周期性邊界條件對浮頂儲罐原油傳熱過程的影響規律

孫巍，成慶林，王沛迪，李玉春，孫海英

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周期性邊界條件對浮頂儲罐原油傳熱過程的影響規律

孫巍1，成慶林1，王沛迪1，李玉春2，孫海英2

（1東北石油大學提高油氣采收率教育部重點實驗室，黑龍江 大慶 163318；2大慶油田工程有限公司，黑龍江 大慶 163000）

隨著石油儲備需求的增加，油罐規模正向大型化以及能適應極限工況的方向發展。準確掌握罐內油品溫度場的變化規律，對于保障油庫安全經濟運行具有重要意義。針對太陽輻射、大氣溫度等儲罐環境的周期性變化條件，運用傳熱學相關理論，建立了大型雙盤浮頂儲罐非穩態傳熱過程的理論模型，通過對模型區域進行離散化得到邊界節點的向前差分方程，在確定罐內原油物性參數、儲罐傳熱系數以及邊界熱通量的基礎上，研究得出儲罐原油溫度場的數值模擬方法。對大慶某10×104m3浮頂儲罐的應用分析表明，罐頂溫降速率隨著太陽輻射強度以及大氣溫度的降低而增大；罐壁溫降速率受太陽輻射影響較小，隨大氣溫度的降低而增大；罐底近似于絕熱，溫降速率受外界環境影響較小，研究結果可為優化大型浮頂罐的儲存工藝設計及生產管理提供一定的理論支持。

周期性邊界；石油；傳熱；數值模擬

引 言

隨著國際石油價格的下跌，我國已開始加緊建設戰略石油儲備，2015年我國的石油儲備已達2億桶，預計2020年將達到5億桶[1-2]。隨著原油儲備需求的增加，大型浮頂油罐因其技術和經濟上的優勢已成為大規模原油庫的首選儲油設施[3]。油罐在生產運行中，當罐內原油溫度低于析蠟點時，含蠟原油會因析蠟在浮頂、罐壁和罐底所包圍的內沿形成一定厚度和強度的凝油層，嚴重時可能發生凝罐等生產事故。因此，為確保儲罐安全經濟運行，必須準確掌握罐內原油溫度場的變化規律。在影響罐內油品溫度變化的諸多外界環境條件中，太陽輻射以及大氣溫度的周期性變化是不可忽略的重要因素[4-6]。

數值模擬是研究罐內原油溫度場變化規律的主要方法[7-9]。最初的經驗公式法一般以經驗值替代邊界傳熱系數，計算結果精度有限，在工程實際中只能作為參考使用[10-13]。目前越來越得到廣泛使用的Fluent等CFD商業模擬軟件，雖然具有先進的數值求解方法和強大的前后處理功能，但將邊界條件往往簡化為定解條件處理，無法反映儲罐傳熱過程中太陽輻射、大氣溫度等周期性邊界條件對罐內原油溫度場的實際影響，并且計算耗時較多，不易應用于工程實踐[14-16]。

本文根據大型浮頂罐靜態儲油的物理特點，建立了周期性邊界條件下原油儲罐非穩態傳熱理論模型，并運用插值方法將不同邊界條件下原油物性參數、傳熱系數以及熱通量代入離散方程，然后應用Visual Basic語言編程進行數值迭代求解，可較為準確地得出儲罐邊界原油溫度場的變化規律，從而為現場油庫生產管理工作提供重要的理論支持。

1 浮頂儲罐原油非穩態傳熱過程理論模型

1.1 考慮周期性邊界條件的熱流量

浮頂儲罐內的油品溫度主要取決于呈周期性變化的大氣溫度以及與油品接觸的儲罐邊界所吸收的太陽輻射熱量。太陽輻射熱量通過大氣經儲罐外壁、內壁向油品傳遞，同時油品溫度與大氣溫度之間存在著較大的溫差，使得靠近儲罐邊界部分的油品通過與內壁之間的自然對流、罐壁的導熱、與周圍環境的強制對流及輻射的方式向外界散失熱量，各熱流具體如圖1所示。

經儲罐罐頂傳入的熱流量包括大氣傳入的熱流量以及罐頂浮盤吸收的太陽輻射熱流量，根據熱平衡的條件可得各階段的傳熱公式為

式中，為由大氣溫度傳入到頂板的熱流量，W·m-2；ding為罐頂吸收的太陽輻射熱流量，W·m-2；1、2分別為罐頂上、下浮盤的溫度，℃。

將式（1）～式（3）改寫后相加可得

于是經罐頂單位面積傳入的熱流量為

將其簡化為

同理可得經罐壁單位面積傳入的熱流量bi為

罐底單位面積傳入的熱流量di受土壤溫度影響較大，其公式為

式中，ding為罐頂傳熱系數，W·m-2·℃-1；bi為罐壁傳熱系數，W·m-2·℃-1；di為罐底傳熱系數，W·m-2·℃-1。

考慮到罐頂吸收輻射熱的能力，與陽光照射方向垂直的單位面積罐頂吸收的太陽輻射熱流量0可按式（9）計算[17]

