張瑩光 李 蕊 林玉娟 劉長海

(1. 東北石油大學機械科學與工程學院；2. 大慶石化公司熱電廠)

液氨儲罐局部腐蝕應力場有限元分析與安全評定*

張瑩光**1李 蕊2林玉娟1劉長海1

(1. 東北石油大學機械科學與工程學院；2. 大慶石化公司熱電廠)

在液氨儲罐筒體與下封頭連接焊縫處和下封頭應力集中處分別建立了面積相同的方形腐蝕坑，運用ANSYS15.0有限元軟件對該結構進行分析，得出它受到均勻腐蝕后的應力分布。對兩處腐蝕坑應力最大值處的危險截面進行線性化分析，最后基于JB 4732-1995(2005確認)進行安全評定。

儲罐 腐蝕坑 有限元 線性化分析 安全評定

焊接接頭具有組織和性能的不均勻性，易產生各種焊接缺陷，同時焊接熔池的一次結晶組織不僅會影響焊縫金屬的抗裂性能，而且會對焊縫金屬的抗腐蝕能力有一定的影響。根據(jù)前人對液氨儲罐的腐蝕研究可知，液氨儲罐受到腐蝕時，其內表面焊縫區(qū)的腐蝕比較嚴重，特別是在環(huán)焊縫上[1]。因此，對儲罐結構的局部腐蝕進行應力場分析時，應當考慮存在于儲罐筒體與下封頭連接焊縫的內表面區(qū)腐蝕坑對儲罐應力場的影響。同時，儲罐支撐式支座以上的封頭部分存在應力集中的區(qū)域，為模擬液氨儲罐在運行時較為嚴重的腐蝕狀況，在考慮焊縫處腐蝕坑的同時也應當考慮下封頭應力集中處存在的腐蝕坑對液氨儲罐強度的影響。

1 液氨儲罐結構與有限元模型

根據(jù)GB 150設計了一臺液氨儲罐(圖1)，其設計溫度為-35°C，設計壓力為2.16MPa。儲罐封頭選用標準橢圓形封頭，支座為4個支撐式支座，設計體積V0=4.5m3，公稱直徑D=1500mm，筒體長度L=2000mm，選用δn=14mm厚的16MnDR鋼板制作儲罐筒體。該液氨儲罐的殼體與支撐式支座墊板采用16MnDR鋼材，支撐式支座其他部分采用Q235B鋼材。

圖1 液氨儲罐整體結構

筆者所研究的液氨儲罐采用支撐式支座，儲罐殼體與支座組成對稱結構，同時容器內的內壓是軸對稱的。由于所分析的兩處腐蝕坑均處于儲罐的下半部分，所以進行分析模型的實體建模時取液氨儲罐整體模型的下半部分。

利用ANSYS15.0有限元軟件對儲罐下封頭和支撐式支座結構的1/8進行模型建立。建立腐蝕坑模型時取同一側的焊縫和下封頭兩處腐蝕坑，二者與對稱邊界距離相等。腐蝕坑的環(huán)向尺寸取為2°角所對應的弧線長度(約25.453mm)，軸向尺寸為20mm。考慮到腐蝕坑處的腐蝕速率會大于罐壁均勻腐蝕的腐蝕速率，所以腐蝕坑的徑向尺寸取為儲罐罐壁均勻腐蝕厚度的1.3倍(圖2)[2]。且腐蝕坑內各處的徑向深度相同。根據(jù)圣維南原理，相應的筒體部分應大于邊緣應力的衰減長度，取為500mm[3]。分別在筒體和封頭連接焊縫內表面和下封頭應力集中的部位建立腐蝕坑模型，如圖3所示(右側為兩腐蝕坑的局部放大圖)。

圖2 罐壁腐蝕厚度和腐蝕坑腐蝕深度隨運行時間的變化

圖3 分析結構的實體模型與局部放大圖

單元類型是進行網(wǎng)格劃分時所使用的單元形式[4]，考慮到液氨儲罐的結構為三維結構且形狀較為復雜，采用SOLID185三維結構實體單元對液氨儲罐進行模擬分析。網(wǎng)格劃分后的下封頭應力集中處的腐蝕坑有限元模型如圖4所示，焊縫處的腐蝕坑有限元模型如圖5所示。

