低溫容器支承結(jié)構(gòu)的裝配狀態(tài)對(duì)支承功能的影響

黃歡明 潘衛(wèi)明 馮慧華

(上海船用柴油機(jī)研究所 上海 201203)

1 引言

環(huán)氧玻璃鋼是一種各向異性的復(fù)合材料，由于其具有熱導(dǎo)率低、壓縮強(qiáng)度高的特點(diǎn)［1－3］，在裝載 LNG、液氮等低溫容器的支承結(jié)構(gòu)上具有廣泛的應(yīng)用［4－5］。行業(yè)內(nèi)圍繞環(huán)氧玻璃鋼支承結(jié)構(gòu)的絕熱性能［6－7］和低溫下的力學(xué)性能［8］開展了一定研究。低溫容器支承結(jié)構(gòu)支承件和罐體之間的接觸行為復(fù)雜，且在低溫下支承結(jié)構(gòu)的裝配狀態(tài)和常溫下相比將發(fā)生較大變化，相關(guān)的研究報(bào)道較少涉及。而計(jì)算機(jī)技術(shù)和有限元理論的發(fā)展，為低溫容器支承結(jié)構(gòu)的力學(xué)預(yù)測(cè)、計(jì)算提供了有效的方法。

本文對(duì)滿載液氧的35 m3高真空多層絕熱低溫容器進(jìn)行整體熱－結(jié)構(gòu)耦合分析，得到容器的支承結(jié)構(gòu)在不同的初始裝配狀態(tài)下環(huán)氧玻璃鋼支承件的溫度分布、應(yīng)力分布和位移分布規(guī)律，以此評(píng)估了支承件和罐體之間裝配狀態(tài)對(duì)其支承功能的影響。

2 計(jì)算方法和模型

2.1 研究對(duì)象

本文研究的35 m3高真空多層絕熱低溫容器的內(nèi)、外罐為臥式套裝結(jié)構(gòu)，內(nèi)、外罐之間夾層為真空室;內(nèi)、外罐之間在垂向上采用環(huán)氧玻璃鋼支承件(簡(jiǎn)稱垂向玻璃鋼支承件)，安裝示意圖如下圖1所示，首、尾端封頭處各布置一套，內(nèi)外罐體材料均采用奧氏體不銹鋼。

圖1 支承結(jié)構(gòu)裝配示意圖Fig.1 Assembly of longitude glass fiber bearing

由于在容器加注低溫液體后，材料性能隨溫度降低而改變而導(dǎo)致垂向玻璃鋼支承件和罐體之間的配合狀態(tài)將發(fā)生改變，因此必須結(jié)合傳熱學(xué)理論和力學(xué)理論對(duì)支承結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱－結(jié)構(gòu)耦合分析，評(píng)估支承結(jié)構(gòu)在低溫下裝配狀態(tài)的變化對(duì)容器在各種設(shè)計(jì)載荷下支承功能的影響。

2.2 計(jì)算模型

2.2.1 計(jì)算方法

根據(jù)分析的目的和載荷的特點(diǎn)，采用有限元軟件ANSYS對(duì)該低溫容器支承結(jié)構(gòu)的熱－結(jié)構(gòu)耦合場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，分析過程采用序貫耦合法進(jìn)行，即首先進(jìn)行熱分析，然后將熱分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度作為節(jié)點(diǎn)載荷施加在后序的結(jié)構(gòu)分析的模型中。

由于研究對(duì)象為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)以及載荷的對(duì)稱性，計(jì)算模型簡(jiǎn)化為1/4模型，如圖2所示。計(jì)算模型中總體坐標(biāo)系定義為:x向沿罐體軸向，y向沿罐體垂向，z向沿罐體縱向;對(duì)垂向玻璃鋼支承件定義局部柱坐標(biāo)系，x向沿垂向玻璃鋼支承件徑向，y向沿垂向玻璃鋼支承件周向，z向沿垂向玻璃鋼支承件軸向;為便于研究垂向支承件上溫度等參數(shù)的分布規(guī)律，定義局部柱坐標(biāo)系下模型的y軸周向旋轉(zhuǎn)的起始角度為 0°，結(jié)束角度為 180°。

