LNG储罐主容器泄漏时外罐壁的传热特性

低　温　工　程

CRY OGEN I CS

No 16　2009

Sum 　No 1172

L NG 储罐主容器泄漏时外罐壁的传热特性

魏会东1

　周美珍1

　颜世忠2

　张艳春1

　苏　娟

1

(1海洋石油工程股份有限公司　天津　300451)(2海工英派尔工程有限公司　青岛　266061)

　　摘　要:以一种LNG 储罐为研究对象,利用有限单元法(FE M )分析了在主容器泄漏时的混凝土

外罐壁的传热特性,研究了泄漏发生时外罐壁温度随着时间的变化过程,泄漏发展后的外罐壁的温度分布和热流密度,以及热保护边角(TCP )对于外罐壁传热的影响,指出了外罐壁热传导达到稳定后的传热特性。

关键词:LNG 储罐　有限单元法　主容器　泄漏　外罐壁　传热　热保护角中图分类号:T B658　　　文献标识码:A 　　　文章编号:100026516(2009)0620057205

　　收稿日期:2009208218;修订日期:2009212204

作者简介:魏会东,男,28岁,硕士。

I nvesti ga ti on of hea t tran sfer i n outer tank wa ll dur i n g

L NG storage t ank pr i m ary con t a i n er ’s leakage

W ei Huidong 1

　Zhou Meizhen 1

　Yan Shizhong 2

　Zhang Yanchun 1

　Su Juan

1

(1Offshore O il Engineering Co .,L td .,Tianjin 300451,China )(2COOEC Enpal Engineering Co .,L td .,Q ingdao 266061,China )

　　Abstract :For a kind of LNG st orage tank,the heat transfer of concrete outer wall was analyzed with

the finite ele ment method (FE M )during the leakage of p ri m ary container .The te mperature change of outer tank wall in different ti m e in beginning of leakage,the te mperature distributi on and heat flux of outer tank wall when leakage devel op s and the effect of ther mal corner p r otecti on (TCP )f or heat transfer of outer tank wall were studied .Finally,the heat transfer characteristic when conducti on of outer tank wall reaching equi 2libriu m was pointed out .

Key words :LNG st orage tank;FE M;p ri m ary container;leakage;outer tank wall;heat transfer;ther mal corner p r otecti on

1　引　言

天然气在低温液化后,即称为液化天然气(LNG ),其体积变为气态时的1/600,十分有利于储存和船舶远洋运输,LNG 储罐是天然气在液化后进行贮存的主要形式,也是LNG 接收终端的重要装置。

由于天然气是易燃易爆的燃料,同时液化后的天然气

的储存温度极低,常压下其液化温度约为-165℃,因此对于贮存装置材料及其设计、建造和安装具有极

高的要求[1]

。LNG 储罐按照对于液体和蒸汽封闭系统的力学承载方式主要分为单容罐、双容罐,全容罐和薄膜罐,其中全容罐具有两个力学承载层,是中国

目前投入运行的接收终端的主要罐型,全容罐包括一个主容器和次容器,共同来形成一个整体的储罐,主容器应是自支撑的钢制、单壁罐来容纳液体工质[2],材料通常采用耐低温的9%镍钢;次容器的主要作用是在罐正常操作时容纳工质蒸气,并在罐泄漏时承载液体并保持蒸气密封,在一般情况下,大型的LNG储罐的次容器主要采用预应力混凝土,全容罐的详细结构形式见图1。LNG全容罐在正常操作(过量充注)或者突发事故(地震、内罐破裂等)时,低温液体会从主容器泄漏至环形空腔,与罐底和罐壁发生直接接触,从图1可见,由于罐底的绝热层能保证罐底在泄漏后仍然保持其绝热结构,因此泄漏的低温液体主要影响混凝土外罐壁,为了保护外罐壁,在较少的泄漏时,外罐壁下部设置的热保护边角(T CP)可以保护外罐壁,但当液体大量泄漏并超过T CP高度后会影响到上部的外混凝土罐壁的传热特性。本文以此种形式的LNG全容罐的外罐壁为研究对象,利用有限元方法(FE M)分析了LNG储罐主容器泄漏后对整个外罐壁的温度分布和热流密度的影响,其结果对于在设计过程中评价整个外罐壁的结构安全性、LNG主容器泄漏后的处理方法等方面提供了相关的依据。

图1　L NG全容罐结构[2]

1.主容器(钢制);

2.底部绝热;

3.基础;

4.基础加热系统;

5.