圖4 下封頭應力集中處的腐蝕坑有限元模型

圖5 焊縫處的腐蝕坑模型

2 不同腐蝕程度下液氨儲罐局部結構的應力分析

該液氨儲罐采用常溫中壓的貯存工藝，工作壓力為1.93MPa，在該壓力下，液氨的沸點為50℃。通常情況下無水液氨對鋼只會產生輕微的腐蝕，如果液氨在充裝、排料和檢修的過程中混入空氣，空氣中的二氧化碳、氧氣、氮氣會與液氨、罐壁材料發(fā)生一系列反應，產生的碳基甲酸氨對碳鋼有強烈的腐蝕作用[5]。根據(jù)前人經(jīng)驗，取16MnDR鋼板的腐蝕速率為0.1mm/a，該液氨儲罐的設計使用年限為30年。

由于筆者所分析的儲罐局部結構有兩處腐蝕坑，殼體材料的連續(xù)性遭到破壞，這必然使相同均勻腐蝕下儲罐局部結構的強度低于儲罐整體結構的強度，以至縮短儲罐的使用壽命[6]。分析液氨儲罐局部結構的腐蝕應力場時，從液氨儲罐服役6年后(即腐蝕厚度0.6mm)開始逐年進行分析，對每次的分析模型進行危險截面的應力評定。

液氨儲罐服役6年后局部結構的腐蝕應力場如圖6所示。局部結構的分析模型取為儲罐整體結構的下半部分，應力最大的部位位于支撐式支座上。下封頭處腐蝕坑的應力分布如圖6a所示，該處腐蝕坑中，軸向方向的應力分布較為復雜，上下邊緣的應力較大；筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應力分布則遠小于前者(圖6b)。由圖6可知，焊縫處腐蝕坑內最大應力值僅為150MPa左右。因此，比較兩處腐蝕坑的應力圖可知，焊縫處的腐蝕坑對局部結構的強度影響較小，而下封頭上的腐蝕坑應力集中較為明顯，對局部結構的強度影響較為明顯。

液氨儲罐服役9年后局部結構的腐蝕應力場如圖7所示。此時液氨儲罐局部結構的應力分布規(guī)律基本保持不變，但較前一個分析模型應力范圍擴大，應力最大值較前者增大13.3MPa，最小值稍有減小。該腐蝕程度下，下封頭應力集中處腐蝕坑的應力分布如圖7a所示，其應力分布規(guī)律基本不變，應力集中的區(qū)域也有所增加。焊縫處腐蝕坑的應力分布如圖7b所示，由圖可知，當儲罐殼體的均勻腐蝕壁厚由0.6mm增為0.9mm，腐蝕坑徑向深度由0.78mm增為1.17mm時，焊縫處腐蝕坑的應力增值雖然不大，但從應力分布可知，其應力集中更為明顯，逐漸削弱此處的強度。

圖7 液氨儲罐服役9年后局部結構的腐蝕應力場

液氨儲罐服役12年后局部結構的腐蝕應力分布規(guī)律基本保持不變。比較前兩個腐蝕程度的分析模型，儲罐均勻腐蝕厚度為1.2mm時，該結構的應力范圍均增大，應力最大值較前者增大17.3MPa，最小值稍有減小。該種腐蝕程度下，下封頭應力集中處的腐蝕坑應力分布如圖8a所示，應力分布規(guī)律與前者相似，應力集中的區(qū)域更廣。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應力分布如圖8b所示，由圖可知，當儲罐殼體的均勻腐蝕壁厚變?yōu)?.2mm，腐蝕坑徑向深度增為1.56mm時，焊縫處腐蝕坑底部的應力均增為較大的應力值，應力集中更為明顯，該處對強度有更大的影響。

圖8 液氨儲罐服役12年后局部結構的腐蝕應力場

液氨儲罐服役15年后局部結構的腐蝕應力分布規(guī)律同前幾個分析模型的應力分布規(guī)律相同。由圖可知，當儲罐均勻腐蝕厚度為1.5mm時，應力最大值較前者增大10.5MPa，最小值稍有減小。這種腐蝕程度下，下封頭應力集中處的腐蝕坑應力分布規(guī)律基本不變(圖9a)，應力最大的部位仍出現(xiàn)在軸向方向的上下邊緣處，應力更加集中。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應力分布規(guī)律大致與前幾個腐蝕模型相同(圖9b)。由圖9可知，當儲罐殼體的均勻腐蝕壁厚變?yōu)?.5mm，腐蝕坑徑向深度增為1.95mm時，焊縫處腐蝕坑軸向方向的下邊緣處增大，應力集中更為明顯。