式中，c為太陽常數，由實際觀測確定c=1367 W·m-2；為大氣透明系數，其值為0.7～0.8；為太陽正午時的天頂角；為與晝長有關的系數，當晝長為8～16 h，其值應為0.346～0.391；1為與大氣質量有關的系數，1=2/cos；為儲罐浮盤的黑度。

根據蘭貝特定律，任一時刻單位面積罐頂所受的太陽輻射熱流量為

式中，ding為陽光垂直照射罐頂于平面上的投影面積，m2；ding為罐頂的面積，m2；為圓頻率，rad·h?1；0為太陽日出的時刻，h。

同理可得任一時刻單位面積罐壁所受的太陽輻射熱流量為

一天之內土壤溫度、大氣溫度的最高值出現在大約下午1～2點，最低值出現在臨近日出的時刻，其周期性的變化規律可近似以余弦函數表示。因此，任一時刻的大氣溫度和土壤溫度為

式中，j、tu分別為時刻的大氣溫度和土壤溫度，℃；?j、 ?tu分別為大氣和土壤的晝夜平均溫度，℃；Δj、Δtu分別為大氣和土壤的晝夜最大溫差，℃。

1.2 熱平衡方程的有限差分格式

現場調研大慶油田南三油庫12座5×104m3儲罐、2座10×104m3儲罐以及10座15×104m3儲罐，發現正常運行工況下罐壁的結蠟厚度一般在0～10 mm之間，析蠟原油占總傳熱量的比例僅為0.11%～0.15%，因此，為了便于研究，可忽略油品內部析蠟相變過程；另外，由于儲罐上、下浮盤間距較小，而金屬構件的熱導率又較大，相應熱阻較小，實際計算中可忽略上、下浮盤之間的構件，將其視為一個連通空氣區域；再者，考慮罐內油品的熱導率較小，儲罐內部區域熱流變化較緩，模擬時可假設初始溫度均勻一致。由此建立儲罐二維非穩態傳熱數值模型[18]如下

式中，為油品熱導率，W·m-1·℃-1；為油品密度，kg·m-3；為油品比熱容，J·kg-1·℃-1；為儲罐邊界傳熱系數，W·m-2·℃-1；2為儲罐強制對流系數，W·m-2·℃-1；3為儲罐輻射傳熱系數，W·m-2·℃-1。

對儲罐數值模型區域進行時間-空間區域離散化，建立如圖2所示的二維網格模型，得到×個空間節點，相鄰兩節點之間的步長為Δ、Δ[19]。將時間坐標上的區域劃為等份，得到1個時間節點，相鄰兩個時間層的間隔Δ為時間步長，相應的溫度記為，建立儲罐節點離散模型。

（1）罐頂節點方程

罐頂節點溫度主要取決于單位面積上罐頂所受的傳熱量（太陽輻射、外界環境溫度）以及空間上相鄰的3個節點溫度的影響，其中點(,)為儲罐模型的頂部節點，對其所代表元體運用能量守恒定律可得

其中，=/，整理式（15）可得

式中，Fo、Bi分別為方向上網格Fourier數與Biot數，則式（16）可以寫成

（2）罐壁節點方程

與罐頂節點類似，罐壁節點溫度主要取決于單位面積上罐壁所受的傳熱量（太陽輻射、外界環境溫度）以及空間上相鄰的3個節點溫度的影響，其中點(,)離散方程為

（3）罐底節點方程

罐底節點溫度主要取決于單位面積上罐底所受的土壤的傳熱量以及空間上相鄰的3個節點溫度的影響，其中點(, 0)離散方程為

（4）確定空間步長以及時間步長

空間步長Δ、Δ與時間步長Δ的關系受離散方程穩定性的影響，離散方程中前的系數必須大于等于零。由于頂部角節點前的系數最小，如其值大于等于零，則能夠保證所有離散方程的穩定性。

2 浮頂儲罐原油非穩態傳熱的數值模擬過程

罐內原油溫度場的數值模擬過程是基于變物性模型，建立了考慮周期性邊界條件的大型浮頂原油儲罐非穩態傳熱過程數學模型，并運用迭代的方法對該模型進行數值求解。具體步驟如下。