圖2 低溫容器支承結(jié)構(gòu)的計(jì)算模型Fig.2 FEA model of bearing structure

由于垂向玻璃鋼支承件的加工誤差，在裝配時(shí)其內(nèi)圈和外罐之間配合處可能存在一定的間隙。由于該間隙的尺寸精確測(cè)量在工程上存在較大困難，可簡(jiǎn)化為垂向玻璃鋼支撐件內(nèi)圈和外罐封頭之間完全接觸(簡(jiǎn)稱接觸狀態(tài)1)和上半圈接觸而下半圈分離(簡(jiǎn)稱接觸狀態(tài)2)的兩種工程極限裝配狀態(tài)作為分析的初始狀態(tài)分別計(jì)算，以此得到計(jì)算結(jié)果參數(shù)的分布范圍。

2.2.2 熱分析模型

不銹鋼罐體和玻璃鋼支撐件均采用20節(jié)點(diǎn)熱分析實(shí)體單元SOLID90，在接觸狀態(tài)1下垂向玻璃鋼支撐件和罐體之間接觸導(dǎo)熱均采用LINK34單元模擬;在接觸狀態(tài)2下垂向玻璃鋼支撐件內(nèi)圈的上半圈(即周向0°—90°)和外罐之間接觸導(dǎo)熱采用LINK34單元模擬、而下半圈(即周向90°—180°)和外罐之間非接觸式輻射換熱采用LINK31單元模擬;罐體和其余玻璃鋼支撐件之間的接觸導(dǎo)熱采用LINK34單元模擬。LINK34單元的接觸導(dǎo)熱系數(shù)由試驗(yàn)測(cè)量得到［9］。這樣，在接觸狀態(tài)1下共劃分SOLID90單元46 620個(gè)，LINK34單元6 179個(gè);在接觸狀態(tài)2下共劃分SOLID90單元46 620個(gè)，LINK34單元5 553個(gè)，LINK31單元645個(gè)。

假設(shè)低溫容器加注液氧至額定充裝率后靜置達(dá)到穩(wěn)定熱平衡狀態(tài)，內(nèi)罐內(nèi)表面設(shè)置90.15 K溫度約束條件，外罐外表面設(shè)置293.15 K對(duì)流換熱邊界條件，外罐外表面和大氣環(huán)境的自然對(duì)流傳熱系數(shù)為5 W/(m2·K)。模型的結(jié)構(gòu)對(duì)稱面設(shè)置絕熱條件。奧氏體不銹鋼和環(huán)氧玻璃鋼材料導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化如圖3所示，在定義材料屬性時(shí)應(yīng)分別輸入垂向和層向的導(dǎo)熱系數(shù)。

圖3 不同溫度下的材料導(dǎo)熱系數(shù)Fig.3 Coefficient of thermal conductivity as a function of temperature

2.2.3 結(jié)構(gòu)分析模型

根據(jù)ANSYS序貫耦合法，在熱分析計(jì)算完成后，將熱分析單元SOLID90轉(zhuǎn)換為對(duì)應(yīng)的20節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)分析實(shí)體單元SOLID95以進(jìn)行結(jié)構(gòu)分析。外罐和垂向玻璃鋼支承件之間接觸行為采用用三維點(diǎn)－點(diǎn)接觸單元CONTA178模擬，對(duì)于初始狀態(tài)為接觸狀態(tài)1下初始間隙設(shè)置為0;對(duì)于接觸狀態(tài)2下上半圈(即周向0°—90°)接觸的初始間隙設(shè)置為0，下半圈(即周向90°—180°)接觸的初始間隙設(shè)置為0.2 mm。這樣，共劃分SOLID95單元46 610個(gè)，CONTA178單元6 179個(gè)。

結(jié)構(gòu)分析的邊界條件為約束罐體軸向?qū)ΨQ面所有節(jié)點(diǎn)的軸向位移和周向位移，并對(duì)縱向剖面所有節(jié)點(diǎn)施加對(duì)稱約束條件。各節(jié)點(diǎn)的溫度載荷讀取熱分析結(jié)果數(shù)據(jù)。

外罐材料的密度設(shè)置為不銹鋼的密度7 850 kg/m3;由于內(nèi)罐滿載液氧，為模擬液氧質(zhì)量對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，將液氧的質(zhì)量作為慣性載荷加載至內(nèi)罐的不銹鋼質(zhì)量上，得出內(nèi)罐材料的等效密度為19 196 kg/m3。奧氏體不銹鋼和環(huán)氧玻璃鋼材料參數(shù)隨溫度變化如圖4—圖7所示，在定義材料屬性時(shí)應(yīng)分別輸入各方向的參數(shù)。環(huán)氧玻璃鋼力學(xué)強(qiáng)度如表1所示，表中σCi表示壓縮強(qiáng)度，σTi表示拉伸強(qiáng)度，Gij表示剪切強(qiáng)度，下標(biāo)1—3分別表示環(huán)氧玻璃鋼的纖維方向、垂直纖維方向和厚度方向。

