基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法与流程

1.本发明属于双层缩套超高压容器的设计开发技术领域，具体涉及一种基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法。


背景技术：

2.双层缩套结构是由两个同轴的筒体套合在一起而形成的，界面有一定的过盈量配合。具体制造方法是加热外层筒体套入内层筒体后恢复常温，或低温冷却内层筒体套入外层筒体后恢复常温等，使得外层筒体对内层产生一定的预压缩应力，确保应力沿壁厚方向重新分布得更均匀，以此大大提高容器的疲劳设计寿命。由于上述结构的优点及特性，其在大直径、高壁厚超高压容器中被广泛应用。另外对于一些盛装特殊性、腐蚀性介质等的容器，比如盛装氢气的超高压容器，出于与介质相容性的考虑，往往也会设计成内层筒体为抗氢钢且外层筒体为高强钢的双层缩套结构。
3.双层缩套结构设计过程中一个最重要的步骤便是过盈量的确定。传统确定方式主要是根据容器的弹性失效理论，探求最佳过盈量使各层应力分布基本上达到相等，即“等强度”设计，旨在内外层筒体同时出现强度失效。在“等强度”设计中，需应用剪应力作为强度的衡量准则，在内压作用下应力的最大值出现于内层筒体内壁及外层筒体内壁，因此必须使内外层筒体内壁的剪应力值达到相等或接近的程度。因此，“等强度”设计对内层筒体和外层筒体的结构尺寸有所限制；当内外层材料相同时，内外层筒体径比必须相等；当内外层材料不同时，内外层筒体径比也必须是特定的比例，比例与内外层材料屈服强度比值相关。
4.由于目前超声检测灵敏度的缺陷，双层缩套超高压容器外层筒体和内层筒体的内壁势必会有漏检而没有消除的表面裂纹缺陷，其中内壁轴-径向表面裂纹是容器在制造过程中最为常见的一种典型裂纹，主要呈半椭圆形。基于超高压容器的极高风险性，在超高压容器设计开发领域，往往采用断裂力学的方法进行计算评定，并予以确定许用疲劳寿命。越来越多的工程实践及研究也表明，超高压容器的失效主要是由疲劳而引起的裂纹失稳扩展有关，传统的强度破坏理念并不起到太多作用，现行的技术标准也主要根据断裂力学的理论对超高压容器疲劳寿命进行分析与计算。但颇为遗憾的是，标准中的计算方法都是针对仅承受内压载荷的单层筒体结构。对于双层缩套超高压容器的设计，我国的gb/t 34019-2017《超高压容器》并没有涵盖，美国的asme bpvc.
ⅷ
.3《alternativerules for construction of high pressure vessels》对此也仅是提及“未爆先漏”失效模式的假设判定，并未给出具体的断裂评定分析与计算，也未公开有关于等疲劳寿命设计的具体最佳过盈量确定方式，使得相关工作人员进行该类计算时往往无据可依。因此，亟待解决。


技术实现要素：

5.本发明的目的是克服上述现有技术的不足，提供一种基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，本发明基于超高压容器的等疲劳寿命设计理念，可快速实现最佳过盈量的确定，确保在内外层筒体内壁初始轴-径向裂纹缺陷的基础之上，内层筒体
和外层筒体同时或接近同时失效，以最大化的利用材质。
6.为实现上述目的，本发明采用了以下技术方案：基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，其特征在于包括以下步骤：s1、确定双层超高压容器的结构参数；s2、确定容器的循环载荷工况；s3、确定内层筒体及外层筒体内壁轴-径向裂纹的形状参数；s4、假定系列缩套过盈量；s5、根据超高压容器的结构参数和载荷工况，进行弹性应力分析；s6、进行裂纹扩展计算；s7、根据步骤s6中计算得出的计算值，绘制出过盈量与内层筒体及外层筒体的许用疲劳寿命之间趋势关系示意图；s8、根据步骤s7获得的趋势关系示意图，求取曲线交点，确定最佳过盈量。
7.优选的，步骤s1中，结构参数包括外层筒体外半径ro、界面处半径r
1,2
、内层筒体内半径ri、内层筒体材质及外层筒体材质；步骤s2中，循环载荷工况包括容器在初始工况下的内侧压力载荷、容器外侧压力载荷、温度载荷，以及容器在末态工况下的内侧压力载荷、容器外侧压力载荷、温度载荷，并获得内层筒体和外层筒体的性能参数，包括分别在初始工况及末态工况下的内层筒体和外层筒体的弹性模量、泊松比、材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数、屈服强度及断裂韧性；步骤s3中，形状参数包括外层筒体内壁裂纹深度ao、外层筒体内壁裂纹长度lo、内层筒体内壁裂纹深度ai及内层筒体内壁裂纹长度li。
8.优选的，步骤s5中，弹性应力分析包括以下子步骤：s51.按下式计算出操作工况下的界面压力p
1,2
：
9.式中：；；；；；
p
1,2
