吳俊哲 楊申音 安 剛

（北京航天試驗技術(shù)研究所 北京 100074）

1 引 言

液氮預(yù)冷裝置的主要工作方式為將常溫介質(zhì)通入裝有足量液氮的容器,與液氮充分換熱,介質(zhì)溫度降到77 K 左右,再流入后續(xù)設(shè)備。液氮預(yù)冷環(huán)節(jié)由于液氮本身便于獲得,預(yù)冷裝置結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)勢,被廣泛應(yīng)用在氫氣液化、氦氣液化、EAST 低溫系統(tǒng)等制冷流程中,提供從常溫到77 K 范圍內(nèi)的冷量,從而可以取代該工況下的膨脹機,簡化制冷流程,有效降低系統(tǒng)運行成本[1-3]。由于大型制冷流程需要的預(yù)冷裝置體量更大,所用的液氮預(yù)冷裝置則可視為一種低溫壓力容器。另一方面,該類裝置的功能兼具儲存與換熱的功能,但其結(jié)構(gòu)設(shè)計并沒有嚴(yán)格的標(biāo)準(zhǔn),也未有相關(guān)的研究,多根據(jù)以往經(jīng)驗進(jìn)行設(shè)計。若設(shè)計時考慮不周,當(dāng)設(shè)備降溫后由于管路的冷縮效應(yīng)可能在某些部位產(chǎn)生集中應(yīng)力,嚴(yán)重時管路材料可能發(fā)成脆性斷裂而導(dǎo)致裝置失效。

針對發(fā)生脆斷破裂的液氮預(yù)冷裝置的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元仿真分析,計算得到危險位置及等效應(yīng)力,分析了裝置失效的機理并給出了解決方案,后進(jìn)行了液氮沖擊試驗進(jìn)行了驗證。本研究分析結(jié)果對之后液氮預(yù)冷裝置以及類似的低溫容器設(shè)計有一定的參考意義。

2 設(shè)備結(jié)構(gòu)與失效形式

本研究液氮預(yù)冷設(shè)備結(jié)構(gòu)簡圖如圖1 所示。該設(shè)備制造時,中間的氫氣容器5 由焊接在外殼6 上的不銹鋼板支承,并通過與5、6 焊接連接的氫氣進(jìn)出管路固定其位置,使其在豎直狀態(tài)下有一定的結(jié)構(gòu)強度,不會左右竄動。設(shè)備工作時從1 充入液氮,蒸發(fā)出來的氮氣從2 排出,從3 充入氫氣并從4 流出,氫氣流動過程中通過周圍的液氮逐漸冷卻到液氮溫度,再進(jìn)入系統(tǒng)內(nèi)的其他設(shè)備中。其中氮氣壓力約為常壓,氫氣壓力在1 MPa 左右,該設(shè)備工作時置于真空環(huán)境以減少冷量損失。

圖1 設(shè)備簡圖Fig.1 Schematic diagram of equipment

在常溫狀態(tài)下,設(shè)備各焊縫處均進(jìn)行了氦質(zhì)譜檢漏,漏率小于10-9Pa·m3/s。但在之后的系統(tǒng)調(diào)試過程中,發(fā)現(xiàn)氮氣排放口檢測到200×10-6以上的氫氣濃度,判斷為液氮預(yù)冷設(shè)備內(nèi)部出現(xiàn)了泄漏,隨后停止調(diào)試。拆解該裝置進(jìn)行檢修后,發(fā)現(xiàn)其氫路底部管路上的三通有斷口整齊的裂紋,直接導(dǎo)致了設(shè)備內(nèi)氮路與氫路之間連通,致使設(shè)備失效,裂紋形狀及位置如圖2b 所示。失效原因需要進(jìn)行具體分析計算。

圖2 失效三通照片F(xiàn)ig.2 Photo of disfunctional pipe tee

3 模型建立

3.1 設(shè)備結(jié)構(gòu)及材料

該設(shè)備由多個薄壁圓管、管件與一圓柱形容器焊接而成,其中的圓柱體容器的主要參數(shù)為直徑?476 mm,高780 mm,由多個5 mm 厚的不銹鋼圓筒與上下封板焊接而成,總重約400 kg,進(jìn)出氣管路壁厚為2 mm,彎頭、三通管件的壁厚均為3 mm,管路通徑均為DN32。其余結(jié)構(gòu)尺寸如表1 所示。

表1 結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)Table 1 Structural dimension parameter mm

實際設(shè)備采用的管件與筒體部分均為美標(biāo)AISI 316L 不銹鋼。由于在低溫下奧氏體不銹鋼的抗拉強度及屈服強度都有明顯提高,在計算時統(tǒng)一取材料特性在常溫時的值。查得該材料物理屬性如表2 所示。

