液氨儲(chǔ)罐局部腐蝕應(yīng)力場(chǎng)有限元分析與安全評(píng)定*

張瑩光 李 蕊 林玉娟 劉長(zhǎng)海

(1. 東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院；2. 大慶石化公司熱電廠)

液氨儲(chǔ)罐局部腐蝕應(yīng)力場(chǎng)有限元分析與安全評(píng)定*

張瑩光**1李 蕊2林玉娟1劉長(zhǎng)海1

(1. 東北石油大學(xué)機(jī)械科學(xué)與工程學(xué)院；2. 大慶石化公司熱電廠)

在液氨儲(chǔ)罐筒體與下封頭連接焊縫處和下封頭應(yīng)力集中處分別建立了面積相同的方形腐蝕坑，運(yùn)用ANSYS15.0有限元軟件對(duì)該結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，得出它受到均勻腐蝕后的應(yīng)力分布。對(duì)兩處腐蝕坑應(yīng)力最大值處的危險(xiǎn)截面進(jìn)行線性化分析，最后基于JB 4732-1995(2005確認(rèn))進(jìn)行安全評(píng)定。

儲(chǔ)罐 腐蝕坑 有限元 線性化分析 安全評(píng)定

焊接接頭具有組織和性能的不均勻性，易產(chǎn)生各種焊接缺陷，同時(shí)焊接熔池的一次結(jié)晶組織不僅會(huì)影響焊縫金屬的抗裂性能，而且會(huì)對(duì)焊縫金屬的抗腐蝕能力有一定的影響。根據(jù)前人對(duì)液氨儲(chǔ)罐的腐蝕研究可知，液氨儲(chǔ)罐受到腐蝕時(shí)，其內(nèi)表面焊縫區(qū)的腐蝕比較嚴(yán)重，特別是在環(huán)焊縫上[1]。因此，對(duì)儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的局部腐蝕進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)分析時(shí)，應(yīng)當(dāng)考慮存在于儲(chǔ)罐筒體與下封頭連接焊縫的內(nèi)表面區(qū)腐蝕坑對(duì)儲(chǔ)罐應(yīng)力場(chǎng)的影響。同時(shí)，儲(chǔ)罐支撐式支座以上的封頭部分存在應(yīng)力集中的區(qū)域，為模擬液氨儲(chǔ)罐在運(yùn)行時(shí)較為嚴(yán)重的腐蝕狀況，在考慮焊縫處腐蝕坑的同時(shí)也應(yīng)當(dāng)考慮下封頭應(yīng)力集中處存在的腐蝕坑對(duì)液氨儲(chǔ)罐強(qiáng)度的影響。

1 液氨儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)與有限元模型

根據(jù)GB 150設(shè)計(jì)了一臺(tái)液氨儲(chǔ)罐(圖1)，其設(shè)計(jì)溫度為-35°C，設(shè)計(jì)壓力為2.16MPa。儲(chǔ)罐封頭選用標(biāo)準(zhǔn)橢圓形封頭，支座為4個(gè)支撐式支座，設(shè)計(jì)體積V0=4.5m3，公稱直徑D=1500mm，筒體長(zhǎng)度L=2000mm，選用δn=14mm厚的16MnDR鋼板制作儲(chǔ)罐筒體。該液氨儲(chǔ)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(chǔ)罐整體結(jié)構(gòu)

筆者所研究的液氨儲(chǔ)罐采用支撐式支座，儲(chǔ)罐殼體與支座組成對(duì)稱結(jié)構(gòu)，同時(shí)容器內(nèi)的內(nèi)壓是軸對(duì)稱的。由于所分析的兩處腐蝕坑均處于儲(chǔ)罐的下半部分，所以進(jìn)行分析模型的實(shí)體建模時(shí)取液氨儲(chǔ)罐整體模型的下半部分。

利用ANSYS15.0有限元軟件對(duì)儲(chǔ)罐下封頭和支撐式支座結(jié)構(gòu)的1/8進(jìn)行模型建立。建立腐蝕坑模型時(shí)取同一側(cè)的焊縫和下封頭兩處腐蝕坑，二者與對(duì)稱邊界距離相等。腐蝕坑的環(huán)向尺寸取為2°角所對(duì)應(yīng)的弧線長(zhǎng)度(約25.453mm)，軸向尺寸為20mm?？紤]到腐蝕坑處的腐蝕速率會(huì)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(chǔ)罐罐壁均勻腐蝕厚度的1.3倍(圖2)[2]。且腐蝕坑內(nèi)各處的徑向深度相同。根據(jù)圣維南原理，相應(yīng)的筒體部分應(yīng)大于邊緣應(yīng)力的衰減長(zhǎng)度，取為500mm[3]。分別在筒體和封頭連接焊縫內(nèi)表面和下封頭應(yīng)力集中的部位建立腐蝕坑模型，如圖3所示(右側(cè)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(yùn)行時(shí)間的變化

