童中明 李光輝 中國成達工程有限公司 成都 610041

LNG全容薄膜罐，由混凝土外罐、內壁薄膜罐以及內部保溫材料組成。在外界溫度變化時，儲罐內的LNG達到沸點后會汽化，從而使罐內氣壓升高。在超過設計壓力后，罐頂安裝的安全閥會開啟泄壓，LNG蒸氣被排出。在此過程中，LNG蒸氣或被點燃發(fā)生火災，因此，有必要對火災情況下罐頂混凝土的安全性進行評估。

1 分析方法

本文以某項目20萬m3LNG全容薄膜罐為例，對儲罐在安全閥著火情況下混凝土罐頂進行受力分析。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后的溫度分布結果。然后，把熱分析得出的溫度分布結果作為荷載施加于結構應力模型上，同時施加內部操作壓力和自重，再采用非線性應力分析對罐頂的受力進行分析。根據應力分析結果和相關規(guī)范對儲罐安全性進行評價。

2 熱分析有限元模型

儲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、鋼筋混凝土罐頂內部的鋼內襯、內罐頂平臺上的玻璃纖維隔熱層、內罐和外罐之間聚氨酯泡沫板保溫層。除罐頂鋼內襯利用ANSYS 8節(jié)點熱殼單元(SHELL132)模擬外，罐體其余部分均利用ANSYS三維20節(jié)點的熱實體單元(SOLID90)模擬。 有限元模型見圖1,儲罐角部詳圖組成見圖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

安全閥著火點作為一個孤立的節(jié)點，需要在罐頂表面覆蓋表面效應單元才能實現著火點與罐頂各部分的熱輻射。通過ANSYS中帶附加節(jié)點的三維熱表面效應單元(SURF152)來實現安全閥著火點位置和儲罐各點的熱輻射，見圖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表面和聚氨酯泡沫板保溫層內側的所有單元節(jié)點設計溫度均為-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。內罐頂平臺上的玻璃纖維保溫層上表面與混凝土罐頂內側鋼襯板之間的輻射傳熱，通過施加封閉空間中各面間的熱輻射邊界條件來實現?；炷凉摅w外表面與空氣之間為強制對流換熱。

2.3 熱分析荷載

根據國外規(guī)范安全閥著火點的熱流值為32kW/m2。建立初始條件t=0時，該點的溫度為41.8℃，等于夏季運行條件下罐頂外表面的溫度。t=1秒安全閥著火并對罐頂各部分產生熱輻射，持續(xù)時間為t=1秒到t=6小時，該時間為消防的極限時間。通過瞬態(tài)熱分析進行計算,得到罐頂表面每個單元的表面溫度，該溫度與著火點的距離及夾角即熱輻射中的角系數有關，通過罐頂表的SURF152單元進行熱輻射計算得到。

2.4 熱分析結果

熱分析結果見圖4。

圖4 6小時后溫度計算結果

據圖4所示的結果，可知安全閥著火發(fā)生6h后，罐頂的外表面溫度最高已經升到551.87℃，與著火點較近區(qū)域溫度比較高。

為了體現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果見圖5。

圖5 罐頂溫度厚度方向分布結果

從圖5中可以看出，內外表面最高點溫差達到508℃時，內外溫差較大，將產生較大的溫度應力。

瞬態(tài)熱分析，熱輻射6小時后罐頂的最高和最低溫度(℃)見表2。

表2 罐頂的最高和最低溫度 (℃)

3 三維結構力學分析

結構力學計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)點數。兩種分析模型的差異是：應力計算模型采用的單元為結構力學分析單元；混凝土罐體、混凝土罐頂采用的是三維20節(jié)點結構實體單元(SOLID186)；鋼內襯板采用ANSYS中的8節(jié)點結構殼單元(SHELL281)。

結構力學分析中材料隨溫度變化的材料特性見表3。

表3 隨溫度變化的材料性能

材料特性表中沒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，因為它們與外罐混凝土的結構剛度相比，上述部分材料的剛度影響可以忽略不計。

