LNG臥式儲(chǔ)罐拉帶式支撐應(yīng)力分析及結(jié)構(gòu)優(yōu)化

張衛(wèi)義,李星波,姚 欣，趙 杰,宇 波,李 偉,徐江英

(1.北京石油化工學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院 氫能研究中心,北京 102617；2.北京明暉天海氣體儲(chǔ)運(yùn)裝備銷售有限公司,北京 101112；3.北京天海低溫設(shè)備有限公司，北京 101109)

0 引言

隨著新能源科技及裝備的不斷進(jìn)步，在石油化工、醫(yī)療、交通運(yùn)輸?shù)阮I(lǐng)域低溫液化氣體正在成為一種應(yīng)用廣泛的儲(chǔ)存方式。液化天然氣能量密度大、經(jīng)濟(jì)高效，而且完全燃燒時(shí)排放的氣體中幾乎不含硫、粉塵和其他有害物質(zhì)[1]，被認(rèn)為是目前取代傳統(tǒng)石化能源的理想的清潔能源。低溫雙層容器是一種儲(chǔ)運(yùn)低溫液化氣體的特種設(shè)備，與傳統(tǒng)的高壓儲(chǔ)存容器相比，具有儲(chǔ)存效率高、壓力小的特點(diǎn)。但是，由于其結(jié)構(gòu)復(fù)雜、儲(chǔ)存介質(zhì)的溫度低，因此，對低溫雙層容器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度問題的研究具有重要意義。

由于低溫雙層罐強(qiáng)度的試驗(yàn)研究成本高、時(shí)間周期長，因此，對于低溫雙層罐的強(qiáng)度研究大多采用有限元計(jì)算的數(shù)值模擬方法。李萬暉[2]對頸管結(jié)構(gòu)的車載氣瓶進(jìn)行了有限元分析，對比不同壓力下的內(nèi)容器的強(qiáng)度，結(jié)果表明，采用高強(qiáng)度材料或增加氣瓶有效厚度的方法，可以提高氣瓶承壓能力，防止頸管處發(fā)生應(yīng)力集中而失效；劉培啟等[3-4]采用有限元方法對頸管式異形氣瓶進(jìn)行振動(dòng)研究，主要結(jié)論是在運(yùn)動(dòng)中支撐處與封頭相連處是最容易發(fā)生共振的部位，并通過增加徑向支撐的方式對氣瓶進(jìn)行了優(yōu)化；李陽等[5-6]通過建立低溫絕熱氣瓶的熱固耦合模型，計(jì)算了頸部支撐結(jié)構(gòu)，得到頸管與封頭開孔連接處應(yīng)力最大的結(jié)果，并對頸管進(jìn)行優(yōu)化，認(rèn)為頸管長度與頸管直徑對強(qiáng)度影響較大而壁厚影響較?。魂愂迤降萚7]研究了HV-MLI低溫管道，并通過有限元方法對環(huán)氧玻璃鋼支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了熱應(yīng)力計(jì)算，結(jié)果表明，接近彎管的支撐結(jié)構(gòu)應(yīng)力越大，可以加大接近彎管的厚度，以滿足強(qiáng)度與傳熱的要求；劉康等[8]對環(huán)氧玻璃鋼與不銹鋼組合下的低溫容器支撐結(jié)構(gòu)進(jìn)行了熱應(yīng)力計(jì)算，結(jié)果表明，在沖擊載荷下，環(huán)氧玻璃鋼的絕熱能力與強(qiáng)度均滿足應(yīng)用的需求；周天送[9]利用Ansys有限元軟件對車載低溫氣瓶的靜應(yīng)力和動(dòng)力學(xué)分析，主要對氣瓶在沖擊載荷下頸管支撐結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度與傳熱進(jìn)行分析，并對頸管支撐結(jié)構(gòu)提出了優(yōu)化的方案，即頸管采用過渡圓弧的方法連接，能有效降低應(yīng)力集中處疲勞破壞的概率；張為[10]建立了立式低溫儲(chǔ)罐模型，并進(jìn)行有限元數(shù)值計(jì)算，對內(nèi)筒封頭拉帶的角度進(jìn)行了優(yōu)化，得到了拉帶的最優(yōu)角度，但未對拉帶的形式進(jìn)行深入研究。