圖3 分析結(jié)構(gòu)的實(shí)體模型與局部放大圖

單元類型是進(jìn)行網(wǎng)格劃分時(shí)所使用的單元形式[4]，考慮到液氨儲(chǔ)罐的結(jié)構(gòu)為三維結(jié)構(gòu)且形狀較為復(fù)雜，采用SOLID185三維結(jié)構(gòu)實(shí)體單元對(duì)液氨儲(chǔ)罐進(jìn)行模擬分析。網(wǎng)格劃分后的下封頭應(yīng)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(yīng)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(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分析

該液氨儲(chǔ)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(diǎn)為50℃。通常情況下無(wú)水液氨對(duì)鋼只會(huì)產(chǎn)生輕微的腐蝕，如果液氨在充裝、排料和檢修的過(guò)程中混入空氣，空氣中的二氧化碳、氧氣、氮?dú)鈺?huì)與液氨、罐壁材料發(fā)生一系列反應(yīng)，產(chǎn)生的碳基甲酸氨對(duì)碳鋼有強(qiáng)烈的腐蝕作用[5]。根據(jù)前人經(jīng)驗(yàn)，取16MnDR鋼板的腐蝕速率為0.1mm/a，該液氨儲(chǔ)罐的設(shè)計(jì)使用年限為30年。

由于筆者所分析的儲(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)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(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度低于儲(chǔ)罐整體結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度，以至縮短儲(chǔ)罐的使用壽命[6]。分析液氨儲(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)時(shí)，從液氨儲(chǔ)罐服役6年后(即腐蝕厚度0.6mm)開始逐年進(jìn)行分析，對(duì)每次的分析模型進(jìn)行危險(xiǎn)截面的應(yīng)力評(píng)定。

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

液氨儲(chǔ)罐服役9年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)如圖7所示。此時(shí)液氨儲(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布規(guī)律基本保持不變，但較前一個(gè)分析模型應(yīng)力范圍擴(kuò)大，應(yīng)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(yīng)力集中處腐蝕坑的應(yīng)力分布如圖7a所示，其應(yīng)力分布規(guī)律基本不變，應(yīng)力集中的區(qū)域也有所增加。焊縫處腐蝕坑的應(yīng)力分布如圖7b所示，由圖可知，當(dāng)儲(chǔ)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(shí)，焊縫處腐蝕坑的應(yīng)力增值雖然不大，但從應(yīng)力分布可知，其應(yīng)力集中更為明顯，逐漸削弱此處的強(qiáng)度。

圖7 液氨儲(chǔ)罐服役9年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)

液氨儲(chǔ)罐服役12年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力分布規(guī)律基本保持不變。比較前兩個(gè)腐蝕程度的分析模型，儲(chǔ)罐均勻腐蝕厚度為1.2mm時(shí)，該結(jié)構(gòu)的應(yīng)力范圍均增大，應(yīng)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(yīng)力集中處的腐蝕坑應(yīng)力分布如圖8a所示，應(yīng)力分布規(guī)律與前者相似，應(yīng)力集中的區(qū)域更廣。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應(yīng)力分布如圖8b所示，由圖可知，當(dāng)儲(chǔ)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(shí)，焊縫處腐蝕坑底部的應(yīng)力均增為較大的應(yīng)力值，應(yīng)力集中更為明顯，該處對(duì)強(qiáng)度有更大的影響。

圖8 液氨儲(chǔ)罐服役12年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)

液氨儲(chǔ)罐服役15年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力分布規(guī)律同前幾個(gè)分析模型的應(yīng)力分布規(guī)律相同。由圖可知，當(dāng)儲(chǔ)罐均勻腐蝕厚度為1.5mm時(shí)，應(yīng)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(yīng)力集中處的腐蝕坑應(yīng)力分布規(guī)律基本不變(圖9a)，應(yīng)力最大的部位仍出現(xiàn)在軸向方向的上下邊緣處，應(yīng)力更加集中。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應(yīng)力分布規(guī)律大致與前幾個(gè)腐蝕模型相同(圖9b)。由圖9可知，當(dāng)儲(chǔ)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(shí)，焊縫處腐蝕坑軸向方向的下邊緣處增大，應(yīng)力集中更為明顯。

圖9 液氨儲(chǔ)罐服役15年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)

