作者：席蓉，陈叔平，余铁浩，张喜宝，姚淑婷，金树峰，史庆智，赵国锋
第一作者单位：兰州理工大学石油化工学院
摘自《煤气与热力》2024年2月刊
席蓉，陈叔平，余铁浩，等. 低温球罐绝热层对管道结构强度影响的研究［J］. 煤气与热力，2024，44（2）：B10-B17.
液氧、液氮、液化天然气等低温液体因其储存方便和运输经济性好等优点在国民经济诸多领域中得到广泛应用，并带动储运低温介质的储罐朝着大型化、多元化方向发展［1-3］。其夹层管道作为连接储罐与外界管路的关键性部件，在交替变化的热载荷作用下，管道热胀冷缩现象显著，其应力分布相当复杂［4-5］，导致结构出现疲劳失效［6］，因此管道结构问题已成为企业安全生产的一个重大威胁。Skrzypacz等人［7］认为CAEPIPE程序考虑了应力强化因子，因此得到的结果比ANSYS软件更为保守。丁昌等人采用CAESAR Ⅱ软件对压力管道展开应力分析与优化［8］，提出改善管道柔性的方法［9］。徐志岳等人［10］认为设置补偿器可以提高配套管道的安全裕量。牛铮等人［11］针对夹层管道进行弹塑性安定分析和疲劳分析研究。张永强［12］考虑Brazier效应并利用奇异摄动理论推导出薄壁管道弯矩及轴力的计算式。上述研究主要集中于管道应力分布［4-8］及压力管道安全性评价［9-13］，并在降低管道热应力方面得到了有益的研究结果。但由于简化了夹层结构，忽略了储罐绝热层对管道应力及变形的影响，与工程中管道实际应力变化存在差距。为此，有学者研究了绝热层载荷相关问题，周海如等人［14］根据绝热层对管道载荷施加方式的不同，推导了计算绝热层载荷的公式。卢毅［15］指出管道应力变化主要受珠光砂抵抗管道变形的拖曳力影响。然而，上述研究成果并不适用于结构复杂的储罐配套管道应力计算。低温球罐底部引出的液相管道，受空间限制，弯曲半径小、结构刚性大，管道柔性不足，在复杂载荷作用下极易出现疲劳失效。本文考虑球罐夹层具体形状，采用有限元软件研究包括绝热层在内的组合载荷作用下，管道和管接头的应力及变形情况。2 模型建立和设置
球罐容积为500 m3，结构见图1，包括内容器、绝热层、管道、外罐及支柱等。夹层管道的结构见图2，在管道与外罐连接的短节适当位置安装波纹管膨胀节改善管道柔性。球罐夹层填充珠光砂，短节内部填充玻璃棉。膨胀节内壁固定内衬筒，防止玻璃棉进入波纹管。玻璃棉与珠光砂之间设置由金属骨架、金属丝网及玻璃丝布组成的分隔层，以防珠光砂兜底挤压玻璃棉，造成球罐绝热材料下沉而影响球罐的绝热性能。挡板与管道间采用过渡接头连接［16］。将珠光砂及玻璃棉部分统称为绝热层。图2中点a、b、c分别表示管道下弯头、上弯头及过渡接头［17］上选取的分析点。球罐部分结构材料及性能参数见表1、2［17］。管道出口端为固定约束条件，球罐安装温度为环境温度20 ℃。表1 球罐部分结构材料及性能参数（一）［17］
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表2 球罐部分结构材料及性能参数（二）［17］
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由于短节和夹层管道在球罐底部的左侧和右侧各有一套，为对称分布，因此将球罐的一半作为研究对象，采用曲率控制法完成网格划分，得到有限元模型见图3。考虑网格数量和质量对结果的影响，通过不断细化网格以减小相邻网格密度之间的数值分析误差。经过网格无关性验证，网格划分单元数为1 011 173，节点数为1 546 662。球罐夹层管道服役期间取进液、储液及排液3种工况进行研究，为了对比，考虑有绝热层、无绝热层2类球罐结构，建立对应模型开展数值模拟。本文以输送液氧为例，球罐设计压力为1.4 MPa，夹层和短节真空度0.1 MPa。大气压为101.32 kPa。各类边界条件设置如下。内容器内壁温度恒等于液氧在101 325 Pa下的沸点-183 ℃；与环境接触的外罐、短节及波纹管膨胀节外壁面表面传热系数取5 W/（m2·K），环境温度取20 ℃。