童中明 李光輝 中國(guó)成達(dá)工程有限公司 成都 610041

LNG全容薄膜罐，由混凝土外罐、內(nèi)壁薄膜罐以及內(nèi)部保溫材料組成。在外界溫度變化時(shí)，儲(chǔ)罐內(nèi)的LNG達(dá)到沸點(diǎn)后會(huì)汽化，從而使罐內(nèi)氣壓升高。在超過(guò)設(shè)計(jì)壓力后，罐頂安裝的安全閥會(huì)開(kāi)啟泄壓，LNG蒸氣被排出。在此過(guò)程中，LNG蒸氣或被點(diǎn)燃發(fā)生火災(zāi)，因此，有必要對(duì)火災(zāi)情況下罐頂混凝土的安全性進(jìn)行評(píng)估。

1 分析方法

本文以某項(xiàng)目20萬(wàn)m3LNG全容薄膜罐為例，對(duì)儲(chǔ)罐在安全閥著火情況下混凝土罐頂進(jìn)行受力分析。首先,取混凝土罐頂和部分混凝土罐壁以及相應(yīng)位置的保溫層建立三維熱分析模型，采用瞬態(tài)傳熱分析方法，獲得外罐頂在安全閥著火持續(xù)燃燒6h后的溫度分布結(jié)果。然后，把熱分析得出的溫度分布結(jié)果作為荷載施加于結(jié)構(gòu)應(yīng)力模型上，同時(shí)施加內(nèi)部操作壓力和自重，再采用非線(xiàn)性應(yīng)力分析對(duì)罐頂?shù)氖芰M(jìn)行分析。根據(jù)應(yīng)力分析結(jié)果和相關(guān)規(guī)范對(duì)儲(chǔ)罐安全性進(jìn)行評(píng)價(jià)。

2 熱分析有限元模型

儲(chǔ)罐熱分析模型包括罐壁頂部以下12 m范圍的鋼筋混凝土罐壁、混凝土罐頂、鋼筋混凝土罐頂內(nèi)部的鋼內(nèi)襯、內(nèi)罐頂平臺(tái)上的玻璃纖維隔熱層、內(nèi)罐和外罐之間聚氨酯泡沫板保溫層。除罐頂鋼內(nèi)襯利用ANSYS 8節(jié)點(diǎn)熱殼單元(SHELL132)模擬外，罐體其余部分均利用ANSYS三維20節(jié)點(diǎn)的熱實(shí)體單元(SOLID90)模擬。 有限元模型見(jiàn)圖1,儲(chǔ)罐角部詳圖組成見(jiàn)圖2。

圖1 熱分析有限元整體模型和1/2剖面模型

圖2 熱分析有限元模型-頂角剖面

安全閥著火點(diǎn)作為一個(gè)孤立的節(jié)點(diǎn)，需要在罐頂表面覆蓋表面效應(yīng)單元才能實(shí)現(xiàn)著火點(diǎn)與罐頂各部分的熱輻射。通過(guò)ANSYS中帶附加節(jié)點(diǎn)的三維熱表面效應(yīng)單元(SURF152)來(lái)實(shí)現(xiàn)安全閥著火點(diǎn)位置和儲(chǔ)罐各點(diǎn)的熱輻射，見(jiàn)圖3。

圖3 熱分析有限元模型-表面熱輻射單元

2.1 材料傳熱性能

三維熱分析有限元模型中材料特性,如表1所示。

表1 材料的熱性能表

2.2 熱分析邊界條件

罐頂玻璃纖維保溫層內(nèi)表面和聚氨酯泡沫板保溫層內(nèi)側(cè)的所有單元節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)溫度均為-165℃，采用瞬態(tài)加載。罐體底部的有限單元模型邊界條件假定為完全絕緣。內(nèi)罐頂平臺(tái)上的玻璃纖維保溫層上表面與混凝土罐頂內(nèi)側(cè)鋼襯板之間的輻射傳熱，通過(guò)施加封閉空間中各面間的熱輻射邊界條件來(lái)實(shí)現(xiàn)。混凝土罐體外表面與空氣之間為強(qiáng)制對(duì)流換熱。

2.3 熱分析荷載

根據(jù)國(guó)外規(guī)范安全閥著火點(diǎn)的熱流值為32kW/m2。建立初始條件t=0時(shí)，該點(diǎn)的溫度為41.8℃，等于夏季運(yùn)行條件下罐頂外表面的溫度。t=1秒安全閥著火并對(duì)罐頂各部分產(chǎn)生熱輻射，持續(xù)時(shí)間為t=1秒到t=6小時(shí)，該時(shí)間為消防的極限時(shí)間。通過(guò)瞬態(tài)熱分析進(jìn)行計(jì)算,得到罐頂表面每個(gè)單元的表面溫度，該溫度與著火點(diǎn)的距離及夾角即熱輻射中的角系數(shù)有關(guān)，通過(guò)罐頂表的SURF152單元進(jìn)行熱輻射計(jì)算得到。