綜上所述，以往對于低溫容器支撐結(jié)構(gòu)的研究大部分集中于支撐結(jié)構(gòu)為一端固定、一端自由的結(jié)構(gòu)形式，如常見的頸管式或立式拉帶支撐結(jié)構(gòu)。本文擬對一種臥式拉帶式支撐結(jié)構(gòu)的船用液態(tài)天然氣燃料儲(chǔ)罐進(jìn)行有限元熱力耦合分析，并對橫向拉帶支撐結(jié)構(gòu)的形式進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 船用LNG燃料儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)

船用液化天然氣主要采用低溫雙層絕熱儲(chǔ)罐進(jìn)行儲(chǔ)存、運(yùn)輸。拉帶式支撐LNG臥式儲(chǔ)罐是適用于小型燃料罐，由于液化天然氣溫度低、儲(chǔ)罐的內(nèi)外溫差較大，為確保儲(chǔ)罐的強(qiáng)度安全，需要對低溫雙層儲(chǔ)罐進(jìn)行熱應(yīng)力分析。圖1示出拉帶式支撐LNG臥式儲(chǔ)罐的結(jié)構(gòu)。

拉帶式支撐LNG臥式儲(chǔ)罐主要由內(nèi)容器、外容器、加強(qiáng)圈、封頭拉帶、橫向拉帶等組成。外容器規(guī)格?3 100 mm×8 mm，材料采用Q345R，楊氏模量為200 GPa，泊松比取0.3，環(huán)境溫度為22 ℃；內(nèi)容器的規(guī)格為?2 600 mm×11 mm，材料為S30408不銹鋼，內(nèi)部介質(zhì)為液化天然氣，溫度為-162 ℃。在不同溫度下的材料性能見表1[5]。內(nèi)外容器之間采用高真空多層絕熱的方式進(jìn)行保冷，內(nèi)外容器之間用不銹鋼拉帶對內(nèi)容器進(jìn)行固定，拉帶材料為S30408不銹鋼，寬度為120 mm，厚度為8 mm。其中，封頭拉帶共16條，左右兩側(cè)封頭各8條，主要限制內(nèi)容器沿半徑方向的位移；橫向拉帶共4條，分布在內(nèi)容器前后兩側(cè)，主要限制內(nèi)容器沿容器軸線方向的位移。

表1 S30408材料特性

拉帶承受了內(nèi)容器的重力、內(nèi)外容器承受壓力產(chǎn)生變形帶來的位移載荷和內(nèi)外容器之間的溫差載荷，并且拉帶的橫截面尺寸和長度還決定了隔熱效果的優(yōu)劣。因此，拉帶作為儲(chǔ)罐的主要受力部件，其隔熱效果和強(qiáng)度安全水平具有重要作用。

2 有限元應(yīng)力分析

2.1 三維實(shí)體模型

由于臥式儲(chǔ)罐的模型較大，為了剖分單元時(shí)方便生成較規(guī)則的正六面體單元，對內(nèi)、外容器以及其他部件進(jìn)行實(shí)體分割，劃分為若干個(gè)規(guī)則的幾何體，各幾何體之間用Bonded接觸實(shí)現(xiàn)連接。

2.2 有限元模型

由于雙層罐的模型和工況復(fù)雜，有限元建模時(shí)主要采用六面體單元，穩(wěn)態(tài)傳熱采用單元類型為Solid 90與Solid 87；結(jié)構(gòu)單元類型主要為Solid 186，在模型不規(guī)則處采用四面體高階單元，單元類型為Solid 187，總體單元數(shù)量為717282，節(jié)點(diǎn)總數(shù)為3 181 445。熱-結(jié)構(gòu)耦合的物理方程[11]為:

(1)

(2)

(3)

γxy=τxy/G

(4)

γyz=τyz/G

(5)

γzx=τzx/G

(6)

式(1)～(6)中，除了常用的應(yīng)力、應(yīng)變、剪應(yīng)力、剪應(yīng)變、彈性模量和泊松比符號(hào)外，α為膨脹系數(shù)，Δθ為溫度差。文中的低溫雙層罐結(jié)構(gòu)復(fù)雜，內(nèi)外容器的材料不同。因此，需要對上述偏微分方程(1)～(6)進(jìn)行離散，借助Ansys有限元軟件對上述離散后的方程組進(jìn)行數(shù)值求解。

2.3 邊界條件

內(nèi)容器的設(shè)計(jì)壓力為1.0 MPa，設(shè)計(jì)溫度為-162 ℃；內(nèi)外容器之間為真空環(huán)境，外容器設(shè)計(jì)壓力-0.1 MPa，設(shè)計(jì)溫度50 ℃。外容器外壁與環(huán)境接觸，對流換熱系數(shù)取5 W/(m2·K)，容器壁面溫度22 ℃；內(nèi)容器內(nèi)壁與熱容量巨大的介質(zhì)直接接觸，近似強(qiáng)制對流換熱，因此，可視為內(nèi)壁施加了一個(gè)恒壁溫邊界溫度載荷，溫度-162 ℃。由于內(nèi)容器采用高真空多層絕熱方式，故可忽略通過輻射換熱產(chǎn)生的漏熱量，近似認(rèn)為內(nèi)容器外壁溫度為-162 ℃；外容器壁面溫度為22 ℃。通過有限元計(jì)算獲得整個(gè)容器的溫度場，如圖2所示;圖3,4示出拉帶處的溫度場分布詳圖。拉帶處的溫度場可作為靜結(jié)構(gòu)計(jì)算的邊界條件，經(jīng)轉(zhuǎn)化為等效應(yīng)力施加在船用低溫燃料艙的有限元物理模型上，并施加相應(yīng)的力邊界條件進(jìn)行靜力學(xué)求解。靜力學(xué)的邊界條件為：整體施加重力加速度9.806 m/s2；外容器施加外壓0.1 MPa，內(nèi)容器施加內(nèi)壓1.0 MPa。外容器與加強(qiáng)圈之間、加強(qiáng)圈與拉帶之間、拉帶與墊板之間、墊板與內(nèi)容器之間均采用Bonded的接觸類型連接。位移邊界條件：外容器與固定支座連接處在X,Y,Z三個(gè)方向上的位移為0。

圖2 整體溫度分布云圖

圖3 橫向拉帶處的溫度場分布

圖4 封頭拉帶處的溫度場分布

2.4 有限元解

2.4.1 有限元解的正確性驗(yàn)證

通過對低溫燃料艙進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)耦合計(jì)算，得到了船用燃料艙內(nèi)、外容器的熱應(yīng)力結(jié)果。為了進(jìn)一步驗(yàn)證結(jié)果的正確性，對內(nèi)容器與拉帶連接處局部高應(yīng)力區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，得到內(nèi)容器與拉帶連接處的最大Mises名義應(yīng)力為636.5 MPa，細(xì)化網(wǎng)格前后名義應(yīng)力值相差小于1.5%。這時(shí)，在遠(yuǎn)離拉帶結(jié)構(gòu)的內(nèi)容器筒體上周向應(yīng)力約為116.65 MPa，如圖5所示。

圖5 內(nèi)容器筒體周向應(yīng)力分布

根據(jù)無力矩理論[11]，薄壁圓筒承受氣體內(nèi)壓時(shí)圓筒的周向應(yīng)力為：

σθ=pR/δ

(7)

