蘇 娟 周美珍 余建星 魏會東

(1天津大學建筑工程學院 天津 300072)

(2海洋石油工程股份有限公司 天津 300451)

(3中國海洋石油研究中心 北京 100022)

泄露工況下大型LNG預應力混凝土儲罐低溫分析

蘇 娟1，2，3周美珍2余建星1魏會東2

(1天津大學建筑工程學院 天津 300072)

(2海洋石油工程股份有限公司 天津 300451)

(3中國海洋石油研究中心 北京 100022)

借助于ANSYS有限元軟件，對大型LNG預應力混凝土儲罐由泄露引起的溫度場和內(nèi)力分布進行了深入研究計算，分析了超低溫對預應力混凝土儲罐結(jié)構(gòu)的影響。結(jié)果表明:超低溫作用下LNG儲罐溫度分布由內(nèi)而外呈線性分布，罐壁的溫度分布比較均勻;為減少罐壁中由低溫引起的拉應力，同時避免裂縫的出現(xiàn)應在混凝土外罐中合理配置預應力鋼筋和熱保護角等保冷結(jié)構(gòu)。

LNG儲罐 預應力混凝土 泄露工況 溫度場 熱保護角 熱-固耦合

1 引言

隨著中國經(jīng)濟的快速增長，環(huán)境保護要求亦日益增高，天然氣作為潔凈能源燃料得到了快速的發(fā)展，同時也帶動了相關工業(yè)鏈的投資建設。LNG儲存是LNG工業(yè)中非常重要的一個環(huán)節(jié)。在世界上主要的LNG輸出國(阿爾及利亞、文萊、印度尼西亞、馬來西亞、澳大利亞和委內(nèi)瑞拉等)和輸入國(英國、法國、日本、美國和韓國等)都建有大量的大型低溫常壓LNG儲罐。LNG儲罐的儲存容量通常按照液化裝置的液化能力、長距離運輸所需總?cè)萘炕蚨救細庹{(diào)峰貯備來考慮。儲罐形式取決于容量大小、投資費用、安全因素及當?shù)氐慕ㄔ鞐l件等。

目前，世界上不少國家都有能力和技術建造大、中型低溫LNG儲罐。容量為4.5萬—20萬m3的數(shù)百臺LNG儲罐在許多國家和地區(qū)正發(fā)揮著基本負荷儲存、高峰負荷儲存及終端儲存的各種功能，截至1992年，僅日本就建造了129臺LNG儲罐?，F(xiàn)在世界上最大的地下LNG儲罐容量已達到25萬m3。在大型低溫液體金屬儲罐領域，如液氧、液氮貯罐，國內(nèi)已有成熟的設計、制造技術，而相應的預應力鋼筋混凝土大型低溫LNG儲罐在國內(nèi)目前還沒有自行設計、制造，由國外引進技術自行承建的小型儲罐也屈指可數(shù)，而近年來的廣東、福建和上海的LNG儲罐都是由國外承包商設計承建。

由于LNG儲罐內(nèi)部儲存液體的低溫性，對LNG混凝土儲罐進行泄露工況等低溫條件下的力學驗算和評估十分重要。而現(xiàn)有的LNG混凝土儲罐規(guī)范BS14620:2006［1］中僅對泄露工況下的低溫分析給出了規(guī)范性條款，并未給出具體的計算公式，關于泄露工況下LNG混凝土儲罐的分析國內(nèi)外也鮮有報告［2-6］。本文基于傳熱學和熱力學基本理論對泄露工況下大型LNG預應力混凝土儲罐進行熱-固耦合分析。以16萬m3預應力混凝土全容罐為研究對象，借助于ANSYS有限元軟件，考慮保冷結(jié)構(gòu)的作用，LNG預應力混凝土儲罐在主容器泄露工況下溫度場分布;采用熱-固間接耦合方法，將所求得的溫度場導入結(jié)構(gòu)模型，確定泄露工況下LNG預應力混凝土儲罐的內(nèi)力分布。本文的研究成果對于評估低溫對儲罐安全的影響，制定相關設計規(guī)范具有一定的指導意義。

2 理論模型

2.1 泄露工況下LNG混凝土儲罐溫度場分析

由熱力學第一定律和傅里葉定律可推得無熱源二維瞬態(tài)熱傳導方程:

式中:k為導熱系數(shù)，W/(m·℃);ρ為質(zhì)量密度kg/m3;c為比熱，J/(kg·℃);T為溫度，℃;t為時間，s;x，y為結(jié)構(gòu)的空間坐標。