2.4 熱分析結(jié)果

熱分析結(jié)果見(jiàn)圖4。

圖4 6小時(shí)后溫度計(jì)算結(jié)果

據(jù)圖4所示的結(jié)果，可知安全閥著火發(fā)生6h后，罐頂?shù)耐獗砻鏈囟茸罡咭呀?jīng)升到551.87℃，與著火點(diǎn)較近區(qū)域溫度比較高。

為了體現(xiàn)罐頂溫度在罐頂厚度方向的分布情況，分別給出罐頂最外面、厚度三分之一、厚度三分之二、罐頂最底面沿罐體直徑在厚度方向的分布結(jié)果見(jiàn)圖5。

圖5 罐頂溫度厚度方向分布結(jié)果

從圖5中可以看出，內(nèi)外表面最高點(diǎn)溫差達(dá)到508℃時(shí)，內(nèi)外溫差較大，將產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力。

瞬態(tài)熱分析，熱輻射6小時(shí)后罐頂?shù)淖罡吆妥畹蜏囟?℃)見(jiàn)表2。

表2 罐頂?shù)淖罡吆妥畹蜏囟?(℃)

3 三維結(jié)構(gòu)力學(xué)分析

結(jié)構(gòu)力學(xué)計(jì)算模型中采用的單元與三維熱模型分析單元具有相同的節(jié)點(diǎn)數(shù)。兩種分析模型的差異是：應(yīng)力計(jì)算模型采用的單元為結(jié)構(gòu)力學(xué)分析單元；混凝土罐體、混凝土罐頂采用的是三維20節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)實(shí)體單元(SOLID186)；鋼內(nèi)襯板采用ANSYS中的8節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)殼單元(SHELL281)。

結(jié)構(gòu)力學(xué)分析中材料隨溫度變化的材料特性見(jiàn)表3。

表3 隨溫度變化的材料性能

材料特性表中沒(méi)有包括聚氨酯泡沫板保溫層和玻璃纖維組成部分的分析參數(shù)，因?yàn)樗鼈兣c外罐混凝土的結(jié)構(gòu)剛度相比，上述部分材料的剛度影響可以忽略不計(jì)。

3.1 結(jié)構(gòu)力學(xué)分析的邊界條件

固定模型底部單元節(jié)點(diǎn)的環(huán)向和豎向位移。所有聚氨酯泡沫板保溫層和玻璃纖維組成單元的節(jié)點(diǎn)，除了與罐頂和罐壁殼體共用的節(jié)點(diǎn)外，其余位移均需被約束，因?yàn)樵摬糠謫卧幢欢x力學(xué)材料特性，無(wú)單元?jiǎng)偠取?/p>

3.2 結(jié)構(gòu)力學(xué)模型載荷條件

先施加儲(chǔ)罐的自重，再施加設(shè)計(jì)內(nèi)部壓力29kPa，最后讀取6 h瞬態(tài)熱分析計(jì)算得出的溫度分析結(jié)果，作為初始溫度荷載施加于計(jì)算單元模型上并求解計(jì)算。

3.3 混凝土的瞬態(tài)熱應(yīng)變

當(dāng)普通混凝土首次加熱超過(guò)150℃至200 ℃，水泥漿化學(xué)成分逐步分解。該現(xiàn)象在高溫混凝土受彎、受壓時(shí)更加明顯，因此，隨著溫度的不斷升高，溫度應(yīng)力引起的瞬態(tài)應(yīng)變也不斷增加[7]。混凝土在恒定應(yīng)力條件下加熱，所累積的瞬態(tài)應(yīng)變，目前通常采用Aderberg模型模擬，具體表達(dá)式如下：

函數(shù)f(T)與溫度有關(guān)，與熱應(yīng)變非常相似。瞬態(tài)應(yīng)變可表示為下式：

式中，ktr為常數(shù)，取值范圍1.8～2.35 ；σ為混凝土中應(yīng)力，壓力為正；fc,20為混凝土常溫下的抗壓強(qiáng)度，取29.6MPa；εth為溫度應(yīng)變。

變應(yīng)力作用下，應(yīng)變?cè)隽勘磉_(dá)式為：

在本次分析中，混凝土的瞬態(tài)熱應(yīng)變通過(guò)修改混凝土彈性模量的分式引入分析模型中。

E′=E/(1+kE)

v′=(kEγ+v)/(1+kE)