为操作工况下的界面压力，单位mpa；为外层筒体和内层筒体的缩套过盈量，单位mm；ri为容器内半径，单位mm；r
1,2
为界面处半径，单位mm；ro为容器外半径，单位mm；αi为内层筒体选用材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数，单位mm/(mm
·
℃)；αo为外层筒体选用材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数，单位mm/(mm
·
℃)；t为操作温度，单位℃；pi为容器内侧压力载荷，单位mpa；po为容器外侧压力载荷，单位mpa；e
it
为内层筒体在操作温度下的弹性模量，单位mpa；e
ot
为外层筒体在操作温度下的弹性模量，单位mpa；μ
it
为内层筒体在操作温度下的泊松比；μ
ot
为外层筒体在操作温度下的泊松比；s52.垂直于内层筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力的分布公式如下：
10.垂直于外层筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力的分布公式如下：
11.式中：为垂直于内层筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力，单位mpa；为垂直于外层筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力，单位mpa；pi为容器内侧压力载荷，单位mpa；po为容器外侧压力载荷，单位mpa；p
1,2
为操作工况下的界面压力，单位mpa；r
1,2
为界面处半径，单位mm；ri为内层筒体内半径，单位mm；ro为外层筒体外半径， 单位mm；x为裂纹从自由表面起所测得的距离，单位mm。
12.优选的，步骤s6中，裂纹扩展计算使用asme bpvc.
ⅷ
.3中的裂纹扩展速率计算模
型，进行循环迭代计算，分别计算出不同过盈量下的内层筒体和外层筒体的许用疲劳寿命。
13.优选的，步骤s4中，假定系列缩套过盈量为0.1～0.4mm。
14.本发明的有益效果在于：1）科学性的设计。本发明主要基于超高压容器的主导失效模式也即疲劳断裂，采用断裂力学的方法对内层筒体及外层筒体都进行了疲劳寿命分析与计算，直至确定最佳过盈量，进而使得内层筒体和外层筒体之间的疲劳寿命相等或接近，最终最大限度的利用材料，实现了“同时失效”的既定目的。
15.2）结构的适用强。对于传统的等强度设计而言，结构尺寸有所限制，也即内层筒体及外层筒体径比必须是特定的比例；而本发明对内层筒体及外层筒体的结构尺寸均没有限制，大大满足了工程中的实际应用，适用范围可得到显著扩宽。
16.3）考虑工况的全面性。本发明所提的方法，除了考虑了容器内外压应力、热应力、残余应力等多应力耦合的因素外，还考虑到了内层筒体及外层筒体材质相异下的影响，数据更为充实全面，这些也能进一步的提高本发明的适用性。
附图说明
17.图1为本发明的工作流程框图；图2为内层筒体与外层筒体配合后的力学模型图；图3为实施例1中，过盈量与内层筒体及外层筒体的许用疲劳寿命之间趋势关系示意图；图4为实施例1中，在初始工况和末态工况下，内层筒体及外层筒体的分别垂直于筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力分布图；图5为实施例1中，内层筒体及外层筒体的最深点及自由表面处应力强度因子计算结果分布图。
18.本发明各标号与部件名称的实际对应关系如下：10-内层筒体；20-外层筒体。
具体实施方式
19.为便于理解，此处结合图1-图5，对本发明的具体结构及工作方式作以下进一步描述：双层缩套超高压容器在初始裂纹缺陷及压力载荷下的力学模型如图2所示。
20.由此，如图1所示的执行本发明的具体实施步骤如下：s1、确定双层缩套超高压容器的结构参数。
21.包括：外层筒体20外半径ro、界面处半径r
1,2
、内层筒体10内半径ri、内层筒体10材料及外层筒体20材料；该材料也即选用材质。
22.s2、确定容器的循环载荷工况。
23.包括：容器初始工况下的内侧压力载荷、容器外侧压力载荷、温度载荷；容器末态工况下的内侧压力载荷、容器外侧压力载荷、温度载荷。
24.同时，查找材料的性能参数，得出内层筒体10及外层筒体20分别在初始工况及末态工况下的弹性模量、泊松比、材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数、屈服强度
及断裂韧性。
25.s3、确定内层筒体10及外层筒体20内壁轴-径向裂纹的形状参数。
26.由于筒体内壁缺陷一般是在筒体外壁通过超声检测方法检测，对于内表面缺陷，目前的超声检测存在一定的盲区，具体初始内壁轴-径向裂纹缺陷形状参数主要由目前无损检测的精度而定，也可参考asme bpvc.
