大型LNG薄膜罐在安全閥著火下的安全分析

童中明 李光輝 中國成達(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。在超過設(shè)計(jì)壓力后，罐頂安裝的安全閥會(huì)開啟泄壓，LNG蒸氣被排出。在此過程中，LNG蒸氣或被點(diǎn)燃發(fā)生火災(zāi)，因此，有必要對火災(zāi)情況下罐頂混凝土的安全性進(jìn)行評估。

1 分析方法

本文以某項(xiàng)目20萬m3LNG全容薄膜罐為例，對儲(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，再采用非線性應(yīng)力分析對罐頂?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)范對儲(chǔ)罐安全性進(jìn)行評價(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。 有限元模型見圖1,儲(chǔ)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(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ANSYS中帶附加節(jié)點(diǎn)的三維熱表面效應(yīng)單元(SURF152)來實(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，通過施加封閉空間中各面間的熱輻射邊界條件來實(shí)現(xiàn)?；炷凉摅w外表面與空氣之間為強(qiáng)制對流換熱。

2.3 熱分析荷載

根據(jù)國外規(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(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]?；炷猎诤愣☉?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)變增量表達(dá)式為：

在本次分析中，混凝土的瞬態(tài)熱應(yīng)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(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

目前國內(nèi)對高溫環(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)系對混凝土進(jìn)行評估，見圖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℃對應(yīng)的εc1,θ=0.015，說明在該溫度下還未達(dá)到該應(yīng)力對應(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(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，小于該溫度下對應(yīng)的鋼筋屈服強(qiáng)度248MPa，說明鋼筋的強(qiáng)度在火災(zāi)工況下滿足要求。

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

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)主要對穹頂產(chǎn)生影響，對罐壁影響較小。

通過熱分析,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)合國外規(guī)范要求進(jìn)行評估，證明在安全閥火災(zāi)熱輻射下，LNG薄膜罐是安全可靠的。