其中：k=ktrα(T-Tref)/fc,20

式中，E為高溫下混凝土彈性模量；E′為高溫下考慮瞬態(tài)熱應(yīng)變時(shí)混凝土的換算彈性模量；v為高溫下混凝土泊松比；v′為高溫下考慮瞬態(tài)熱應(yīng)變時(shí)混凝土的換算泊松比；γ為試驗(yàn)參數(shù)，其處取為0.3，保證各溫度下混凝土的泊松比基本不變。

3.4 罐頂混凝土應(yīng)變結(jié)果

目前國(guó)內(nèi)對(duì)高溫環(huán)境下混凝土的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系研究較少，因此,參考EN1992-1-2混凝土在高溫下的應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系對(duì)混凝土進(jìn)行評(píng)估，見(jiàn)圖6。

圖6 高溫下的混凝土應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系圖

圖中的fc,θ，εc1,θ,εcu,θ隨溫度變化的取值詳見(jiàn)下表4：

表4 混凝土應(yīng)力應(yīng)變與溫度關(guān)系

施加各種荷載后進(jìn)行求解，獲得罐頂表面混凝土的徑向和環(huán)向應(yīng)變見(jiàn)圖7，圖8。

由圖7、圖8可知,混凝土外表面沿徑向最大應(yīng)變值為0.003604mm/mm，沿環(huán)向最大應(yīng)變值為0.004573mm/mm，最大應(yīng)變位于高溫500℃罐頂區(qū)域，該應(yīng)變遠(yuǎn)小于表4中的500℃對(duì)應(yīng)的εc1,θ=0.015，說(shuō)明在該溫度下還未達(dá)到該應(yīng)力對(duì)應(yīng)的最大應(yīng)變值，混凝土在該溫度下還處于彈性階段。

圖7 混凝土外表徑向應(yīng)變

圖8 混凝土外表環(huán)向應(yīng)變

3.5 罐頂外側(cè)鋼筋應(yīng)力計(jì)算

罐頂外側(cè)鋼筋為HRB400鋼筋，其在常溫下的屈服強(qiáng)度為400MPa。鋼筋在高溫下的應(yīng)力和應(yīng)變關(guān)系可參考EN1992-1-2[3],見(jiàn)圖9。

圖9 高溫下的鋼筋應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系圖

圖中應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系函數(shù)見(jiàn)表5，fsp,θ，fsy,θ,εsp,θ,Es,θ隨溫度變化的取值詳見(jiàn)表6。

表5 應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系函數(shù)

表6 鋼筋應(yīng)力應(yīng)變與溫度關(guān)系

罐頂混凝土最高溫度為551.87℃，對(duì)應(yīng)的最外側(cè)混凝土的最大應(yīng)變?yōu)?.004573,出于保守考慮,假定鋼筋的最大應(yīng)變與混凝土相同也為0.004573，按表5中的公式和數(shù)據(jù)可計(jì)算出鋼筋的最大應(yīng)力為182MPa，小于該溫度下對(duì)應(yīng)的鋼筋屈服強(qiáng)度248MPa，說(shuō)明鋼筋的強(qiáng)度在火災(zāi)工況下滿(mǎn)足要求。

3.6 鋼內(nèi)襯應(yīng)力計(jì)算

鋼內(nèi)襯位于混凝土罐頂?shù)膬?nèi)側(cè)，在火災(zāi)工況下鋼內(nèi)襯中的最大溫度為46.06℃。在該環(huán)境下，鋼內(nèi)襯的應(yīng)力分布見(jiàn)圖10。

圖10 罐頂鋼內(nèi)襯中的等效應(yīng)力

由此可知，鋼內(nèi)襯中的最大等效應(yīng)力為16.19MPa，遠(yuǎn)小于鋼材的屈服強(qiáng)度345MPa。因此，罐頂?shù)匿撘r有足夠的安全貯備抵抗安全閥著火。

4 結(jié)語(yǔ)

從三維熱分析得到的罐頂溫度分布可知，罐頂?shù)臏囟确植际且园踩y著火點(diǎn)最近位置點(diǎn)為中心向外擴(kuò)展，其中溫度大小與離著火點(diǎn)的距離成反比。罐頂高溫區(qū)域部分內(nèi)外表面溫差較大，溫度應(yīng)力較大。著火點(diǎn)主要對(duì)穹頂產(chǎn)生影響，對(duì)罐壁影響較小。

通過(guò)熱分析,確定在火災(zāi)工況下儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)溫度荷載分布，然后將熱分析模型轉(zhuǎn)換為力學(xué)模型，并施加熱荷載、自重等荷載在模型上，獲得了混凝土罐頂?shù)膽?yīng)變值。結(jié)合國(guó)外規(guī)范要求進(jìn)行評(píng)估，證明在安全閥火災(zāi)熱輻射下，LNG薄膜罐是安全可靠的。