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.3和gb/t 34019-2017，根据相应筒体的厚度而定。
27.形状参数包括：外层筒体20内壁裂纹深度ao、外层筒体20内壁裂纹长度lo、内层筒体10内壁裂纹深度ai、内层筒体10内壁裂纹长度li。
28.s4、假定系列缩套过盈量。
29.缩套过盈量的假定值可在工程经验的基础上初步假定一系列的数值，一般为0.1～0.4mm。
30.s5、弹性应力分析。
31.双层缩套超高压容器的内层筒体10及外层筒体20受力复杂，我们可以假想在内外层的分界面处有一定的界面压力，主要由以下四部分叠加组成：
①
由缩套过盈量使得内层筒体10及外层筒体20之间产生的界面压力；
②
由于内层筒体10及外层筒体20不同材质所产生的热膨胀差产生的界面压力；
③
由于内压载荷作用下而产生的界面压力；
④
由于外压载荷作用下而产生的界面压力。
32.所以，在疲劳寿命的计算之前，具体分析如下：s51、操作工况下的界面压力p
1,2
，可按下式计算得出。考虑到公式较长，为方便观看，此处采用字母a、b、c、d、f作为简化模块，来简化公式如下：
33.式中：；；；；；p
1,2
为操作工况下的界面压力，单位mpa；为外层筒体20和内层筒体10的缩套过盈量，单位mm；ri为容器内半径，单位mm；
径向裂纹最深点处和自由表面处的应力强度因子，其计算应考虑到残余应力、热应力和压力载荷引起的应力等的影响。应力强度因子的计算步骤为常规标准操作，可参考gb/t 34019-2017或asme bpvc.
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.3，或应用其他权函数及数值计算方法等。此外，整个裂纹扩展计算过程均可参考asme bpvc.
ⅷ
.3中的裂纹扩展速率计算模型，进行循环迭代计算，分别计算出不同过盈量下内层筒体10及外层筒体20的许用疲劳寿命。裂纹扩展计算过程也为常规标准操作，此处就不再赘述。
38.s7、绘制过盈量与内层筒体10及外层筒体20的许用疲劳寿命之间趋势关系示意图。
39.s8、确定最佳过盈量。
40.根据趋势示意图，求取曲线交点，即为理论值，从而确定过盈量。当然，还可结合工程制造方案，进一步校正获得最为合适的最佳过盈量。
41.为便于进一步理解本发明，此处给出以下实施例：实施例1：某台双层超高压容器正常操作工况下承受内压载荷pi为200mpa，工作温度为200℃,其中内压载荷波动范围为10～200mpa。同时，内层筒体10选用的材质为sb-564 n06625，外层筒体20选用的材质为35crni3movr；内层筒体10内半径ri为150mm，外层筒体20外半径为ro为375mm，界面处半径r
1,2
为200mm。
42.通过本发明所提方法确定双层超高压容器缩套过盈量的最佳值，具体实施步骤包括：s1、已知上述双层超高压容器的结构参数，查表获得相应材料的性能参数如下：内层筒体10材料在工作温度下的弹性模量e
it
为197
×
103mpa，泊松比μ
it
为0.3，内层筒体10选用材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数αi为13.2
×
10
−6mm/(mm
·
℃)，屈服强度为377mpa；外层筒体20材料在工作温度下的弹性模量e
ot
为198
×
103mpa，泊松比μ
ot
为0.3，外层筒体20选用材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数αo为12.3
×
10
−6mm/(mm
·
℃)，屈服强度为843mpa。
43.s2、确定容器的循环载荷工况。
44.确定内层筒体10材料的断裂韧性k
ic
为180mpa
·m1/2
，确定外层筒体20材料的断裂韧性k
ic
为130mpa
·m1/2
。
45.s3、确定内层筒体10及外层筒体20内壁轴-径向裂纹的形状参数。
46.参考asme bpvc.