进液及排液工况下管道与低温液体直接接触，取内壁温度为-183 ℃（即管道出入口端温度均为-183 ℃）。储液工况下设置管道中存在一段液体形成液封。液封高度设置为点a、b间管段高度的一半，进口端至液封面管道内壁温度为-183 ℃，液封面至出口端管道内壁温度均匀升高，出口端温度为环境温度。载荷主要包括重力、气相压力、液柱静压。其中整体结构重力沿z轴负向施加于球罐重心，取重力加速度g=-9.81 m/s2。储液及排液工况下考虑低温液体对内容器内壁产生静压力作用，按充装率90%计算液柱高度。进液工况以球罐内部存在少量液体的严苛工况进行考虑，故此工况下不考虑液柱静压力。因内容器与管道相通，所以两者的压力载荷相等，取内容器及管道的内压载荷在进液时为0.4 MPa［18］，储液及排液时为1.5 MPa。管道受热载荷作用出现冷收缩，并受绝热层径向压应力作用，表现为管道与绝热层产生相对位移，管道外壁承受摩擦力。结合理论分析，将管道外壁与绝热层之间接触关系设置为Frictional，取摩擦系数为0.4。内容器外壁、玻璃钢支撑构件及绝热层接触关系为Frictionless。短节、挡板与绝热层间接触关系为No separation。其余各部间接触关系均设置为Bonded。3 结果分析
球罐无绝热层模型中夹层管道变形分布见图4。由于管道与内容器通过管接头连接，内容器遇冷变形时，由于冷收缩产生的附加位移量通过管接头作用于管道，导致管道整体向球心方向移动变形。进液、储液、排液工况中管道变形极值分别为13.96、12.64、12.28 mm，进液时变形极值出现在管弯头点a处，是管道附加位移量过大所致。储液、排液工况管道变形极值出现在管弯头点b处，是管道冷收缩及膨胀节弯曲变形的组合作用所致。图4 球罐无绝热层模型中夹层管道变形分布（软件截图）球罐无绝热层模型中夹层管道应力分布见图5。在管弯头及过渡接头处出现微小应力波动，由此可知将膨胀节作为改善低温管道柔性的工具，可对管道在组合载荷作用下产生的位移进行补偿。通过膨胀节的弯曲变形，管弯头的柔性增强，从而避免冷收缩、端点附加位移等造成管道局部结构应力过大。图5 球罐无绝热层模型中夹层管道应力分布（软件截图）球罐有绝热层模型中夹层管道变形分布见图6。受绝热层约束，膨胀节弯曲变形及管道冷收缩变形受限，但因管道进口端与内容器相连，内容器在低温载荷作用下发生冷收缩变形的同时，通过管接头带动管道进口端向球心变形，而其余管段受绝热层的约束限制了变形，因此3种工况下均是在管弯头点a附近出现变形极值。进液、储液、排液工况管道变形极值分别为12.74、10.27、8.92 mm，相比无绝热层模型分别减少了8.74%、18.75%、27.36%。图6 球罐有绝热层模型中夹层管道变形分布（软件截图）不同工况下有绝热层模型中管道应力分布见图7。绝热层在约束管道变形的同时增强了结构刚度，在多载荷组合作用下造成管道结构内部应力重新分布，进液、储液、排液工况应力极值分别为503.66 MPa、432.16 MPa、441.40 MPa，有绝热层模型中应力极值位置相比于无绝热层模型的相同位置，应力分别增大160.78%、57.84%、26.26%。由图7发现，3种工况下管弯头点a的应力明显高于管道其他位置，尤以进液工况最为明显，管弯头点a、b附近的应力极值相比无绝热层模型分别增大了160.79%、73.77%。图7 球罐有绝热层模型中夹层管道应力分布（软件截图）为定量研究绝热层对管道应力影响，从进口端到出口端沿管道轴线建立路径并均匀取60个点，依次提取管道应力，得到球罐有绝热层模型及无绝热层模型中夹层管道等效应力分布，见图8。有绝热层及无绝热层模型中管道沿轴线方向的等效应力变化趋势基本一致，等效应力出现波峰（即高应力）区域依次是下弯头点a、上弯头点b及过渡接头点c这3处位置。管道直管段与管弯头连接区域等效应力变化梯度极大，等效应力随着远离管弯头位置的距离增大而呈现迅速衰减趋势，主要原因是管弯头与直管连接时因整体结构不连续，在多载荷作用下因结构变形产生附加弯矩和横向推力［19］。管弯头点a、b等效应力激增的原因考虑是结构刚度过低，管弯头作为管道改向主要结构，在温度、压力及绝热层等载荷组合作用下受力更趋于复杂，且其刚度低于直管结构，容易以变形的形式吸收热胀冷缩的力和力矩，故管弯头容易成为结构高应力区。管道过渡接头点c与挡板以焊接的形式连接，此种结构刚性大，流动塑性差，受低温载荷作用导致应力激增。受管道内压载荷影响，考虑绝热层后，发现进液工况下管道应力均高于其余工况，特别是管弯头点a等效应力远大于其材料许用应力，因此认为进液是管道最为严苛的操作工况。![]()