式中,p為薄壁圓筒內(nèi)壓；R為薄壁圓筒半徑;δ為薄壁圓筒厚度。

通過式(7)計(jì)算得到周向薄膜應(yīng)力理論值為118.18 MPa，與有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果相比誤差僅為1.29%，因此可以確定有限元解趨于收斂，而且有限元數(shù)值計(jì)算結(jié)果正確。

2.4.2 拉帶及支撐部位應(yīng)力分布

進(jìn)行熱-結(jié)構(gòu)耦合計(jì)算[12]，首先，計(jì)算低溫雙層罐的穩(wěn)態(tài)溫度場，得到其穩(wěn)態(tài)溫度分布規(guī)律；然后，將計(jì)算所得溫度載荷與力邊界載荷施加到低溫雙層罐靜結(jié)構(gòu)上進(jìn)行求解，即可得到低溫雙層罐的熱-結(jié)構(gòu)耦合應(yīng)力結(jié)果。圖6為加強(qiáng)圈與橫向拉帶處的應(yīng)力云圖，加強(qiáng)圈與橫向拉帶連接處的名義應(yīng)力最大為1623.2 MPa。由圖7可知，低溫船用燃料艙的而內(nèi)、外容器與拉帶連接處的最大Mises應(yīng)力分別為636.5 MPa和636.41 MPa，都超過了材料的屈服極限和強(qiáng)度極限。

圖6 內(nèi)容器拉帶結(jié)構(gòu)整體應(yīng)力分布

(a)內(nèi)容器外壁面

圖8示出封頭拉帶的應(yīng)力分布圖，8條封頭拉帶的左右應(yīng)力分布情況基本相同，高應(yīng)力區(qū)域主要是集中于與封頭墊板相連處，最大Mises應(yīng)力368.13 MPa；位于上方的兩條拉帶表面，除了承受熱應(yīng)力外，還承受了內(nèi)容器的重力。因此，上方兩條拉帶的應(yīng)力較其他拉帶的應(yīng)力水平更大。

圖8 封頭拉帶的應(yīng)力分布

根據(jù)整體模型的有限元計(jì)算應(yīng)力分析結(jié)果可知，橫向拉帶是存在應(yīng)力集中的主要部件。一字型拉帶的Mises相當(dāng)應(yīng)力分布如圖9所示，拉帶上最大相當(dāng)應(yīng)力為1 623.2 MPa，遠(yuǎn)超材料的屈服極限值。

圖9 一字型橫向拉帶應(yīng)力分布

2.4.3 改進(jìn)拉帶結(jié)構(gòu)后拉帶及支撐部位應(yīng)力分布

為了降低一字型拉帶新結(jié)構(gòu)的熱-結(jié)構(gòu)耦合應(yīng)力[13]，將一字型拉帶分別變?yōu)閁型、Ω型和雙Ω型結(jié)構(gòu)，并重復(fù)以上計(jì)算過程，得到3種改進(jìn)型拉帶結(jié)構(gòu)的熱-結(jié)構(gòu)耦合應(yīng)力分布，如圖10所示。

圖10 三種拉帶應(yīng)力分布

可以看出，一字型拉帶的Mises相當(dāng)應(yīng)力最大，且最大相當(dāng)應(yīng)力發(fā)生在拉帶的端部，在改變了拉帶結(jié)構(gòu)以后，最大應(yīng)力的位置也發(fā)生了改變，同時(shí)應(yīng)力水平也有明顯的降低，采用雙Ω型結(jié)構(gòu)后，內(nèi)容器與拉帶墊板相連處相當(dāng)應(yīng)力最大值為降為158.01 MPa，最大應(yīng)力的位置轉(zhuǎn)移到了U型結(jié)構(gòu)和Ω型結(jié)構(gòu)最高點(diǎn)的內(nèi)表面，是典型的薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力狀態(tài)。雙Ω型結(jié)構(gòu)使得其最大相當(dāng)應(yīng)力降為244.47 MPa，小于材料的屈服極限。由圖11表明，增加了U型結(jié)構(gòu)、Ω型結(jié)構(gòu)和雙Ω型結(jié)構(gòu)以后，改變了一字型拉帶結(jié)構(gòu)的柔度，使原模型的一字型結(jié)構(gòu)的最大Mises應(yīng)力水平有明顯地降低，其中 雙Ω型結(jié)構(gòu)與原結(jié)構(gòu)相比，最大Mises應(yīng)力降低了80.33%。