ⅷ
.3和gb/t 34019-2017及超声检测精度，假定初始椭圆形的内层筒体10内壁裂纹深度ai为1.6mm，裂纹长度li为4.8mm；初始椭圆形的外层筒体20内壁裂纹深度ao为1.6mm，裂纹长度lo为4.8mm。
47.s4、假定内层筒体10及外层筒体20的系列过盈量分别为0.1mm、0.15mm、0.2mm、0.25mm、0.3mm、0.35mm、0.4mm。
48.s5、由前述公式及已有数据，可计算得出不同过盈量条件的初始工况下的界面压力p
1,2
分别为29.5mpa、38.7mpa、47.9mpa、57.1mpa、66.3mpa、75.5mpa、84.7mpa；得出末态工况下的界面压力p
1,2
分别为120.7mpa、129.9mpa、139.1mpa、148.3mpa、157.5mpa、166.7mpa、175.9mpa。
49.由此，可得出如图4所示的内层筒体10及外层筒体20垂直于筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力分布状态。
50.s6、参考asme bpvc.
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.3中的裂纹扩展速率计算模型，进行裂纹扩展计算，计算出内层筒体10在不同过盈量下的许用疲劳寿命值为19952次、27657次、40190次、62426次、106864次、202539次、545124次；外层筒体20在不同过盈量下的许用疲劳寿命值为162736次、146851次、135064次、125899次、118520次、112365次、107141次。
51.s7、根据得出的计算值，绘制过盈量与内层筒体10及外层筒体20的许用疲劳寿命之间趋势关系，如图3所示。
52.s8、图3中曲线交点为理论上最佳过盈量，此时内层筒体10及外层筒体20的疲劳寿命相等。当然，根据工程制造，也可在此理论数值的基础之上有一定的偏离，使得内外层寿命相接近。
53.本实施例最终确定的过盈量为0.3mm。
54.在过盈量为0.3mm时，内层筒体10及外层筒体20在初始工况及末态工况下，垂直于筒体内壁轴-径向裂纹所在平面的应力分布如图4所示。同时，裂纹扩展计算过程中的内层筒体10及外层筒体20最深点及自由表面处应力强度因子计算结果如图5所示。
55.至此，通过实施例1表明，采用断裂力学对内层筒体10及外层筒体20进行疲劳寿命计算，可确定出最佳过盈量；由图3可知，这能使得内层筒体10和外层筒体20之间的疲劳寿命相等或接近，使内层筒体10和外层筒体20能够同时或接近同时失效，从而最大化的提高了材料的使用潜力。
56.同时，由实施例1的结构参数可知，实施例1的结构尺寸是无法满足传统的“等强度”设计所要求的；而通过对实施例1的计算可知，本发明对内层筒体10和外层筒体20的结构尺寸没有限制条件，可大大满足了工程中的实际应用，这也从另一层面上体现了本发明的优越性。
57.当然，对于本领域技术人员而言，本发明不限于上述示范性实施例的细节，而还包括在不背离本发明的精神或基本特征的情况下，能够以其他的具体形式实现的相同或类似结构。因此，无论从哪一点来看，均应将实施例看作是示范性的，而且是非限制性的，本发明的范围由所附权利要求而不是上述说明限定，因此旨在将落在权利要求的等同要件的含义和范围内的所有变化囊括在本发明内。不应将权利要求中的任何附图标记视为限制所涉及的权利要求。
58.此外，应当理解，虽然本说明书按照实施方式加以描述，但并非每个实施方式仅包含一个独立的技术方案，说明书的这种叙述方式仅仅是为清楚起见，本领域技术人员应当将说明书作为一个整体，各实施例中的技术方案也可以经适当组合，形成本领域技术人员可以理解的其他实施方式。
59.本发明未详细描述的技术、形状、构造部分均为公知技术。

技术特征：
1.基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，其特征在于包括以下步骤：s1、确定双层超高压容器的结构参数；s2、确定容器的循环载荷工况；s3、确定内层筒体（10）及外层筒体（20）内壁轴-径向裂纹的形状参数；s4、假定系列缩套过盈量；s5、根据超高压容器的结构参数和载荷工况，进行弹性应力分析；s6、进行裂纹扩展计算；s7、根据步骤s6中计算得出的计算值，绘制出过盈量与内层筒体（10）及外层筒体（20）的许用疲劳寿命之间趋势关系示意图；s8、根据步骤s7获得的趋势关系示意图，求取曲线交点，确定最佳过盈量。2.根据权利要求1所述的基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，其特征在于：步骤s1中，结构参数包括外层筒体（20）外半径r