表3 管道一次局部薄膜应力评定结果
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表4 一次加二次应力评定结果
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管道的一次加二次应力均远大于一次局部薄膜应力，说明二次应力是引起结构失效的主要原因。管道二次应力是因结构冷收缩、设备附加端点位移等因素影响结构变形而产生的一类正应力或剪应力，绝热层的存在增大了管道刚度，并约束了管道自由变形，同时因刚度增加使得膨胀节的弹性补偿能力减弱，造成管道二次应力增大。压力容器开孔位置因为结构连续性的破坏而削弱了承受力度，在开孔处受多载荷作用呈现复杂边缘应力状态，引起附加边缘力和边缘力矩［20-21］。陈迪等人［22］提出开孔接管结构不连续程度及温度波动对应力集中有较大的影响，并造成结构疲劳失效。因此，针对低温管道与管接头连接处的作用力分析尤为重要。在管口平面N建立局部坐标系，见图9，平面N与管口平面平行，以管口中心为圆点，进口端管道轴线方向定义为z轴，正向为指向球心方向，x轴在管道轴线所在平面上，并与z轴垂直，y轴垂直于管道轴线所在平面。提取作用于平面N上管接头中心点的作用力Fx、Fy、Fz及对球心点的力矩Mx、My、Mz，结果见表5。表5 通过平面N作用于管接头的作用力及力矩
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球罐有绝热层模型中，在内容器冷收缩作用力牵拉下，管道附加端点位移量相比无绝热层模型并未发生改变，但因绝热层紧实性造成结构刚度增大，管道在冷收缩变形的同时又受到绝热层拖曳力作用而变形受限。因此，相比于无绝热层模型，Fx、Fy增加幅度较小，Fz增加幅度较大。①绝热层增大了管道刚度，削弱了膨胀节补偿能力，限制了管道变形，导致管道吸收冷收缩作用力和力矩的能力下降，因此进液、储液、排液3种工况下管道有绝热层模型中的应力极值比无绝热层模型相同位置分别增大160.78%、57.84%、26.26%。经应力评定，一次加二次应力均远大于一次局部薄膜应力，说明二次应力是引起结构失效的主要原因。②管道直管段与弯头连接区域等效应力变化梯度极大，等效应力随着与弯头位置的距离增大而呈现迅速衰减趋势，故弯头容易成为结构高应力区。③进液工况下管道应力最大，是此类低温设备最不利的工况。需通过合理的结构设计提高管道变形补偿能力，降低管道应力。［ 1 ］周伟明，陈朝晖，魏蔚. 深冷真空绝热容器标准技术发展与展望［J］. 压力容器，2013（2）：1-14.［ 2 ］郑津洋，赵永志，刘鹏飞，等. 压力容器面临的机遇和发展趋势［C］// 中国机械工程学会压力容器分会. 压力容器先进技术——第八届全国压力容器学术会议论文集. 合肥：化学工业出版社，2013：39-45.［ 3 ］袁清，姜伟强. 中型单容LNG储罐在珠海天然气液化装置的应用［J］. 石油与天然气化工，2014（5）：501-504.［ 4 ］PERUMAL P R，MURUGHA D K. Influence of Low Temperature and Flow Properties in Dynamic Behaviour of Cryogenic Pipelines［J］. Indian Journal of Cryogenics，2021（1）：1-6.