液氨儲(chǔ)罐服役16年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力分布如圖10所示。由圖可知，當(dāng)儲(chǔ)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(shí)，應(yīng)力最大值增加5.0MPa，最小值稍有變小。此時(shí)下封頭應(yīng)力集中處的腐蝕坑應(yīng)力分布規(guī)律基本不變(圖10a)，其應(yīng)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(yīng)力分布規(guī)律大致與前幾個(gè)腐蝕模型相同(圖10b)，此時(shí)焊縫處腐蝕坑軸向方向的下邊緣處應(yīng)力集中更為明顯。

液氨儲(chǔ)罐服役17年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)如圖11所示。結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布規(guī)律基本保持不同，但隨著儲(chǔ)罐壁厚的減薄，該結(jié)構(gòu)的應(yīng)力增大，應(yīng)力最大值較前者增加5.0MPa，應(yīng)力最小值稍有減小。下封頭應(yīng)力集中處的腐蝕坑應(yīng)力分布如圖11a所示，應(yīng)力分布規(guī)律基本不變，應(yīng)力最大的部位仍在軸向方向的上下邊緣處，對(duì)下封頭部分的強(qiáng)度有較大影響。筒體與封頭連接焊縫處腐蝕坑的應(yīng)力分布如圖11b所示。由圖可知，當(dāng)儲(chǔ)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(shí)，焊縫處腐蝕坑軸向方向的上邊緣處應(yīng)力明顯增加，且下邊緣處有較大應(yīng)力。

圖11 液氨儲(chǔ)罐服役17年后局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)

3 不同腐蝕程度下液氨儲(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)的安全評(píng)定

由以上應(yīng)力分析可知，液氨儲(chǔ)罐在承受內(nèi)壓時(shí)，最危險(xiǎn)的截面為下封頭應(yīng)力集中處。且根據(jù)前文的應(yīng)力結(jié)果分析，下封頭處的腐蝕坑應(yīng)力顯然大于筒體與封頭連接焊縫處的腐蝕坑應(yīng)力，因此對(duì)液氨儲(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)的腐蝕應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行路徑分析時(shí)，直接對(duì)下封頭腐蝕坑處的危險(xiǎn)截面進(jìn)行路徑分析。

選取路徑P1～P6分別為上述應(yīng)力強(qiáng)度最大值節(jié)點(diǎn)沿殼體壁厚方向向外指向殼體外側(cè)的相應(yīng)節(jié)點(diǎn)(圖12)，路徑P1～P6分別對(duì)應(yīng)液氨儲(chǔ)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(qiáng)度理論計(jì)算得到的應(yīng)力分解為薄膜應(yīng)力、彎曲應(yīng)力和峰值應(yīng)力從而運(yùn)用JB 4732-1995(2005確認(rèn))《鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》中的評(píng)定準(zhǔn)則對(duì)各類應(yīng)力進(jìn)行評(píng)定。各分析模型中應(yīng)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(yīng)力，虛線代表薄膜加彎曲應(yīng)力，點(diǎn)劃線代表總應(yīng)力，總應(yīng)力與薄膜加彎曲應(yīng)力的總趨勢(shì)與液氨儲(chǔ)罐整體結(jié)構(gòu)腐蝕應(yīng)力場(chǎng)的路徑評(píng)定時(shí)下封頭應(yīng)力集中處的分析路徑線性化得到的應(yīng)力曲線趨勢(shì)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(yīng)力與位移的關(guān)系，由于所選取的路徑位于結(jié)構(gòu)不連續(xù)處[7]，因此圖中的薄膜應(yīng)力應(yīng)為一次局部薄膜應(yīng)力PL，由圖可知它不隨位移的改變而改變；因?yàn)槎x的每條路徑的起點(diǎn)均為應(yīng)力強(qiáng)度的最大值點(diǎn)，所以總應(yīng)力和薄膜加彎曲應(yīng)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(yīng)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(yīng)力隨儲(chǔ)罐均勻腐蝕厚度的增大而增大，各路徑線性化后各類應(yīng)力值見表1。提取出的應(yīng)力結(jié)果中的應(yīng)力值，分別為薄膜應(yīng)力、彎曲應(yīng)力、薄膜加彎曲應(yīng)力和峰值應(yīng)力。所選取的路徑P1～P6均為殼體上，所以線性化結(jié)果中的薄膜應(yīng)力為一次總體薄膜應(yīng)力。其中，一次總體薄膜應(yīng)力強(qiáng)度SⅡ的限制值為Sm=181MPa，一次局部薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度SⅢ的限制值為1.5Sm=271.5MPa。