弹性密封垫;6.悬浮吊顶(绝热的);7.混凝土罐顶;8.预应力

混凝土外罐(次容器);9.预应力混凝土外罐的内部绝热。

F i g.1　Structure of L N

G full con t a i n m en t t ank

2　模型及计算方法

2.1　罐的几何尺寸

LNG全容罐的净液体容量为160000m3,高度为35.65m,内罐半径为40m,环形空腔宽度为1m,绝热材料从主容器外侧至外罐壁内侧依次为玻璃纤维毯、膨胀珍珠岩、热保护边角为高度5m的泡沫玻璃砖,外罐壁为预应力混凝土,罐体的径向剖面见图2。材料的热物理特性取自文献[3],见表1。截取环向10°范围内的一段罐壁建立储罐的三维实体模型。

图2　罐径向几何尺寸

1.玻璃纤维毯;

2.膨胀珍珠岩;

3.泡沫玻璃砖;

4.预应力混凝土。

F i g.2　Rad i a l d i m en si on s of t ank

表1　罐壁材料热物理参数[3]

Table1　Ther ma l physi ca l param eters of t ank ma ter i a l

材料名

密度/

(kg/m3)

导热系数/

(W/m・K)

比热容/

(J/kg・K)玻璃纤维毯160.03838792

膨胀珍珠岩7600.0391753.74

泡沫玻璃砖21800.05592837.49

预应力混凝土2500 2.326837.21

2.2　计算模型及验证

按照文献[4]简化后的无内热源三维非稳态导热圆柱坐标系下的控制微分方程为:

ρc

λ

5T

5τ=

1

r

5

5r(r

5T

5r)+

1

r2

52T

5φ2+

52T

5z2(1)　　式中:T为温度;τ为时间;ρ为材料密度;c为比热容;λ为导热系数;r为半径;φ为角度;z为高度。

边界条件做如下设定:在正常操作和泄漏情况下,内容器的的外表面始终保持在-165℃,当LNG 从主容器泄漏后,认为热保护边角的内壁面和TCP 上方的外壁内表面的温度迅速降至-165℃。外壁面外表面保持为对流边界条件,外界环境温度为30℃,表面对流传热系数为25W/(m2・K)。罐壁周向外表面及高度方向外表面均为绝热边界条件。

利用有限元计算软件ANSYS10.0按照图2几何尺寸建立的三维模型进行网格划分[5],单元总数为8569,节点总数为9539,划分完成的有限元模型见图3。

85

第6期LNG 储罐主容器泄漏时外罐壁的传热特性

其计算过程为首先施加正常操作情况下的边界条件进行稳态计算,记录其结果;然后将节点的参考温度设为30℃,再进行瞬态计算。

图3　有限元模型网格划分

F i g .3　M esh d i v isi on of FE m odel

为了验证本文有限元计算模型的准确性,将正常操作情况下稳态有限元计算的结果与理论计算的结果进行了对比。

理论计算按照一维稳态导热的圆筒形壁面多层导热,其传热量的计算公式如下:

<=

πl (t f -t i )

1h f +∑(1

2

λc ln

d co d ci )(2)　　式中:<为总换热量,W ;l 为外罐壁高度,m;h f 为外罐壁外表面对流换热系数,W /(m 2

・K );t f 为外界环境温度,取30℃;t i 为主容器壁面温度,取-165℃;d co 为该导热层外径,m;d ci 为该导热层内径,m;λc 为该层材料的导热系数,W /(m ・K )。

利用式(2)计算的传热量为69297W ,有限元计算的结果为70700W ,两者相对误差仅为2%,可见本文有限元模型的计算结果有足够的准确性。

通过有限元计算所得的外表面不同高度处的热流密度分布见图4,由图可知,由于热保护边角采用泡沫玻璃砖,其导热系数大于膨胀珍珠岩的导热系数,从而导致在稳态情况下,罐壁下部的热流密度要大于上部,因此在设计热保护边角时在保证强度的条件下应尽可能的采用导热系数小的绝热材料,从而减少正常操作时罐壁下方的传热量。3　泄漏情况下的外罐壁传热特性分析3.1　泄漏发生后传热特性

图5是泄漏状况发生后,高度在15m

处的混凝

图4　正常操作时外壁面热流密度随高度的变化

F i g .4　Ther ma l flux vs .he i ght of outer t ank

wa ll i n nor ma l opera ti on

土罐壁剖面由外壁向内壁的温度分布特性。由图可见,泄漏的LNG 液体随着时间的推移影响到不同半径处的温度。以温度降低1℃作为低温液体泄漏影响的评价基准,泄漏15m in 后,泄漏影响到距内壁0.20m 处,之后随着时间向外壁推进,30m in 后泄漏影响到距内壁0.26m 处,60m in 后泄漏影响到距内壁0.33m 处,120m in 后泄漏影响到距内壁0.42m 处,当时间达到240m in,也就是4h 后,低温液体才开始影响到外壁面。

图5　泄漏发生后混凝土壁面的温度分布

F i g .5　Te m pera ture d istr i buti on of outer concrete wa ll

after i n ner t ank leakage happen i n g

3.2　泄漏发展后的传热特性

随着泄漏状况的进一步发展,在高度15m 处,外

罐壁径向剖面的温度分布特性见图6。由图6可见,随着时间的进一步推移,壁面径向各点的温度值均开始出现下降,以外罐壁外壁面为例,4h 后其温度下降1.1℃,8h 后下降6.5℃,16h 后下降17.3℃,32h 后下降25.7℃,h 后下降28℃。整个外罐壁的