3.1 結構力學分析的邊界條件

固定模型底部單元節(jié)點的環(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，除了與罐頂和罐壁殼體共用的節(jié)點外，其余位移均需被約束，因為該部分單元未被定義力學材料特性，無單元剛度。

3.2 結構力學模型載荷條件

先施加儲罐的自重，再施加設計內部壓力29kPa，最后讀取6 h瞬態(tài)熱分析計算得出的溫度分析結果，作為初始溫度荷載施加于計算單元模型上并求解計算。

3.3 混凝土的瞬態(tài)熱應變

當普通混凝土首次加熱超過150℃至200 ℃，水泥漿化學成分逐步分解。該現象在高溫混凝土受彎、受壓時更加明顯，因此，隨著溫度的不斷升高，溫度應力引起的瞬態(tài)應變也不斷增加[7]?；炷猎诤愣☉l件下加熱，所累積的瞬態(tài)應變，目前通常采用Aderberg模型模擬，具體表達式如下：

函數f(T)與溫度有關，與熱應變非常相似。瞬態(tài)應變可表示為下式：

式中，ktr為常數，取值范圍1.8～2.35 ；σ為混凝土中應力，壓力為正；fc,20為混凝土常溫下的抗壓強度，取29.6MPa；εth為溫度應變。

變應力作用下，應變增量表達式為：

在本次分析中，混凝土的瞬態(tài)熱應變通過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)熱應變時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)熱應變時混凝土的換算泊松比；γ為試驗參數，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 罐頂混凝土應變結果

目前國內對高溫環(huán)境下混凝土的應力應變關系研究較少，因此,參考EN1992-1-2混凝土在高溫下的應力、應變關系對混凝土進行評估，見圖6。

圖6 高溫下的混凝土應力應變關系圖

圖中的fc,θ，εc1,θ,εcu,θ隨溫度變化的取值詳見下表4：

表4 混凝土應力應變與溫度關系

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

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

圖7 混凝土外表徑向應變

圖8 混凝土外表環(huán)向應變

3.5 罐頂外側鋼筋應力計算

罐頂外側鋼筋為HRB400鋼筋，其在常溫下的屈服強度為400MPa。鋼筋在高溫下的應力和應變關系可參考EN1992-1-2[3],見圖9。

圖9 高溫下的鋼筋應力應變關系圖

圖中應力應變關系函數見表5，fsp,θ，fsy,θ,εsp,θ,Es,θ隨溫度變化的取值詳見表6。

表5 應力應變關系函數

表6 鋼筋應力應變與溫度關系

罐頂混凝土最高溫度為551.87℃，對應的最外側混凝土的最大應變?yōu)?.004573,出于保守考慮,假定鋼筋的最大應變與混凝土相同也為0.004573，按表5中的公式和數據可計算出鋼筋的最大應力為182MPa，小于該溫度下對應的鋼筋屈服強度248MPa，說明鋼筋的強度在火災工況下滿足要求。

3.6 鋼內襯應力計算

鋼內襯位于混凝土罐頂的內側，在火災工況下鋼內襯中的最大溫度為46.06℃。在該環(huán)境下，鋼內襯的應力分布見圖10。

圖10 罐頂鋼內襯中的等效應力

由此可知，鋼內襯中的最大等效應力為16.19MPa，遠小于鋼材的屈服強度345MPa。因此，罐頂的鋼襯有足夠的安全貯備抵抗安全閥著火。

4 結語

從三維熱分析得到的罐頂溫度分布可知，罐頂的溫度分布是以安全閥著火點最近位置點為中心向外擴展，其中溫度大小與離著火點的距離成反比。罐頂高溫區(qū)域部分內外表面溫差較大，溫度應力較大。著火點主要對穹頂產生影響，對罐壁影響較小。

通過熱分析,確定在火災工況下儲罐結構溫度荷載分布，然后將熱分析模型轉換為力學模型，并施加熱荷載、自重等荷載在模型上，獲得了混凝土罐頂的應變值。結合國外規(guī)范要求進行評估，證明在安全閥火災熱輻射下，LNG薄膜罐是安全可靠的。