步驟（1）以原油儲罐過軸線的剖面為研究對象，建立儲罐二維非穩態傳熱數值模型。

步驟（2）運用有限差分法對數值模型區域進行離散，得到外部角點、邊界節點以及內部節點的非穩態離散方程，并根據離散方程的穩定性，確定空間步長以及時間步長。

步驟（3）根據罐頂、罐壁以及罐底的邊界條件，建立原油物性參數，邊界傳熱系數與溫度的對應關系，以及確定儲罐邊界單位面積上所受的熱流量。

① 根據大氣溫度以及油品溫度假定罐頂邊界溫度，將其與油品溫度之間的平均值設為定性溫度，然后計算出在此定性溫度下油品相對密度、黏度、熱導率、比熱容以及體膨脹系數。

② 根據Grashof準則和Prandtl準則，確定中間系數，然后計算出內部放熱系數，外部放熱系數以及輻射放熱系數，以及根據浮艙定性溫度計算出艙內放熱系數。

③ 計算得出罐頂傳熱系數，根據熱平衡原理進行驗算。如果滿足精度，則認為假定的平均溫度是準確的；如不滿足，應重新假定平均溫度，再計算罐頂傳熱系數，同理可得罐壁傳熱系數及罐底傳熱系數。

步驟（4）計算罐頂、罐壁以及罐底單位面積上所受的熱流量，包括接受太陽輻射的所得的熱流量以及向大氣溫度、土壤溫度散失的熱流量。

步驟（5）對罐內油品初始溫度進行賦值，運用插值法將相應溫度下的原油物性參數、邊界傳熱系數，代入到外部角點、邊界節點以及內部節點離散方程中，然后迭代進行下一個時間步長的計算，得出罐內原油溫度場分布，直到整個模擬過程計算結束，得出罐內原油溫度場的變化規律，計算流程如圖3所示。

3 非穩態理論模型的實驗驗證

為了驗證上述非穩態理論模型的準確性，利用現場原油儲罐溫度實測數據與模擬結果進行對比[20-21]。數據來源于大慶油田某油庫10×104m3雙盤浮頂儲罐，罐底直徑為80 m，罐壁高21 m，罐內油品液位高8.2 m，環境溫度及風速等外界條件見表1，油品在20℃時的密度965 kg·m-3，黏度為8.4×10?6 m2·s-1，油品在15℃時的黏度為10.53×10-6 m2·s-1，罐壁保溫材料厚度0.06 m，熱導率0.035 W·m-1·℃-1，罐內油品溫降的初始溫度為42.5℃，溫降時間為30 d。測溫采用VITO MTT系統。測溫導向柱安裝在離罐壁0.8 m處，其上測溫點位置見表1，分別為距罐底2.7、4.08、5.47、6.85、8.24 m處，測溫元件采用Pt100鉑電阻，測溫誤差≤±0.1℃，測量分辨率為0.01℃。儲罐溫度數值模擬結果與實測溫度數據對比如圖4所示。

表1 外界環境條件
Table 1 External environmental condition

在模擬過程中，分別取30 d內大氣最高溫度的平均值與最低溫度的平均值為數值模擬過程中溫度的變化范圍，為26～15℃，同理，取風速的變化范圍為3.6～6.0 m·s-1。數值模擬結果表明罐內油品溫度受大氣溫度以及太陽輻射的影響，呈現出波動式的變化，如圖4所示，與實測溫度分布曲線溫降趨勢一致，數據吻合較好，最大相對誤差僅為1.03%，見表2，驗證了本文所建數學模型以及提出計算方法的準確性。

表2 實測與計算數據最大誤差
Table 2 Max error of measured and calculated data

4 周期性邊界條件對儲罐傳熱系數的影響規律

原油物性參數、外界環境條件和儲罐的基本數據見表3，采用上文給出的數值模擬方法繪制儲罐邊界自然對流傳熱系數、強制對流傳熱系數以及輻射傳熱系數的變化曲線。

表3 外界環境條件以及原油的物性參數
Table 3 External environmental condition and physical properties of crude oil

由圖5可知，自然對流傳熱系數呈無規律振蕩性變化趨勢。隨著溫度的變化，與邊界相接觸油品的密度、黏度、熱導率以及比熱容等參數會影響熱量的傳遞。罐壁自然對流傳熱系數較大，其變化范圍為50.62～30.73 W·m-2·℃-1，主要原因是罐壁縱向傳熱對流強度要明顯強于罐頂和罐底橫向對流強度；罐頂、罐底對流傳熱系數的范圍分別為43.15～15.86、35.95～19.95 W·m-2·℃-1，其中罐頂附近油品溫度受太陽輻射周期性變化影響較大，自然對流傳熱系數振蕩幅度較大。

