謝劍 金建邦
(1.天津大學濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室 300350;2.天津大學建筑工程學院 300350)
液化天然氣(Liquefied Natural Gas,簡稱LNG),是一種綠色優(yōu)質的能源,其需求快速增長并成為一個蓬勃發(fā)展的產業(yè)。LNG儲罐是儲存液化天然氣的特種結構,承擔著LNG產業(yè)鏈的海運終點和陸地起點的重要作用。LNG泄漏工況下,-162℃的LNG會對混凝土外罐的罐壁產生超低溫沖擊,并使罐壁內部產生不均勻的溫度場,對儲罐的變形和受力產生影響。
目前,國內外學者對于LNG儲罐泄漏工況下的研究取得了豐富的成果。借助于有限元工具,Navakumar等[1]研究了LNG混凝土外罐不同泄漏工況下的溫度場和結構場,并對鋼筋應力、受壓區(qū)厚度等內容進行了計算分析。在儲罐發(fā)生泄漏后,罐壁受拉區(qū)域的混凝土需重點關注,罐壁頂端和罐壁與底板交界處兩個部位的內力較大[2-5]??ㄋ柕?Le-Duy Nguyen[6]利用液氮對混凝土圓板進行降溫試驗,研究了混凝土板溫度的一維傳導以及低溫液體的蒸發(fā)速率。天津大學的謝劍[7]對混凝土試件進行了降溫試驗,研究了棱柱體的降溫和回溫速率。
但是整體而言,對于LNG儲罐泄漏工況的試驗研究很少,有限元分析中不考慮鋼內襯構造的假定也存在一定的疑義。本文以模擬LNG儲罐罐壁的混凝土試件為研究對象,考慮構造上是否設置鋼內襯,利用液氮進行降溫試驗(模擬泄漏),對混凝土試件溫度和變形進行測量,并對兩者的區(qū)別進行深入分析。
全容式LNG儲罐的主要構造包括:鋼制內罐、混凝土外罐、基礎、熱角保護系統(tǒng)及附屬設備。鋼制內罐與混凝土外罐之間為環(huán)形空間,填充保溫材料。外罐混凝土內表面一般設置鋼內襯或者聚合物涂層,以確?;炷两Y構的氣密性和液密性[8]。
混凝土外罐是整個儲罐結構最重要的部分,是泄漏工況下儲罐結構的分析重點。有限元分析中,一般假設LNG泄漏后進入環(huán)形空間,保溫材料失效,從而使LNG直接接觸混凝土外罐。目前混凝土外罐與LNG之間的邊界條件尚未明確,分析時一般考慮第一類邊界條件或第三類邊界條件?;炷镣夤尥獗砻媾c空氣接觸,一般按照第三類邊界條件進行考慮。對于外罐內表面的鋼內襯,大部分學者在分析時會忽略,這存在一定的爭議。本文將針對上述問題進行相關的試驗研究。
本次試驗采用強度等級為C45級的混凝土,試件共一個,尺寸為300mm×300mm×100mm,試件設計情況見表1,配合比見表2。其中,水泥采用P.O 42.5普通硅酸鹽水泥,砂為河砂,粗骨料采用石灰?guī)r碎石。試件在常溫下利用混凝土攪拌機拌料,采用木模板成型澆筑,24h后拆模,自然養(yǎng)護28d。
表1 試件設計Tab.1 Specimen design
表2 混凝土配合比Tab.2 Mixture design
試驗在天津大學結構實驗室進行,試驗裝置包括降溫系統(tǒng)和測量采集系統(tǒng),見圖1。降溫系統(tǒng)采用液氮為制冷源(-196℃),自制聚氨酯保溫箱內套9%Ni鋼箱作為超低溫儲液容器。測量系統(tǒng)包含測量設備和數(shù)據采集設備。測量設備包括:(1)PT100鉑熱電阻溫度傳感器,量程為 -200℃~100℃,精度為0.1℃;(2)電子千分表,量程為0~10mm,精度為0.001mm;(3)BAB120-3AA250應變片,精度為 1με,使用溫度范圍-269℃~250℃。數(shù)據采集設備包括:JM3813靜態(tài)數(shù)據采集儀、測微采集儀、計算機。
本文針對有無鋼內襯構造對混凝土試件進行降溫試驗,其中鋼內襯為8mm厚鋼板,試驗時直接平放在混凝土試件上表面。降溫通過液氮接觸混凝土或鋼板實現(xiàn),液氮與試件接觸區(qū)域為直徑D=100mm的圓形區(qū),見圖1。