o
、界面处半径r
1,2
、内层筒体（10）内半径r
i
、内层筒体（10）材质及外层筒体（20）材质；步骤s2中，循环载荷工况包括容器在初始工况下的内侧压力载荷、容器外侧压力载荷、温度载荷，以及容器在末态工况下的内侧压力载荷、容器外侧压力载荷、温度载荷，并获得内层筒体（10）和外层筒体（20）的性能参数，包括分别在初始工况及末态工况下的内层筒体（10）和外层筒体（20）的弹性模量、泊松比、材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数、屈服强度及断裂韧性；步骤s3中，形状参数包括外层筒体（20）内壁裂纹深度a
o
、外层筒体（20）内壁裂纹长度l
o
、内层筒体（10）内壁裂纹深度a
i
及内层筒体（10）内壁裂纹长度l
i
。3.根据权利要求2所述的基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，其特征在于：步骤s5中，弹性应力分析包括以下子步骤：s51.按下式计算出操作工况下的界面压力p
1,2
：式中：； ；；；；p
1,2
为操作工况下的界面压力，单位mpa；为外层筒体（20）和内层筒体（10）的缩套过盈量，单位mm；r
i
为容器内半径，单位mm；r
1,2
为界面处半径，单位mm；r
o
为容器外半径，单位mm；
α
i
为内层筒体（10）选用材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数，单位mm/(mm
·
℃)；α
o
为外层筒体（20）选用材质在操作温度下与20℃之间的平均线膨胀系数，单位mm/(mm
·
℃)；t为操作温度，单位℃；p
i
为容器内侧压力载荷，单位mpa；p
o
为容器外侧压力载荷，单位mpa；e
it
为内层筒体（10）在操作温度下的弹性模量，单位mpa；e
ot
为外层筒体（20）在操作温度下的弹性模量，单位mpa；μ
it
为内层筒体（10）在操作温度下的泊松比；μ
ot
为外层筒体（20）在操作温度下的泊松比；s52.垂直于内层筒体（10）内壁轴-径向裂纹所在平面的应力的分布公式如下：垂直于外层筒体（20）内壁轴-径向裂纹所在平面的应力的分布公式如下：式中：为垂直于内层筒体（10）内壁轴-径向裂纹所在平面的应力，单位mpa；为垂直于外层筒体（20）内壁轴-径向裂纹所在平面的应力，单位mpa；p
i
为容器内侧压力载荷，单位mpa；p
o
为容器外侧压力载荷，单位mpa；p
1,2
为操作工况下的界面压力，单位mpa；r
1,2
为界面处半径，单位mm；r
i
为内层筒体（10）内半径，单位mm；r
o
为外层筒体（20）外半径， 单位mm；x为裂纹从自由表面起所测得的距离，单位mm。4.根据权利要求1或2或3所述的基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，其特征在于：步骤s6中，裂纹扩展计算时，使用裂纹扩展速率计算模型，进行循环迭代计算，分别计算出不同过盈量下的内层筒体（10）和外层筒体（20）的许用疲劳寿命。5.根据权利要求1或2或3所述的基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法，其特征在于：步骤s4中，假定系列缩套过盈量为0.1～0.4mm。

技术总结
本发明属于双层缩套超高压容器的设计开发技术领域，具体涉及一种基于等寿命设计的双层超高压容器的最佳过盈量确定方法。本发明包括以下步骤：确定双层超高压容器的结构参数；确定容器的循环载荷工况；确定内层筒体及外层筒体内壁轴-径向裂纹的形状参数；假定系列缩套过盈量；根据超高压容器的结构参数和载荷工况，进行弹性应力分析；进行裂纹扩展计算；绘制出过盈量与内层筒体及外层筒体的许用疲劳寿命之间趋势关系示意图；确定最佳过盈量。本发明基于超高压容器的等疲劳寿命设计理念，可快速实现最佳过盈量的确定，确保在内外层筒体内壁初始轴-径向裂纹缺陷的基础之上，内层筒体和外层筒体同时或接近同时失效，以最大化的利用材质。用材质。用材质。


技术研发人员：汪志福 秦宗川 范志超 牛铮 范海俊 戴兴旺 危书涛 朱金花
受保护的技术使用者：合肥通用机械研究院有限公司
技术研发日：2023.06.30
技术公布日：2023/8/1