2.2 泄露工況下材料熱力學本構(gòu)模型

當LNG混凝土儲罐內(nèi)罐發(fā)生泄漏時，LNG的低溫性在LNG混凝土外罐以及保溫結(jié)構(gòu)的內(nèi)外表面之間形成溫度場。低溫的作用，使得結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生收縮應變和體積變形，如果結(jié)構(gòu)不受到多余的約束作用，則不會產(chǎn)生溫度應力。但是如果結(jié)構(gòu)受到多余約束的作用或者由于結(jié)構(gòu)溫度變化不均勻，使得結(jié)構(gòu)的溫度變形不能自由進行時，則會在物體中產(chǎn)生溫度應力。在給出溫度場的情況下，可以進一步求得結(jié)構(gòu)中的熱應力。

由于低溫的影響，結(jié)構(gòu)材料的彈性模量、泊松比、屈服極限、極限強度等都是溫度T的函數(shù)。設給定溫度場 T(xi，yi，yi)(xi，yi為位置坐標，t為時間)，采用熱彈性模型，則總應變?yōu)?

式中:ε，εe，εT分別為結(jié)構(gòu)的總應變張量、彈性應變張量和溫度應變張量。應力張量σ與彈性應變張量εe之間滿足Hooke定律:

H(T)為四階彈性剛度張量表達式如下:

式中:G(T)為剪切模量;K(T)為體積模量;δ為二階Kronecker delta單位張量;I-為特殊等同張量［7］，定義為:

對(3)式對“類時間參數(shù)”求導有增量表達式:

溫度變形張量為:

式中:α(T)為熱膨脹系數(shù);T，T0為瞬時溫度與初始溫度;I為二階單位張量。溫度變形張量的增量形式:

由式(2)和式(8)可得低溫作用下考慮收縮應變影響的本構(gòu)模型為:

3 計算實例

3.1 幾何模型與邊界條件

以16萬m3LNG預應力混凝土全容罐為研究對象，借助于大型有限元軟件ANSYS，進行主容器泄露工況下的混凝土外罐的熱-固耦合分析。儲罐高度為35.65 m，內(nèi)罐半徑為40 m，內(nèi)外罐之間環(huán)形空間為1m，保冷材料從內(nèi)罐外側(cè)至混凝土外罐壁依次為340 mm厚的玻璃纖維毯，660 mm厚的膨脹珍珠巖，5 m由9%鎳鋼制成的熱保護角以及熱保護角和外罐之間的170 mm厚填充保冷材料以及3.5 mm鋼制內(nèi)襯。預應力混凝土罐壁厚度550 mm，鋼筋混凝土穹頂厚350 mm，內(nèi)半徑80 m。罐體各組成結(jié)構(gòu)材料的熱工性能和熱力學參數(shù)采用文獻［2］中給出的數(shù)值。借助于ANSYS有限元軟件，在熱分析中建立的二維軸對稱有限元模型，采用PLANE78模擬混凝土外罐結(jié)構(gòu)保冷材料，采用PLANE75單元模擬熱保護角和鋼制內(nèi)襯，LINK32單元模擬樁;然后將所求得各控制點的溫度作為荷載施加至由SHELL61單元模擬的外罐軸對稱有限元模型中相應的節(jié)點。

當LNG發(fā)生泄漏時，與空氣直接接觸的混凝土儲罐結(jié)構(gòu)表面需要考慮太陽輻射和風速的影響，邊界條件為強迫對流傳熱。具體的環(huán)境因素取值為:環(huán)境溫度29.2℃，考慮到太陽輻射罐頂和罐壁外表面的溫度取值分別為41.7℃和35.8℃，承臺和樁之間地面以上的部分溫度取值為24℃，LNG泄漏到內(nèi)外罐之間的液體溫度取值為-165℃，表面對流傳熱系數(shù)為 25 W/(m2·K)。

3.2 溫度場分布

按照BS14620-1:2004中關于預應力混凝土儲罐泄露工況下的設計要求，考慮低泄露液位(大約罐壁6 m高度處)、中泄露液位(大約罐壁12 m高度處)以及高泄露液位(即LNG將內(nèi)外罐環(huán)形空間充滿)3種泄露工況下混凝土外罐的低溫性能。圖1—圖3給出了3種泄露高度下預應力混凝土儲罐的溫度場分布。