圖1 試驗裝置示意Fig.1 Test equipment
試件C-NC-Y沿水平方向對稱軸剖面以及各傳感器的布置如圖2所示。PT100溫度傳感器的豎向間距為20mm,橫向間距為50mm;位移測點布置在試件側面中心處;應變測點S1/S2布置在距離上下表面20mm處。
試驗順序和降溫制度如下:首先在混凝土試件上覆8mm鋼板,進行有內襯試件降溫試驗;待試件恢復環(huán)境溫度,移走上覆鋼板,進行無內襯試件降溫試驗;降溫時間均為2h。
首先對降溫結束時兩次試驗的溫度進行分析。圖3a和圖3b分別為試件C-NC-N和C-CN-Y在7200s時,沿豎直方向中心線不同埋深處TC11/TC21/TC31/TC41的溫度以及沿水平方向不同距離處TC11/TC12/TC13的溫度。
從圖3a可以看出,埋深越大,溫度越高,試件C-NC-N/C-NC-Y埋深20mm處溫度分別為-136.7℃/-83.1℃,埋深 80mm處分別為-66℃/-36.4℃??梢钥闯?,試件C-NC-N的溫度都低于C-NC-Y,且兩條曲線之間的距離隨埋深的增大而減小,即兩者的溫差減小,說明熱量的傳遞隨距離而衰減。圖3b中,溫度沿水平距離的變化規(guī)律與埋深相似。
圖3 試件溫度-距離曲線Fig.3 Temperature-displacement curve
為評判不同方向降溫量的大小,定義評價指標—平均溫度梯度,見公式(1),其計算結果見表3。
式中:gradavgT為平均溫度梯度;ΔT為兩點之間的溫差,其中負號表示降溫;ΔD為兩點之間的距離。
表3 沿不同方向平均溫度梯度Tab.3 Average temperature gradient along different directions
由表3可知,埋深方向的平均溫度梯度比水平方向大,也就是說埋深方向的熱量傳遞快于水平方向。另外,試件C-NC-N兩個方向的平均溫度梯度均大于試件C-NC-Y,可見無內襯試件內部的溫度場分布更加不均勻。
為分析試件降溫的全過程,做出試件沿豎向中心線不同埋深處溫度-時間曲線,見圖4。
圖4 不同埋深處溫度-時間曲線Fig.4 Temperature-time curve with different depth
從圖4中可以看出,同一埋深位置,降溫初期試件C-NC-N的降溫速率大于試件C-NC-Y,且埋深越深,降溫速率差越小。以 TC11為例,600s時試件C-NC-N迅速降溫至-80℃,而試件C-NC-Y只降至 16.5℃。經歷 7200s后,試件C-NC-N/C-NC-Y中TC11溫度分別為-136.7℃/-83.1℃,其他位置的溫度變化也存在相同的規(guī)律。
分析原因,可以得出:試件C-NC-N為液氮直接接觸混凝土,而試件C-NC-Y為液氮接觸鋼板,鋼板覆蓋在混凝土上方。兩者的邊界條件不相同,試件C-NC-N熱力學邊界為第三類邊界條件,流體溫度保持常數(shù)-196℃;而試件C-NC-Y通過鋼板向混凝土傳熱,鋼板與混凝土之間從微觀的角度看并不能100%完全接觸,存在一定的間隙。實際上鋼板與混凝土的接觸只發(fā)生在一些離散的面積元上,在未接觸界面之間的間隙中,熱量以空氣導熱的形式穿越間隙層,所以鋼板與混凝土試件存在附加的傳遞阻力—接觸熱阻[9]。鋼板與混凝土熱量的傳遞是由固體之間的熱傳導以及空氣的對流傳熱組成。而空氣對流傳熱的速度遠小于固體與固體之間熱傳導的速度,所以試件C-NC-Y傳導的熱量少,導致內部的溫度均高于試件C-NC-N。
綜上所述,在LNG儲罐泄漏工況下,鋼內襯的存在會影響外罐的溫度場分布。
圖5為2h超低溫沖擊下C-NC-N和C-NC-Y試件側面的應變隨時間變化曲線。
圖5 不同位置應變-時間曲線比較Fig.5 The comparison of strain-time curve by different position
