交变应力强度均出现在它们外壁上靠近固定端加强圈边缘位置来看出。因此制造过程对连接焊缝的质量、焊缝与罐体的圆滑过渡应特别注意，尽量避免某些重要焊缝(如罐体与支座的连接缝)焊肉不饱满(凹陷)、表面粗糙、焊后不打磨等现象;加强圈、防波板等与罐体的连接一般应采用间断的焊接方式或螺栓连接的方式，此时对罐体膜应力状态的影响最小。

1 徐孝轩，陈维平.液化天然气的运输方式及其特点［J］.油气储运，2006，25(3):55-60.

2 袁新辉，冯 毅.低温LNG运输车罐体结构强度的有限元分析［J］.低温工程，2009，169(3):51-54.

3 徐 烈，李兆慈，张 洁，等.我国液化天然气(LNG)的陆地储存与运输［J］.天然气工业，2002，22(3):89-91.

4 陈志伟.移动式压力容器介质晃动数值模拟及防波装置研究［D］.杭州:浙江大学，2006.

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

6 余伟炜，高炳军.ANSYS在机械与化工装备中的应用(第二版)［M］.北京:中国水利水电出版社，2007.

7 GB/T19905.液化气体运输车［S］.北京:中国国家标准化管理委员会，2005.

8 JB4732-1995.钢制压力容器—分析设计标准［S］.北京:新华出版社，2005.