剖面温度特性也由曲线分布也逐渐向线性分布过渡,即不同半径处各点的温度下降幅度趋向一致。

考察壁面15m 高度,半径41.22m 处,即接近混

9

5

年

图6　泄漏发展后混凝土壁面的温度分布

F i g.6　Te m pera ture d istr i buti on of outer concrete

wa ll i n pr i m ary con t a i n er leakage cond iti on

凝土高度和剖面中心点的热流密度随时间的变化,见图7,其热流密度在4h为60W/m2,8h为200W/ m2,16h为445W/m2,32h为2W/m2,h为700W/m2,此后其热流密度变化不大,基本趋于稳定。

图7　泄漏发展后混凝土壁面热流密度随时间的变化

F i g.7　Ther ma l flux of outer concrete wa ll vs.ti m e i n

pr i m ary con t a i n er leakage cond iti on

3.3　热保护边角对于泄漏后传热特性的影响

图8是在半径为41.2m,罐壁不同高度处的温度随时间的变化曲线。由图可见,在罐壁顶部,即高度为35.65m处,温度达到稳定所用时间约为h,传热稳定后的温度为-81.4℃;在顶部直到热保护边角上部,壁面的温度分布变化不大;在热保护边角高度,即5m处,其达到稳定所用时间为93h,稳定后的温度为-67.3℃;热边角保护高度之下,其传热稳定所用的时间和稳定后的温度均大幅度延长和提高,高度4.5m处,达到稳定所用时间为142h,稳定后温度为-10℃;高度4m处,稳定所用时间为153h,稳定后温度为12.5℃;在罐壁底部,即高度0m处,达到稳定所用时间为156h,稳定后温度为19.6℃。由此可见,在低泄漏时,即泄漏高度不超过热保护边角高度时,热保护边角能很好的保护外罐壁;在高泄漏时,热保护边角能延缓泄漏的低温液体对其高度下部的外壁面的影响并使其维持较高的温度。同时可以推断,在径向传热稳定后,由于热保护边角的存在,混凝土外壁面的高度方向仍存在温度梯度,热流会从壁面下部传导至上部。

图8　混凝土壁面不同高度处温度随时间的变化

F i g.8　Tem pera ture vs.ti m e i n d i fferen t

he i ght of outer concrete wa ll

3.4　泄漏工况下壁面传热稳定后分析

图9是罐壁传热稳定后在外罐壁外表面,即半径为41.55m,外表面不同高度处的温度分布。由图9可见,外壁面下部由于受到热保护边角的作用,其温度在稳定后能保持在27.3℃;热保护角高度之上的外壁面温度为1.9℃,由此可见,上部虽然没有热保护角的保护,但在泄漏稳定后,外罐壁外表面温度仍然高于0℃,从而避免了由于罐壁外表面水蒸气结冰对于混凝土罐体结构的破坏

。

图9　泄漏工况壁面传热稳定后温度随高度的变化

F i g.9　Te m pera ture vs.he i ght after st a ti c hea t tran sfer

i n i n ner t ank leakage cond iti on

图10是罐壁传热稳定后,外罐壁外表面热流密度的分布。由图可见,在传热稳定后,热保护边角高度下方的热流为28.3W/m2,在高度接近5m时,其

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第6期LNG 储罐主容器泄漏时外罐壁的传热特性

热流密度迅速增大,大小接近700W /m 2

,从图中看出,整个储罐的传热热流主要集中在外罐壁的上部,经过计算,此时整个外罐壁的传热量为5450000W ,大约是正常操作时的70倍

。

图10　泄漏工况壁面传热稳定后热流密度随高度的变化

F i g .10　Ther ma l flux vs .ti m e i n d i fferen t

he i ght of outer concrete wa ll

4　结　论

(1)利用有限元方法分析了LNG 全容储罐的外

罐壁在正常操作下的稳态传热和泄漏工况下的瞬态

传热特性。

　　(2)在罐壁高度15m 处,泄漏发生后大约需要4h 才能影响到整个罐壁,并使得径向温度随时间推移趋向线性分布。

(3)热保护边角在低泄漏时能很好的保护外罐壁,在高泄漏时能延缓低温液体对于其高度下方的外罐壁的影响并使得其维持较高温度;由于热保护边角的作用,外罐壁在径向传热稳定后,高度方向仍存在温度梯度并导致下部到上部的热传导。

(4)泄漏工况下,外罐壁传热达到稳定后,通过罐壁的传热量约为正常操作时的70倍,且主要的热流集中在外罐壁热保护边角的上方。

参考

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5　李皓月,周田朋,刘相新.ANSYS 工程计算应用教程[M ].北京:中

国铁道出版社,2003.

(上接第17页)4　结　论

通过背光成像实验样机的建立,在DT 冷冻靶的研制过程中率先解决了低温状态下的可视问题并掌握了燃料冰层厚度的测量方法(相对偏差的平均值达到1%);初步获得了DT 冷冻靶燃料冰层二维粗糙度的计算方法,为即将开展的冷冻靶冰层内外三维表面粗糙度的分析与测量奠定了基础;通过设计模拟实验,对DT 燃料冰层背光成像规律进行了研究,为燃料冰层均匀化实验提供了有力的支撑。

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