圖13 各分析模型中應(yīng)力沿評(píng)定路徑的線性化曲線

由表1可知，路徑P1～P6的各類應(yīng)力值逐漸增大，液氨儲(chǔ)罐服役6年后，即腐蝕坑深度為0.78mm，下封頭應(yīng)力集中處的腐蝕坑的危險(xiǎn)截面的薄膜應(yīng)力為142.7MPa，當(dāng)腐蝕坑深度增為2.21mm時(shí)，該腐蝕坑處的強(qiáng)度由于壁厚的減薄而受到削弱，其危險(xiǎn)截面的薄膜應(yīng)力增為169.8MPa，此時(shí)的一次局部薄膜應(yīng)力強(qiáng)度SⅡ?yàn)?69.8MPa，小于其限制值181MPa。所以各分析模型中危險(xiǎn)截面的一次總體薄膜應(yīng)力強(qiáng)度SⅡ均滿足強(qiáng)度要求。同時(shí)，液氨儲(chǔ)罐服役6年后(即均勻腐蝕厚度為0.6mm)，腐蝕坑危險(xiǎn)截面的一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度SⅢ為229.5MPa，均勻腐蝕厚度增為1.6mm時(shí)危險(xiǎn)截面的一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度SⅢ為271.0MPa，小于其限制值271.5MPa，滿足強(qiáng)度要求；而當(dāng)儲(chǔ)罐服役17年后，該腐蝕坑的危險(xiǎn)截面的薄膜應(yīng)力加彎曲應(yīng)力值增為276.2MPa，此時(shí)的一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度SⅢ為276.2MPa，超出其限制值271.5MPa，已不滿足強(qiáng)度要求。

將各腐蝕模型中下封頭處腐蝕坑危險(xiǎn)截面的一次總體薄膜應(yīng)力強(qiáng)度SⅡ和一次局部薄膜加一次彎曲應(yīng)力強(qiáng)度SⅢ繪于圖14中。由圖可知，當(dāng)腐蝕坑腐蝕速率為均勻腐蝕速率的1.3倍時(shí)，儲(chǔ)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(xiǎn)截面的SⅢ已超出其限制值，即液氨儲(chǔ)罐服役17年后結(jié)構(gòu)已不能滿足強(qiáng)度要求，因此其使用年限應(yīng)由30年縮短為16年。

圖14 不同腐蝕程度下儲(chǔ)罐局部結(jié)構(gòu)危險(xiǎn)截面的SⅡ和SⅢ

4 結(jié)束語(yǔ)

在儲(chǔ)罐筒體和下封頭焊縫處和下封頭應(yīng)力集中處分別建立了面積相同的方形腐蝕坑，運(yùn)用有限元軟件分析了該結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布。根據(jù)得到的局部腐蝕應(yīng)力場(chǎng)可知，存在于儲(chǔ)罐筒體和下封頭焊縫處的腐蝕坑缺陷對(duì)儲(chǔ)罐強(qiáng)度的削弱作用不太明顯，而儲(chǔ)罐下封頭應(yīng)力集中處的腐蝕坑缺陷對(duì)儲(chǔ)罐強(qiáng)度的削弱作用隨缺陷深度的增大而增大。當(dāng)液氨儲(chǔ)罐的下封頭應(yīng)力集中處存在腐蝕坑時(shí)，將會(huì)縮短液氨儲(chǔ)罐的服役年限，此時(shí)對(duì)比所設(shè)計(jì)的液氨儲(chǔ)罐服役年限可知，液氨儲(chǔ)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(chǔ)罐的使用壽命。

[1] 張建軍.液氨儲(chǔ)罐的腐蝕與防護(hù)[J].中國(guó)科技博覽，2009，(35)：200.

[2] 顧春元，狄勤豐，王掌洪，等.拉應(yīng)力條件下油氣井套管腐蝕機(jī)理研究[J].鉆采工藝，2007，30(1)：84～86.

[3] 秦富友，杜四宏.壓力容器開孔接管區(qū)的應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定[J].化工技術(shù)與開發(fā)，2011，40(7)：52～54.

[4] 余偉煒，高炳軍，陳洪軍，等.ANSYS 在機(jī)械與化工裝備中的應(yīng)用[M].北京：中國(guó)水利水電出版社，2007.

[5] 王海全.液氨儲(chǔ)罐筒體腐蝕原因分析及防范措施[J].化學(xué)工程與裝備，2014，(1)：118～123.

[6] 高德利，趙增新，秦疆，等.局部腐蝕條件下內(nèi)壓對(duì)管道腐蝕速率的影響[J].鉆采工藝，2009，32(3)：88～92.

[7] 程新宇，馮曉偉，李治貴，等.基于ANSYS/WORKBENCH的壓力容器接管應(yīng)力分析[J].石油和化工設(shè)備，2011，14(2)：5～8.

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(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)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)