由于該低溫容器在設(shè)計(jì)上應(yīng)滿足承受垂向沖擊載荷10 g的要求。為了比較不同情況下垂向玻璃鋼支承件的受力情況，分別對(duì)垂向玻璃鋼支承件在靜置工況和承受沖擊載荷工況進(jìn)行計(jì)算。將靜置工況等效為承受垂向加速度1 g;承受沖擊載荷工況等效為承受垂向加速度10 g，并加上自重慣性載荷1 g，最終施加載荷為垂向加速度11 g。

圖4 隨溫度變化的材料彈性模量Fig.4 Elastic moduli as a function of temperature

圖5 隨溫度變化的材料泊松比Fig.5 Poisson＇s ratios as a function of temperature

圖6 隨溫度變化的材料線膨脹系數(shù)Fig.6 Coefficients of thermal expansion as a function of temperature

圖7 隨溫度變化的材料剪切模量Fig.7 Shear moduli as a function of temperature

表1 環(huán)氧玻璃鋼材料強(qiáng)度特性表Table 1 Material mechanics properties of glass fiber reinforced plastic

3 結(jié)果分析和對(duì)比

3.1 熱分析計(jì)算結(jié)果

經(jīng)過計(jì)算，在接觸狀態(tài)1下計(jì)算得到整體漏熱量為93.522 W，在接觸狀態(tài)2下計(jì)算得到整體漏熱量為73.654 W。接觸狀態(tài)2和接觸狀態(tài)1相比，垂向玻璃鋼支承件和外罐之間接觸面積減少一半，導(dǎo)致漏熱量減少21.24%。低溫容器的整體溫度分布如圖8、圖9所示。接觸狀態(tài)1下，垂向支撐玻璃鋼支撐件的溫度分布呈周向均勻分布，最高溫度出現(xiàn)在內(nèi)圈、溫度為225.440 K，最低溫度出現(xiàn)在外圈、溫度為96.463 K;接觸狀態(tài)2下，垂向玻璃鋼支承件溫度分布呈區(qū)域性特點(diǎn)，上半圈溫度高而下半圈溫度低、呈螺旋狀分布，垂向玻璃鋼支承件最高溫度出現(xiàn)內(nèi)圈、溫度為226.915 K，最低溫度出現(xiàn)在外圈、溫度為93.597 K。垂向玻璃鋼支承件內(nèi)圈中面上的溫度沿周向分布如圖10所示。在接觸狀態(tài)1下，垂向玻璃鋼支承件內(nèi)圈的溫度在207.68—216.15 K之間，溫度最大點(diǎn)出現(xiàn)在0°位置，溫度最低點(diǎn)出現(xiàn)在90°位置;而在接觸狀態(tài)2下，垂向玻璃鋼支承件內(nèi)圈的溫度在106.59—217.44 K之間，溫度最大點(diǎn)出現(xiàn)在0°位置，溫度最低點(diǎn)出現(xiàn)在178°位置，沿周向30°—150°之間溫度下降幅度較大?？梢钥闯?，隨著接觸界面的減少，玻璃鋼支承件的上下接觸面之間的溫差減小，通過該處的導(dǎo)熱隨之減少。

3.2 1 g慣性加速度工況下結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果分析

圖8 接觸狀態(tài)1下整體溫度場(chǎng)分布Fig.8 Temperature distribution in contact status 1

圖9 接觸狀態(tài)2下整體溫度場(chǎng)分布Fig.9 Temperature distribution in contact status 2

圖10 垂向玻璃鋼支承件內(nèi)圈溫度沿周向分布Fig.10 Temperature distribution along radius of bearing’s inner loop