圖11 不同結(jié)構(gòu)型式的最大Mises應(yīng)力

將一字型拉帶結(jié)構(gòu)改為雙Ω型結(jié)構(gòu)后，封頭拉帶處及內(nèi)容器與墊板連接處的應(yīng)力分布如圖12，13所示?？梢钥闯?，封頭拉帶和內(nèi)容器上的最大Mises相當(dāng)應(yīng)力降為245.3,158.01 MPa，分別降低了33.36%,74.12%，應(yīng)力水平有了明顯地降低，因此，雙Ω型拉帶結(jié)構(gòu)對于補(bǔ)償?shù)蜏責(zé)釕?yīng)力有較顯著的效果。

圖12 封頭拉帶處應(yīng)力分布

圖13 內(nèi)容器與拉帶墊板相連接處應(yīng)力分布

3 雙Ω型拉帶結(jié)構(gòu)的優(yōu)化

為了得到符合強(qiáng)度要求的最佳雙Ω型拉帶結(jié)構(gòu)，進(jìn)行多參數(shù)化的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)[14-18]。在對 雙Ω型拉帶結(jié)構(gòu)的多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)中，優(yōu)化變量X和目標(biāo)函數(shù)F(X)為：

X=[R1，R2，δ1，δ2，L0]

(8)

F(X)=Umin[f(R1)，f(R2)，f(δ1)，f(δ2)，f(L0)]

(9)

約束條件：

(10)

式中,Umin為求解最小Mises應(yīng)力值的函數(shù)；R1,R2為橫向拉帶的圓弧補(bǔ)償結(jié)構(gòu)半徑;δ1,δ2為橫向拉帶圓弧補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的厚度;L0為橫向拉帶雙Ω型結(jié)構(gòu)兩個(gè)圓弧圓心補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的距離。

3.1 優(yōu)化方案

雙Ω型結(jié)構(gòu)對于降低拉帶支撐結(jié)構(gòu)處的應(yīng)力水平具有顯著效果,圖14示出增加了圓弧形補(bǔ)償結(jié)構(gòu)后的雙Ω型橫向拉帶。

圖14 雙Ω型結(jié)構(gòu)示意

經(jīng)過多組數(shù)據(jù)的計(jì)算和分析可得，增加了雙Ω型結(jié)構(gòu)橫向拉帶上的最大Mises應(yīng)力主要與雙Ω型結(jié)構(gòu)上兩個(gè)圓弧補(bǔ)償結(jié)構(gòu)的厚度比δ1/δ2、距離L0以及半徑比R1/R2有關(guān)。為進(jìn)一步探究橫向拉帶上最大Mises應(yīng)力與厚度、距離以及半徑的關(guān)系，采用如下的優(yōu)化方案進(jìn)行優(yōu)化討論。

方案1：L0任取190 mm，R1,R2分別取60 mm，探究δ1/δ2對于雙Ω型結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力的影響。

方案2：R1,R2分別取60 mm，δ1,δ2分別取8,10 mm，探究L0對雙Ω型結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力的影響。

方案3：δ1,δ2分別取8,10 mm，L0取190 mm，探究R1/R2對雙Ω型結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力的影響。