圖9 液氨儲罐服役15年后局部結構的腐蝕應力場

液氨儲罐服役16年后局部結構的腐蝕應力分布如圖10所示。由圖可知，當儲罐殼體的均勻腐蝕壁厚變?yōu)?.6mm，腐蝕坑徑向深度增為2.08mm時，應力最大值增加5.0MPa，最小值稍有變小。此時下封頭應力集中處的腐蝕坑應力分布規(guī)律基本不變(圖10a)，其應力最大的部位仍出現(xiàn)在軸向方向的上下邊緣處。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應力分布規(guī)律大致與前幾個腐蝕模型相同(圖10b)，此時焊縫處腐蝕坑軸向方向的下邊緣處應力集中更為明顯。

液氨儲罐服役17年后局部結構的腐蝕應力場如圖11所示。結構的應力分布規(guī)律基本保持不同，但隨著儲罐壁厚的減薄，該結構的應力增大，應力最大值較前者增加5.0MPa，應力最小值稍有減小。下封頭應力集中處的腐蝕坑應力分布如圖11a所示，應力分布規(guī)律基本不變，應力最大的部位仍在軸向方向的上下邊緣處，對下封頭部分的強度有較大影響。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應力分布如圖11b所示。由圖可知，當儲罐殼體的均勻腐蝕壁厚變?yōu)?.7mm，腐蝕坑徑向深度增為2.21mm時，焊縫處腐蝕坑軸向方向的上邊緣處應力明顯增加，且下邊緣處有較大應力。

圖11 液氨儲罐服役17年后局部結構的腐蝕應力場

3 不同腐蝕程度下液氨儲罐局部結構的安全評定

由以上應力分析可知，液氨儲罐在承受內壓時，最危險的截面為下封頭應力集中處。且根據(jù)前文的應力結果分析，下封頭處的腐蝕坑應力顯然大于筒體與封頭連接焊縫處的腐蝕坑應力，因此對液氨儲罐局部結構的腐蝕應力場進行路徑分析時，直接對下封頭腐蝕坑處的危險截面進行路徑分析。

選取路徑P1～P6分別為上述應力強度最大值節(jié)點沿殼體壁厚方向向外指向殼體外側的相應節(jié)點(圖12)，路徑P1～P6分別對應液氨儲罐服役6、9、12、15、16、17年后的腐蝕模型所選取的分析路徑。

將第三強度理論計算得到的應力分解為薄膜應力、彎曲應力和峰值應力從而運用JB 4732-1995(2005確認)《鋼制壓力容器分析設計標準》中的評定準則對各類應力進行評定。各分析模型中應力沿路徑P1～P6的線性化曲線圖如圖13所示。圖13中，直線代表薄膜應力，虛線代表薄膜加彎曲應力，點劃線代表總應力，總應力與薄膜加彎曲應力的總趨勢與液氨儲罐整體結構腐蝕應力場的路徑評定時下封頭應力集中處的分析路徑線性化得到的應力曲線趨勢相同，兩條曲線均為下降到某一厚度值后略有上升。圖13中的曲線給出了上述3類應力與位移的關系，由于所選取的路徑位于結構不連續(xù)處[7]，因此圖中的薄膜應力應為一次局部薄膜應力PL，由圖可知它不隨位移的改變而改變；因為定義的每條路徑的起點均為應力強度的最大值點，所以總應力和薄膜加彎曲應力均隨位移的增大而減小，但由于該處腐蝕坑位于支撐式支座附近的下封頭部分，所以沿壁厚的應力曲線在接近外壁面處有所上升。根據(jù)曲線圖中的數(shù)值可知，各類應力隨儲罐均勻腐蝕厚度的增大而增大，各路徑線性化后各類應力值見表1。提取出的應力結果中的應力值，分別為薄膜應力、彎曲應力、薄膜加彎曲應力和峰值應力。所選取的路徑P1～P6均為殼體上，所以線性化結果中的薄膜應力為一次總體薄膜應力。其中，一次總體薄膜應力強度SⅡ的限制值為Sm=181MPa，一次局部薄膜加一次彎曲應力強度SⅢ的限制值為1.5Sm=271.5MPa。