經(jīng)過計(jì)算，垂向玻璃鋼支承件和外罐之間接觸界面的間隙沿周向分布如圖11所示，當(dāng)初始狀態(tài)為接觸狀態(tài)1時(shí)，垂向玻璃鋼支承件和外罐之間的接觸界面在周向0°—90°之間處于過盈接觸狀態(tài)，而接觸界面在周向90°—180°之間出現(xiàn)間隙，接觸的區(qū)域減少了50%;間隙的大小沿周向不斷增大，最大間隙出現(xiàn)在周向180°位置，為0.352 mm。而初始狀態(tài)為接觸狀態(tài)2時(shí)，接觸界面在周向0°—52°處于過盈接觸狀態(tài)，在周向52°—180°之間出現(xiàn)間隙，接觸的區(qū)域減少了57.7%;間隙變化的趨勢(shì)也是沿周向不斷增大，且在周向90°后迅速增大，最大間隙出現(xiàn)在周向180°位置，為0.659 mm。可以看出，不管初始接觸狀態(tài)如何，在熱應(yīng)力和慣性載荷共同作用下，都將使垂向玻璃鋼支承件和外罐接觸界面之間接觸的區(qū)域減少。

圖11 接觸界面間隙沿周向分布圖Fig.11 Clearance distribution of contact region along radius

將垂向玻璃鋼支承件應(yīng)力計(jì)算結(jié)果投影至局部柱坐標(biāo)系，在不同的初始接觸狀態(tài)時(shí)，各方向最大應(yīng)力值如表2所示。表2內(nèi)數(shù)值和表1內(nèi)各向強(qiáng)度值比較，各方向最大應(yīng)力值均小于所對(duì)應(yīng)方向的極限強(qiáng)度值，因此不管初始接觸狀態(tài)如何，在滿載靜置工況下垂向支承件是不會(huì)發(fā)生破壞的。但接觸狀態(tài)2的應(yīng)力水平均高于接觸狀態(tài)1，可以看出，垂向玻璃鋼支承件和外罐之間接觸界面的減少造成局部應(yīng)力水平的增加。

表2 1 g慣性加速度工況下垂向玻璃鋼支承件上各方向的最大應(yīng)力Table 2 Maximum stress in each direction under 1 g acceleration

3.3 11 g慣性加速度工況下結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果分析

在11 g慣性加速度作用下、不同的初始接觸狀態(tài)時(shí)垂向玻璃鋼支承件的各方向最大應(yīng)力值如下表3所示，可以看出，初始為接觸狀態(tài)1垂向玻璃鋼支承件的應(yīng)力水平仍處于安全水平;而初始為接觸狀態(tài)2垂向玻璃鋼支承件的最大周向拉應(yīng)力超過了常溫下垂向拉伸極限強(qiáng)度19.1 MPa，而其余各向應(yīng)力分量均小于極限強(qiáng)度值。垂向玻璃鋼支承件上大于19.1 MPa的區(qū)域僅限于支承件內(nèi)圈邊緣、周向52°的區(qū)域，僅在該局部區(qū)域發(fā)生周向開裂。可以看出，在初始接觸狀態(tài)為完全接觸的情況下，垂向支承件滿足沖擊載荷要求，但隨著初始接觸面積減小時(shí)，在強(qiáng)沖擊載荷下可能發(fā)生局部開裂的破壞。

表3 11 g慣性加速度工況下垂向玻璃鋼支承件上各方向的最大應(yīng)力Table 3 Maximum stress in each direction under 11 g acceleration

4 結(jié)論

通過對(duì)35 m3高真空多層絕熱低溫容器的支承結(jié)構(gòu)在垂向玻璃鋼支承件和外罐之間不同初始接觸狀態(tài)下的熱－結(jié)構(gòu)耦合計(jì)算，得到以下結(jié)論:

(1)支承結(jié)構(gòu)的接觸界面大小和容器整體漏熱量關(guān)系很大，初始接觸界面減小一半將導(dǎo)致整體漏熱量減少21.24%。

(2)滿載靜置工況下，不管支承結(jié)構(gòu)接觸狀態(tài)如何，垂向玻璃鋼支承件均不會(huì)發(fā)生破壞;但垂向玻璃鋼支承件和外罐之間的接觸界面減小將導(dǎo)致支承件的局部應(yīng)力水平提高。

(3)垂向10 g沖擊載荷工況下，在初始接觸狀態(tài)為完全接觸的情況下，垂向支承件滿足沖擊載荷要求，但初始接觸面積減小時(shí)，在強(qiáng)沖擊載荷下可能發(fā)生局部開裂的破壞。

(4)在低溫容器支承結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)上，應(yīng)綜合考慮漏熱和支承結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度，在不顯著增加漏熱量的前提下，盡量增加垂向玻璃鋼支承件和外罐之間的接觸面積。

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