圖5 a中,試件C-NC-N應變測點S1自降溫初期至600s期間受壓,最大壓應變?yōu)?1με;600s~2400s受拉,最大拉應變?yōu)?33με;4000s~7200s受壓并且壓應變增大,7200s時壓應變?yōu)?22με。試件C-NC-Y測點S1應變隨時間的變化規(guī)律與試件C-NC-N相似,但是拉壓出現(xiàn)轉換的時間點有所滯后,第一次拉壓轉換時間點為1800s,第二次拉壓轉換時間點為6600s,分別較試件C-NC-N滯后了1200s和2600s。
圖5b中,試件C-NC-N和C-NC-Y應變測點S2自降溫初期至300s受壓,最大壓應變分別為20με、33με;300s后兩者壓應變減小并轉向受拉趨勢,但試件C-NC-N在900s時開始受拉而試件C-NC-Y到3000s才開始受拉,兩者趨勢略有不同,7200s時試件C-NC-N與C-NC-Y的拉應變分別為67με、42με。
綜上所述,試件C-NC-Y側面應變S1/S2變化趨勢基本與C-NC-N相同,區(qū)別在于最大拉壓應變的數(shù)值以及時間的滯后,這與降溫的快慢呈現(xiàn)出了相關性。試件C-NC-N的降溫比C-NC-Y快,溫度變化量更大,所以試件的變形發(fā)展更快??梢?,鋼內襯的存在會影響結構的變形。
在2h泄漏孔徑為100mm的超低溫液體沖擊下,試件因為內部溫度的降低發(fā)生收縮現(xiàn)象,圖6為試件C-NC-N與C-NC-Y兩側產生的位移及其隨時間變化的曲線。
圖6 試件位移-時間曲線Fig.6 Displacement-time curve
從圖6中可以看出,兩者都表現(xiàn)出三階段的特性。以試件C-NC-N為例,0~1800s期間,位移和逐漸增大,且增大的速率變大,曲線變陡;1800~4800s期間,位移和增大的速率穩(wěn)定在某一數(shù)值,曲線呈線性變化;4800s~7200s期間,位移和增大的速率減小,曲線變緩。
為評判試件變形的大小,定義試件平均應變的計算方法為:
式中:εx為水平方向平均應變;Δx=d1+d2,d1和d2分別為千分表DG1/DG2測得的試件左右側位移;L為千分表DG1與 DG2針頭之間連線長度。
7200s時試件C-NC-N/C-NC-Y左右側位移和分別為0.184mm/0.154mm,換算成平均應變,試件C-NC-N和C-NC-Y千分表位置處截面水平方向平均應變分別為 613με、513με,試件C-NC-N的變形大于試件C-NC-Y。
兩次試驗位移變化的三階段特性與各自降溫規(guī)律直接相關。試件C-NC-N比C-NC-Y降溫更快且降溫量更大,所以試件C-NC-N位移變化的速度及變化量均大于C-NC-Y。
根據測得的溫度場和變形情況,可以得出試件的變形為兩側面往中間縮,上表面往下縮,見圖7。
圖7 試件變形示意Fig.7 Specimen deformation diagram
對于試件C-NC-N,變形對熱力學邊界條件的影響可以忽略不計,但是對于試件C-NC-Y,由于鋼內襯的存在,會產生一定區(qū)別。隨著降溫的進行,混凝土上表面的收縮量Δy增大,鋼內襯與混凝土之間的間隙增大,鋼內襯與混凝土間的直接接觸面積減小,導致鋼內襯與混凝土之間的導熱變慢,最終影響到混凝土的傳熱。因此,變形對于有鋼內襯構造的結構會影響到熱力學邊界條件。
本文通過對有無鋼內襯構造的混凝土試件進行降溫試驗,建立平均溫度梯度、平均應變等指標分析了溫度、應變和位移結果,得到以下結論:
1.有鋼內襯和無鋼內襯試驗的熱力學邊界條件不同,無鋼內襯試驗為熱力學第三類邊界條件,有鋼內襯試件為存在接觸熱阻的熱接觸邊界條件。
2.相同條件下熱力學第三類邊界條件熱量傳遞的速度大于有熱阻的熱接觸邊界條件。
3.試件的變形與溫度場分布直接相關,當內部溫度梯度大時,試件產生變形更大。試件變形對于有鋼內襯試件的傳熱有一定的影響。
4.對LNG混凝土儲罐進行泄漏工況下溫度場進行瞬態(tài)有限元分析時,建議模型中考慮鋼內襯構造,并設置其與混凝土之間的熱接觸邊界條件。
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