圖13 各分析模型中應力沿評定路徑的線性化曲線

由表1可知，路徑P1～P6的各類應力值逐漸增大，液氨儲罐服役6年后，即腐蝕坑深度為0.78mm，下封頭應力集中處的腐蝕坑的危險截面的薄膜應力為142.7MPa，當腐蝕坑深度增為2.21mm時，該腐蝕坑處的強度由于壁厚的減薄而受到削弱，其危險截面的薄膜應力增為169.8MPa，此時的一次局部薄膜應力強度SⅡ為169.8MPa，小于其限制值181MPa。所以各分析模型中危險截面的一次總體薄膜應力強度SⅡ均滿足強度要求。同時，液氨儲罐服役6年后(即均勻腐蝕厚度為0.6mm)，腐蝕坑危險截面的一次薄膜加一次彎曲應力強度SⅢ為229.5MPa，均勻腐蝕厚度增為1.6mm時危險截面的一次薄膜加一次彎曲應力強度SⅢ為271.0MPa，小于其限制值271.5MPa，滿足強度要求；而當儲罐服役17年后，該腐蝕坑的危險截面的薄膜應力加彎曲應力值增為276.2MPa，此時的一次薄膜加一次彎曲應力強度SⅢ為276.2MPa，超出其限制值271.5MPa，已不滿足強度要求。

將各腐蝕模型中下封頭處腐蝕坑危險截面的一次總體薄膜應力強度SⅡ和一次局部薄膜加一次彎曲應力強度SⅢ繪于圖14中。由圖可知，當腐蝕坑腐蝕速率為均勻腐蝕速率的1.3倍時，儲罐服役17年后，兩處腐蝕坑的腐蝕厚度增為2.21mm，下封頭處腐蝕坑的危險截面的SⅢ已超出其限制值，即液氨儲罐服役17年后結構已不能滿足強度要求，因此其使用年限應由30年縮短為16年。

圖14 不同腐蝕程度下儲罐局部結構危險截面的SⅡ和SⅢ

4 結束語

在儲罐筒體和下封頭焊縫處和下封頭應力集中處分別建立了面積相同的方形腐蝕坑，運用有限元軟件分析了該結構的應力分布。根據(jù)得到的局部腐蝕應力場可知，存在于儲罐筒體和下封頭焊縫處的腐蝕坑缺陷對儲罐強度的削弱作用不太明顯，而儲罐下封頭應力集中處的腐蝕坑缺陷對儲罐強度的削弱作用隨缺陷深度的增大而增大。當液氨儲罐的下封頭應力集中處存在腐蝕坑時，將會縮短液氨儲罐的服役年限，此時對比所設計的液氨儲罐服役年限可知，液氨儲罐的使用壽命由30年縮減為16年，由此可知，下封頭處腐蝕坑的存在將縮減儲罐的使用壽命。

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FiniteElementAnalysisandSafetyEvaluationofLocalizedCorrosioninLiquidAmmoniaTank

ZHANG Ying-guang1, LI Rui2, LIN Yu-juan1, LIU Chang-hai1

(1.CollegeofMechanicalScienceandEngineering,Daqing163318,China; 2.ThermalPowerPlant,DaqingPetrochemicalCompany,Daqing163318,China)

Establishing same-sized square corrosion pits at the weld connection between liquid ammonia tank’s cylinder and bottom head and the bottom head’s stress concentration area was implemented. Through analyzing this structure with ANSYS15.0 software, the stress distribution after uniform corrosion was obtained, including the linearization analysis of the dangerous section in two corrosion pits and the safety assessment based on JB 4732-1995(confirmed in 2005)SteelPressureVesselsAnalysisandDesignStandard.

tank, corrosion pit, finite element, linearization analysis, safety evaluation

*國家自然科學基金項目(11272084)。

**張瑩光，男，1990年12月生，碩士研究生。黑龍江省大慶市，163318。

TQ053.2

A

0254-6094(2016)04-0500-09

2015-11-25，

2016-03-21)