［ 5 ］HWANG S Y，KIM M S，LEE J H. Thermal Stress Analysis of Process Piping System Installed on LNG Vessel Subject to Hull Design Loads［J］. Journal of Marine Science and Engineering，2020（11）：926-1-16.［ 6 ］MIAO C J，ZHANG J Y，GAO X Z. Investigation of Low-Cycle Fatigue Behavior of Austenitic Stainless Steel for Cold-Stretched Pressure Vessels［J］. Journal of Zhejiang University-Science，2013（1）：31-37.［ 7 ］SKRZYPACZ J，ZANKO L. Methodology for the Numerical Calculation of Flexibility Analysis of the Cryogenic Pipelines with Vacuum Insulation［J］. International Journal of Pressure Vessels and Piping，2021，194：104512-1-14.［ 8 ］丁昌，黄宇巍，吕林鹏，等. 小型橇装式LNG气化站管道系统的优化研究［J］. 石油与天然气化工，2018（6）：38-43.［ 9 ］丁昌，付延唐，赵之贞，等. 低温储罐夹层管道的应力分析与优化设计［J］. 低温与超导，2016（8）：27-32.［10］徐志岳，惠虎. 液化天然气储罐顶部进液管的有限元分析［J］. 化工学报，2015（S2）：354-359.［11］牛铮，曾小林，范海俊，等. LNG燃料舱夹层管道弹塑性安定和疲劳分析［J］. 船舶工程，2022（1）：53-58.［12］张永强. 深水J-Lay大直径薄壁管道的理论分析及数值模拟［J］. 华南理工大学学报（自然科学版），2017（8）： 126-131.［13］WANG N，ZARGHAMEE M S. Evaluating Fitness-for-Service of Corroded Metal Pipelines： Structural Reliability Bases［J］. Journal of Pipeline Systems Engineering and Practice，2014（1）：4013012-1-9.［14］周海如，李宁，李祥成. 珠光砂荷载及珠光砂结冰对冷箱内管道安全运行的危害性防治［J］. 深冷技术，2015（5）：55-59.［15］卢毅. 空分冷箱珠光砂荷载的简化计算［J］. 上海化工，2018（8）：31-33.［16］席蓉，陈叔平，余铁浩，等. 大型低温球罐夹层液相管道柔性优化分析［J］. 低温与超导，2022（10）：70-75.［17］杨雯，陈叔平，余铁浩，等. 大型真空粉末绝热低温球罐热-结构耦合分析［J］. 化工设备与管道，2020（6）：1-6.［18］王春娟. 固定式低温容器应变强化设计与制造研究（硕士学位论文）［D］. 广州：华南理工大学，2015：96.［19］严哲钦. 压力管道的弯管与直管连接结构应力分析［J］. 化学工程与装备，2018（12）：203-205.［20］邵海磊，刘彤，梁文甫，等. 基于ANSYS/Workbench的压力容器开孔接管区的应力分析［C］// 浙江大学化工机械研究所. 第九届全国压力容器设计学术会议暨第八届压力容器分会设计委员会委员会议论文集. 杭州：浙江大学化工机械研究所，2014：154-158.［21］曹丽琴，张红升，李岩彬. 内压和外载荷作用下接管和管道连接部位的应力评定［J］. 压力容器，2021（1）：55-60.［22］陈迪，杨杰，李伟刚，等. 航空扩口导管连接仿真及结构参数研究［J］. 四川轻化工大学学报（自然科学版），2021（4）：25-31.维普免费下载《煤气与热力》论文（现刊和过刊均可）
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