圖1 低液位泄露工況下儲罐等溫線Fig.1 Isotherm plot for low spill condition

圖2 中液位泄露工況下儲罐等溫線Fig.2 Isotherm plot for intermediate spill condition

圖3 高液位泄露工況下儲罐等溫線Fig.3 Isotherm plot for full spill condition

計算表明:隨著液體泄露高度的增加，低溫對罐壁的影響區(qū)域越明顯;由于內(nèi)罐頂部懸浮吊頂處保溫材料的絕熱性，泄露溫度對罐頂前部分結(jié)構(gòu)基本沒有影響，罐壁和承臺為其主要影響區(qū)域;超低溫作用下LNG儲罐外壁溫度分布由內(nèi)而外呈線性分布，罐壁的溫度分布比較均勻;在各種泄露工況下，熱保護角的存在能夠較好的保護混凝土外壁，延緩LNG對罐壁底部的低溫沖擊。

3.3 內(nèi)力分析

圖4—圖8分別給出了3種泄露工況下鋼筋混凝土承臺在低溫作用下的內(nèi)力變化趨勢圖。由圖中各內(nèi)力走勢可以發(fā)現(xiàn)在低溫的作用下，除了環(huán)向彎矩和徑向軸力兩種內(nèi)力，其余的內(nèi)力在遠離承臺和罐壁連接處的位置數(shù)值基本為零;而在罐壁和承臺連接的區(qū)域內(nèi)力發(fā)生突變，產(chǎn)生負彎矩和負軸力;同時在低溫作用下，承臺產(chǎn)生的溫度變形將在罐壁底端處產(chǎn)生附加的溫度彎矩，因此在設計中對此處應進行特別處理，如增加該處的截面尺寸，提高截面剛度等措施。

圖4 3種泄露工況下承臺的徑向彎矩Fig.4 Longitudinal moment of slab for spill condition

圖5 3種泄露工況下承臺的環(huán)向彎矩Fig.5 Circumferential moment of slab for spill condition

圖6 3種泄露工況下承臺的徑向軸力Fig.6 Longitudinal axial load of slab for spill condition

圖7 3種泄露工況下承臺的環(huán)向軸力Fig.7 Circumferential axial load of slab for spill condition

圖8 3種泄露工況下承臺的環(huán)向剪力Fig.8 Circumferential shear of slab for spill condition

圖9—圖13分別給出了3種泄露工況下預應力混凝土罐壁在低溫作用下環(huán)向和徑向的內(nèi)力變化曲線圖。圖中計算數(shù)據(jù)表明:由主容器泄露引起的荷載應作為LNG儲罐設計的控制荷載;低溫和液體的靜水壓力在罐壁中引起的環(huán)向內(nèi)力要大于引起的徑向內(nèi)力;由于低溫和承臺溫度變形對罐壁的雙重作用，在罐壁底部4 m至5 m的范圍內(nèi)產(chǎn)生較大的徑向、環(huán)向的負彎矩以及環(huán)向的負剪力，因此在設計中應該盡量減小這種負彎矩作用以及由此可能引起的裂縫，如:各國設計者在罐壁中布置預應力鋼筋產(chǎn)生預壓力，以此減少由泄漏引起的負彎矩和裂縫，同時在罐壁底部一定高度處設置熱保護角以延緩LNG對罐壁底部的低溫沖擊;為減少承臺對罐壁低端引起的附加彎矩，增加罐壁底部厚度以提高其局部剛度。

圖14—圖18分別給出了3種泄露工況下鋼筋混凝土罐頂在低溫作用下的內(nèi)力變化趨勢圖。計算表明:由低溫產(chǎn)生的各溫度內(nèi)力在遠離承臺和罐壁連接處的位置數(shù)值基本為零;3種泄露液位中，以完全泄露引起的內(nèi)力最為顯著，而且在罐壁和承臺連接的區(qū)域內(nèi)力發(fā)生突變，產(chǎn)生較大量級的彎矩和軸力;同時在低溫作用下，罐頂將對罐壁頂端產(chǎn)生較大的推動力，產(chǎn)生的溫度變形將在罐壁頂端處產(chǎn)生附加的溫度彎矩，因此在設計中為減少該處的溫度內(nèi)力的影響，將增大該處截面尺寸，提高其剛度以減少產(chǎn)生的溫度應力，避免出現(xiàn)裂縫。

圖9 3種泄露工況下罐壁的徑向彎矩Fig.9 Longitudinal moment of wall for spill condition

圖10 3種泄露工況下罐壁的環(huán)向彎矩Fig.10 Circumferential moment of wall for spill condition

圖11 3種泄露工況下罐壁的徑向軸力Fig.11 Longitudinal axial load of wall for spill condition

圖12 3種泄露工況下罐壁的環(huán)向軸力Fig.12 Circumferential axial load of wall for spill condition