3.2 雙Ω型結(jié)構(gòu)最佳厚度

對于 雙Ω型結(jié)構(gòu)的厚度進(jìn)行了優(yōu)化，當(dāng)δ1,R1,R2以及L0一定時(shí)，隨著Ω型結(jié)構(gòu)厚度δ2的增加，最大Mises應(yīng)力水平的變化如圖15(a)所示，當(dāng)雙Ω型結(jié)構(gòu)δ2=10 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力值最小為221.68 MPa；當(dāng)δ2一定時(shí)，最大Mises應(yīng)力隨著δ1的變化如圖15(b)所示，當(dāng)δ1=8 mm時(shí)，最大Mises應(yīng)力仍為最小，因此，最佳厚度為δ1=8 mm，δ2=10 mm。

由圖2可知，京津冀、長三角和珠三角城市群的地區(qū)生產(chǎn)總值與城鎮(zhèn)居民生活用電量趨勢基本一致。下面對三大典型城市群的城鎮(zhèn)人口規(guī)模、居民收入水平、能源消費(fèi)強(qiáng)度和產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)等因素與城鎮(zhèn)居民生活用電量進(jìn)行分析:

(a)δ2對等效應(yīng)力的影響

3.3 雙Ω型結(jié)構(gòu)最佳距離

當(dāng)確定最佳厚度δ1=8 mm，δ2=10 mm后，對雙Ω型結(jié)構(gòu)之間的距離進(jìn)一步優(yōu)化。當(dāng)其他參數(shù)一定時(shí)，隨著距離L0的變化，最大Mises相當(dāng)應(yīng)力的值的變化如圖16所示?？梢钥闯觯S著雙Ω結(jié)構(gòu)距離的增加，最大Mises相當(dāng)應(yīng)力持續(xù)下降，當(dāng)距離L0=190 mm，最大相當(dāng)應(yīng)力值最小約為221.68 MPa，當(dāng)L0大于190 mm時(shí)，最大相當(dāng)應(yīng)力值呈上升趨勢。因此，最佳距離為190 mm。

3.4 雙Ω型結(jié)構(gòu)最佳半徑比

圖17(a)示出當(dāng)R1分別為55,60，65 mm時(shí)，雙Ω的最大Mises相當(dāng)應(yīng)力隨R2的變化情況，總體來看，當(dāng)R2為55，60 mm時(shí)可以取到最小值。當(dāng)R1=60 mm時(shí)，R2=55 mm的應(yīng)力最小值為213.12 MPa，并且，當(dāng)R2<55 mm時(shí)，隨著半徑的增加，最大相當(dāng)應(yīng)力逐漸減??；當(dāng)R2>55 mm時(shí)，最大相當(dāng)應(yīng)力隨著半徑的增加而增加。

(a)半徑R2對相當(dāng)應(yīng)力的影響

圖17(b)示出R2一定時(shí)，取不同R1橫向拉帶最大Mises應(yīng)力的變化情況。當(dāng)R2=60 mm時(shí)，橫向拉帶最大Mises相當(dāng)應(yīng)力水平比其他兩種方案都小，并且隨著R1增加，最大相當(dāng)應(yīng)力有單減趨勢，當(dāng)R1=70 mm時(shí)，最大相當(dāng)應(yīng)力最小為189.16 MPa。但是，考慮到R1=70 mm時(shí)，船用燃料艙晃動(dòng)使雙Ω結(jié)構(gòu)可能與外容器內(nèi)壁發(fā)生干涉，因此，選用R1=65 mm，R2=60 mm為最佳半徑的雙Ω型結(jié)構(gòu)，此時(shí)最大相當(dāng)應(yīng)力值為202.19 MPa，且僅分布于Ω膨脹節(jié)內(nèi)表面上的一個(gè)薄層區(qū)域內(nèi)，沿厚度方向Mises應(yīng)力迅速衰減。