表2 材料物性表Table 2 Material physical properties

設(shè)備中的三通模型基于實際所用的壓制三通進(jìn)行建模,按等壁厚處理,不考慮工藝引起的局部壁厚不均勻,并在橫、縱連接處設(shè)置與實際相近的過渡轉(zhuǎn)角[4],根據(jù)實際結(jié)構(gòu)建立該設(shè)備三維模型,如圖3所示。

圖3 三維模型Fig.3 3D model

3.2 網(wǎng)格劃分

在劃分網(wǎng)格前,先將模型中管路與彎頭、三通以及罐體部分進(jìn)行分割。應(yīng)用Ansys Workbench 中的Mechnical Model 模塊進(jìn)行三維網(wǎng)格劃分。對于管路和彎頭可以應(yīng)用掃略網(wǎng)格畫法生成較高質(zhì)量的網(wǎng)格;對于三通處,由于存在異形曲面,設(shè)置為六面體為主方法生成的網(wǎng)格。各部件可同時劃分網(wǎng)格,保證計算準(zhǔn)確性的同時提高劃分網(wǎng)格的效率。對于計算關(guān)注重點的三通處劃分更密的網(wǎng)格,模型整體網(wǎng)格及局部加密效果如圖4 所示。

圖4 網(wǎng)格劃分Fig.4 Model mesh

3.3 載荷及約束

設(shè)置加載過程分為3 個分析步,分別對模型僅受重力、重力與氣體壓力、僅受氣體壓力3 種情況進(jìn)行計算。對模型施加的載荷及約束如下:

（1）對兩個管路的上表面施加固定約束,限制該位置節(jié)點所有位移;

（2）重力g=9.8 m/s2;

（3）管路內(nèi)表面氣體壓力p=1.0 MPa。

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4 結(jié)果與分析

4.1 形變分析

在重力和壓力兩種載荷下,模型受力變形結(jié)果如圖5 所示,當(dāng)罐體僅靠管路懸吊在設(shè)備當(dāng)中時,兩條相連管路中,罐體頂部的氫路出氣管幾乎不受力,而豎直向下到罐體底部的氫路進(jìn)氣管承受了絕大部分作用力,且發(fā)生了明顯的彎曲變形。由于與罐體連接的進(jìn)氣管不在罐體的對稱面上,在受力時,進(jìn)氣管與出氣管均受到罐體的重力,但出氣管的固定點不在罐體中心平面上,導(dǎo)致兩個管路的形變量不一致,罐體會向一側(cè)傾斜。圖中變形量放大了30 倍,實際最大位移為3.2 mm。

圖5 變形結(jié)果Fig.5 Deformation results

4.2 應(yīng)力分析

在進(jìn)氣管底部三通處,應(yīng)力最大,并且在三通內(nèi)壁上產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象。根據(jù)第四強度理論,計算其各節(jié)點Von Mises 等效應(yīng)力,并生成應(yīng)力云圖如圖6 所示。其中各節(jié)點等效應(yīng)力σe為:

圖6 三通受力結(jié)果Fig.6 Stress result of pipe tee

式中:σ1、σ2、σ3為3 個方向上的主應(yīng)力。

由云圖可見,應(yīng)力集中位置與實際三通裂紋基本重合,可以判斷為三通失效是罐體重力以及氣體壓力綜合作用的結(jié)果,其中重力產(chǎn)生的應(yīng)力是主要影響因素。觀察三通在僅施加重力以及施加重力和內(nèi)壓力的仿真結(jié)果,發(fā)現(xiàn)當(dāng)僅受重力時,最大應(yīng)力為148.8 MPa;在重力的基礎(chǔ)上施加管內(nèi)氣體壓力后,最大等效應(yīng)力減小為138.9 MPa;僅受內(nèi)壓力時,應(yīng)力集中發(fā)生在三通肩部的過渡圓角處,最大等效應(yīng)力為51.1 MPa。雖然3 種情況下在三通內(nèi)壁上都產(chǎn)生了明顯的應(yīng)力集中,但均小于材料常溫下的屈服強度177 MPa。在管路內(nèi)充入壓力氣體后,認(rèn)為其對三通起到支承作用,使三通局部變形量減小,反而能夠增大三通的極限載荷[5]。

對于不同壁厚的三通分別進(jìn)行分析,截取其等效應(yīng)力最大的中間截面,查看面上的三向正應(yīng)力,如圖7所示?？梢钥闯霾煌诤竦娜?均為沿中間截面法向即Z向的拉應(yīng)力最大,位于三通內(nèi)壁上。該應(yīng)力主要是由于管路變形后,三通受到兩端連接管路分別向兩邊的拉力導(dǎo)致,與實際三通產(chǎn)生的張開型裂紋十分吻合,在兩邊管路的拉力作用下發(fā)生了脆性斷裂。當(dāng)三通壁厚為2 mm 時,最大主應(yīng)力為242.38 MPa,壁厚為3 mm 時的最大主應(yīng)力為145.2 MPa。由此可知,三通管件的壁厚是當(dāng)三通承受面內(nèi)彎矩作用時的主要影響因素。若三通件壁厚不均勻,在中間處壁厚較薄時,很有可能發(fā)生危險。