圖13 3種泄露工況下罐壁的環(huán)向剪力Fig.13 Circumferential shear of wall for spill condition

圖14 3種泄露工況下罐頂?shù)膹较驈澗谾ig.14 Longitudinal moment of roof for spill condition

4 結(jié)論

(1)基于傳熱學和力學基本理論，借助于大型有限元軟件，合理建立有限元模型、采用正確的邊界條件，可以較好地模擬大型低溫LNG預應力混凝土儲罐結(jié)構(gòu)的低溫性能;

圖15 3種泄露工況下罐頂?shù)沫h(huán)向彎矩Fig.15 Circumferential moment of roof for spill condition

圖16 3種泄露工況下罐頂?shù)膹较蜉S力Fig.16 Longitudinal axial load of roof for spill condition

圖17 3種泄露工況下罐頂?shù)沫h(huán)向軸力Fig.17 Circumferential axial load of roof for spill condition

(2)在泄露工況下，由低溫引起的儲罐溫度分布由內(nèi)而外呈線性分布，罐壁的溫度分布比較均勻;在各種泄露工況下，熱保護角的存在能夠較好的保護混凝土外壁，延緩LNG對罐壁底部的低溫沖擊;

圖18 3種泄露工況下罐頂?shù)沫h(huán)向剪力Fig.18 Circumferential shear of roof for spill condition

(3)在LNG預應力混凝土儲罐中，設計適當?shù)谋＠浣Y(jié)構(gòu)是延緩低溫沖擊、保障結(jié)構(gòu)安全性的有效手段。但是在泄露工況下，儲罐仍處于低溫工作狀態(tài)，結(jié)構(gòu)會產(chǎn)生較大的低溫應力，因此由主容器泄露引起的荷載應作為儲罐結(jié)構(gòu)設計中的控制荷載考慮;

(4)在泄露工況下，由于泄露液體的靜水壓力、低溫沖擊以及承臺和罐頂對罐壁的約束在罐壁和承臺、罐頂?shù)倪B接區(qū)域內(nèi)產(chǎn)生較大的負彎矩和軸力，為滿足結(jié)構(gòu)的安全性和功能性要求，需采取相應的措施減少負彎矩和軸力、避免出現(xiàn)裂縫，如:在罐壁中設置預應力鋼筋以施加預壓力、增大該區(qū)域截面尺寸以提高結(jié)構(gòu)剛度、減小內(nèi)力以及在結(jié)構(gòu)底部設置熱保護角等措施。

1 British Standard Institution BS EN14620-1:Design and manufacture of sete built，vertical，flat-bottomed steel tanks for the storage of refrigerated，liquefied gases with operating temperature between 0℃ and -165℃ -Part1:General［S］.London:BSI，2006.

2 王偉玲.大型LNG預應力儲罐靜力荷載下受力性能研究［D］.大慶:大慶石油學院，2009.

3 Josef Roetzer，Hamish Douglas，Helmut Maurer.Liquid spill hazard investigated for LNG tanks［J］.LNG Journal，2006:32-33.

4 Chen Q S，Wegrzyn J，Prasad V.Analysis of temperature and pressure changes in liquefied natural gas(LNG)cryogenic tanks［J］.Cryogenics，2004，44:701-709.

5 張云峰，張 彬，岳文彤.內(nèi)罐泄露條件下LNG混凝土儲罐預應力外墻模態(tài)分析［J］.大慶石油學院學報，2008，32(6):86-90.

6 魏會東，周美珍，顏世忠，等.LNG儲罐主容器泄漏時外罐壁的傳熱特性［J］.低溫工程，2009，172(6):57-61.

7 黃克智，黃永剛.固體本構(gòu)關系［M］.北京:清華大學出版社，1999:25-28.

Low temperature analysis of LNG prestressed concrete tank for spill conditions

Su Juan1，2，3Zhou Meizhen2Yu Jianxing1Wei Huidong2

(1School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300072，China)
(2Offshore Oil Engineering Co.，Ltd.，China National Offshore Oil Corporation，Tianjin 300451，China)
(3China National Offshore Oil Corporation Research Center，Beijing 100022，China)

Temperature and stress profile of LNG prestressed concrete tank due to LNG spill was studied and the effect of cryogenic liquid for prestressed concrete tank structure was analyzed.The result shows that temperature distribution is linear from the inside to the outside of the LNG tank，while it is uniform.In order to reduce the tensile stress and avoid cracks，prestressed bar and thermal corner protection should be allocated in concrete outer tank.

LNG tank;prestressed concrete;spill condition;temperature field;thermal corner protection;thermal-solid coupling

TB663

A

1000-6516(2010)04-0047-06

2010-05-13;

2010-07-23

蘇 娟，女，29歲，博士。