3.5 結(jié)果分析

上述對雙Ω型結(jié)構(gòu)的優(yōu)化結(jié)果如表2所示。

表2 雙Ω型結(jié)構(gòu)的優(yōu)化結(jié)果

通過3個(gè)方案優(yōu)化后，最終雙Ω型結(jié)構(gòu)膨脹節(jié)的半徑取R1=65 mm，R2=60 mm，圓心距取L0=190 mm，膨脹節(jié)厚度取δ1=8 mm，δ2=10 mm。船用低溫燃料艙通過增加雙Ω膨脹節(jié)并優(yōu)化后，降低了整體結(jié)構(gòu)的應(yīng)力水平。為了評(píng)估船用低溫燃料艙是否符合設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，對拉帶固定點(diǎn)處墊板附近的內(nèi)容器重新進(jìn)行了應(yīng)力分析。封頭拉帶與封頭連接處的應(yīng)力水平顯著降低，應(yīng)力分布云圖如圖18所示，Mises相當(dāng)應(yīng)力最大值為191.95 MPa，滿足強(qiáng)度要求。橫向拉帶與內(nèi)容器連接處的應(yīng)力水平也明顯下降，內(nèi)容器與墊板連接處的應(yīng)力分布情況如圖19,20所示，在增加了雙Ω型結(jié)構(gòu)以后，最大相當(dāng)應(yīng)力水平降低到148.76 MPa，符合強(qiáng)度要求。

圖18 封頭上的應(yīng)力云圖

圖19 內(nèi)容器上的應(yīng)力分布云圖

為了更加直觀地分析內(nèi)容器與墊板附近的應(yīng)力分布情況，在墊板處設(shè)置了如圖21所示的線性路徑，拉帶固定點(diǎn)處墊板附近的內(nèi)容器在增加雙Ω膨脹節(jié)前、后Mises相當(dāng)應(yīng)力沿這些路徑的分布情況如圖22,23所示。

圖20 墊板處的應(yīng)力云圖

圖21 內(nèi)容器墊板附近線性化路徑設(shè)置

圖22 優(yōu)化改進(jìn)前墊板附近的Mises應(yīng)力分布

圖23 優(yōu)化改進(jìn)后墊板附近的Mises應(yīng)力分布

4 結(jié)論

(1)原設(shè)計(jì)中的一字型拉帶結(jié)構(gòu)在較大的溫差和力邊界條件作用下的應(yīng)力值超過了材料的許用應(yīng)力。在對拉帶式結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)中，主要考慮了U型結(jié)構(gòu)、型Ω結(jié)構(gòu)、雙Ω型3種結(jié)構(gòu)，計(jì)算分析結(jié)果表明，3種結(jié)構(gòu)分別降低了32.74%，74.77%，80.33%的應(yīng)力水平，最大 Mises應(yīng)力的位置為U型結(jié)構(gòu)和Ω型結(jié)構(gòu)最高點(diǎn)的內(nèi)表面，是典型的薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力狀態(tài)。因此，雙Ω型拉帶結(jié)構(gòu)為最佳結(jié)構(gòu)，并需要進(jìn)一步優(yōu)化。

(2)在對雙Ω型結(jié)構(gòu)優(yōu)化中，主要對結(jié)構(gòu)中半徑R1,R2，結(jié)構(gòu)厚度δ1,δ2以及Ω間的距離L0進(jìn)行優(yōu)化。優(yōu)化結(jié)果表明，當(dāng)R1=65 mm，R2=60 mm，δ1=8 mm，δ2=10 mm，L0=190 mm時(shí)，內(nèi)容器拉帶墊板附近的最大Mises應(yīng)力值降為48 MPa,滿足強(qiáng)度要求。雙Ω型拉帶結(jié)構(gòu)最高點(diǎn)的內(nèi)表面上的最大Mises應(yīng)力值最小，其值為202.19 MPa，沒有超出屈服極限。

(3)通過對雙Ω型結(jié)構(gòu)的優(yōu)化，確定了船用燃料罐拉帶最優(yōu)的結(jié)構(gòu)比例尺寸，對當(dāng)前規(guī)格下的低溫船用燃料罐，可以滿足強(qiáng)度要求，但需要進(jìn)一步做疲勞分析。