圖7 三通中間截面主應(yīng)力Fig.7 Principal stress of middle section of pipe tee

5 失效原因分析

5.1 受力原因

在常溫下,罐體在設(shè)備中有支承板支承,所連接的管路幾乎不受力。在常溫充放氣檢漏時,管路內(nèi)壁最大承受由氣體壓力引起的最大51 MPa 左右等效應(yīng)力,且產(chǎn)生在三通肩部的過渡圓角處,管路元件沒有發(fā)生損壞。但設(shè)備正常工作時,在液氮作用下溫度逐漸降低,其連接管路將發(fā)生明顯的收縮現(xiàn)象。固體材料的線膨脹系數(shù)定義為:

由于固體線膨脹系數(shù)是溫度的函數(shù),為方便計算,定義材料總收縮率為（LT0-LT）/LT0,根據(jù)文獻(xiàn)查得不銹鋼材料在80 K 時相對于常溫293 K 時的總收縮率為α293-80=27.8×10-4,對于罐體中的氫氣進(jìn)口管路,長度L293=1 850 mm,得到當(dāng)管路整體降溫至液氮溫度下的長度變化為L80=α293-80L293=5.14 mm。在低溫下,由于管路長度縮短,會將罐體逐漸拉離底部支撐板,導(dǎo)致在底部三通處承受較大的重力載荷。

5.2 材料原因

6 解決措施與冷沖擊試驗

根據(jù)對有限元計算的分析,得到:

（1）由于降溫使管路收縮,罐體自重導(dǎo)致底部三通處會承受較大應(yīng)力,但遠(yuǎn)小于316L 不銹鋼屈服強度。

（2）失效三通材料存在問題,在低溫下發(fā)生脆性斷裂。

故最終采取的解決措施為:切下失效三通,重新焊接上壁厚3 mm 的316L 三通。為確保設(shè)備能夠正常工作,對其進(jìn)行液氮沖擊試驗:

（1）將罐體通過管路提起,模擬在設(shè)備中懸掛的狀態(tài),設(shè)備狀態(tài)正常。

（2）將設(shè)備放回到敞口的液氮杜瓦中,使罐體與管路浸泡在液氮中,直至液氮趨于穩(wěn)定,認(rèn)為設(shè)備已降至液氮溫度。后向設(shè)備氫路中充入1 MPa 壓力氦氣,再等到液氮穩(wěn)定。

（3）將設(shè)備再次提起,恢復(fù)至常溫狀態(tài)后,再重復(fù)進(jìn)行第2 步操作,總計進(jìn)行5 次冷沖擊;

（4）沖擊結(jié)束后,檢查設(shè)備各處是否有泄漏。

液氮冷沖擊試驗如圖8 所示。試驗結(jié)束后,三通及管路狀態(tài)良好,均沒有發(fā)生斷裂或泄漏。證明該結(jié)構(gòu)在懸掛狀態(tài)以及管路內(nèi)氣壓作用下仍具有可靠性,設(shè)備失效是由三通材料在低溫下失去韌性,在罐體重力作用下開裂導(dǎo)致。

圖8 冷沖擊試驗Fig.8 Cold shock test

7 結(jié) 論

對某液氮預(yù)冷設(shè)備進(jìn)行有限元分析,得到如下結(jié)論:

（1）在罐體重力影響下,底部三通的內(nèi)壁存在應(yīng)力集中,最大等效應(yīng)力為148.8 MPa;

（2）管道內(nèi)氣體壓力可小幅減小三通處的集中應(yīng)力,一定程度上增大了三通的結(jié)構(gòu)強度;

（3）通過應(yīng)力分析及觀察失效三通裂紋,得到該三通材料低溫下不適用,發(fā)生脆性轉(zhuǎn)變導(dǎo)致開裂;

（4）更換3 mm 厚的316L 三通件,進(jìn)行冷沖擊試驗,證明該結(jié)構(gòu)具有可靠性。

在低溫容器設(shè)計時只考慮管路、三通等管件受的內(nèi)部壓力,一般不用于承重。但在低溫下,管路會產(chǎn)生較大的收縮量,將相連接的設(shè)備提起或產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力。對于這種只依靠管路連接的低溫容器,其重量較大時,應(yīng)在安裝前對其主要受力部位進(jìn)行分析,并對主要受力管件進(jìn)行嚴(yán)格的品質(zhì)把關(guān),必要時可以在安裝前進(jìn)行冷沖擊試驗以確保設(shè)備可靠性,避免在系統(tǒng)降溫后元件出現(xiàn)開裂等現(xiàn)象導(dǎo)致設(shè)備失效。