由圖6可知，強制對流傳熱系數基本呈現出了周期性變化規律。在罐頂、罐壁換熱表面形狀、大小一定條件下，外界大氣熱導率以及風速對強制對流的變化起主導作用，而前者受溫度影響表現為周期性變化，導致強制對流傳熱系數呈現相同變化規律。罐壁強制對流傳熱系數變化范圍為3.83～3.91 W·m-2·℃-1，罐頂為0.69～0.71 W·m-2·℃-1，其中罐壁強制對流系數數值較大是因為其傳熱方式可近似為空氣橫掠單管，對流強度大于罐頂的空氣掠過平板傳熱。

由圖7可知，罐壁輻射系數變化范圍為5.75～5.1 W·m-2·℃-1，罐頂為5.72～5.01 W·m-2·℃-1，呈現數值逐漸減小、振幅基本不變的周期性變化趨勢。在輻射面積以及黑度一定的條件下，物體的輻射能力主要取決于儲罐邊界溫度以及大氣溫度。受油品與環境之間溫差的影響，儲罐邊界溫度逐漸降低，與大氣溫度的周期性變化共同作用使得罐頂、罐壁的輻射傳熱系數呈現如上所述的變化規律。

5 周期性邊界條件對罐內原油溫度場的影響規律

在得出周期性邊界條件對儲罐傳熱系數影響的基礎上，對罐內原油溫度場變化規律進行深入分析如下：總體而言，隨著時間的推移，罐內油品溫度逐漸降低，油品與環境之間的溫差逐漸變小，溫降速率亦隨之減小；在邊界條件一定的情況下，儲罐容積越大、液位越高，罐內原油溫度下降的速率就越慢，這是由于油品儲量大，熱慣性就大，受環境影響的響應速度較小。

具體分析大氣溫度、太陽輻射等周期性變化的邊界條件對油品溫降影響效果與機制如下。

（1）太陽輻射

太陽的最大輻射熱量從840 W·m-2降到360 W·m-2，儲罐罐頂、罐壁受到的太陽輻射熱流量見表4、表5，運行時間為10 d時，罐頂、罐壁溫度變化如圖8、圖9所示。

表4 罐頂受到的太陽輻射熱流量
Table 4 Heat flux of solar radiation absorbed by roof

表5 罐壁受到的太陽輻射熱流量
Table 5 Heat flux of solar radiation absorbed by shell

由表4可知，罐頂正午12時受到的輻射熱流量最大，因為此時太陽高度角最大，等量太陽輻射經過的大氣路程最短，受到大氣削弱最少，到達地面的太陽輻射也就最多。同時，由于太陽高度角最大，等量太陽輻射散布在罐頂上的面積最小，單位面積上獲得的太陽輻射量最多。由表5可知，罐壁上午6時受到的輻射熱流量最大，此時太陽垂直照射在罐壁上，太陽輻射散布在罐壁上的面積最小，單位面積上受到的輻射量最大。

由圖8、圖9可知，隨著太陽輻射強度的衰減，罐頂以及罐壁單位面積上所能接收的熱流量減少，使得其溫度波動幅度減小。其中，罐頂在一個周期內受太陽輻射強度較大，日照時間也較長，導致其受輻射熱流的影響較大，溫降速率較罐壁數值變化較大。

（2）大氣溫度

大氣溫度從20～10℃降到?10～?20℃，大氣溫度的周期性變化見表6，運行時間為10 d時，儲罐罐頂、罐壁以及罐底原油溫度隨大氣溫度變化如圖10～圖12所示。

表6 大氣的周期性溫度
Table 6 Periodic temperature of atmosphere

由表6可知，大氣周期性溫度的最高值均出現在午后14時，因為一天內正午12時太陽輻射強度最大，過了12時太陽輻射將持續減弱，在13時左右，地面獲得的太陽輻射的熱量開始少于地面輻射失去的熱量，此時地面溫度將達到一天內的最大值，地面將再通過輻射、對流等方式將熱量傳給大氣，到午后14時左右，氣溫才能達到最大值。

由圖10～圖12可知，隨著大氣溫度的降低，罐內油品溫度與大氣、土壤之間的溫差逐漸增大，使得溫降速率均隨之增大。其中，罐底溫度的變化范圍相對較小，是因為罐底主要的傳熱方式是以向土壤導熱為主，近似于絕熱條件，受大氣溫度周期性變化的影響較小。

6 結 論

（1）本文基于變物性模型，建立了考慮大氣溫度、太陽輻射等周期性變化因素的大型浮頂儲罐原油非穩態傳熱過程理論模型，能夠更加真實反映儲罐靜止儲存的實際工況；在此基礎上，運用插值方法將周期性邊界條件下的原油物性參數、傳熱系數以及熱通量代入離散方程，并應用Visual Basic語言編程進行數值迭代求解，既保證了計算的準確率，又能節省計算時間，以便應用于工程實踐。

（2）以大慶油田某10×104m3浮頂儲罐為例，分析了周期性邊界條件下儲罐傳熱系數隨時間的變化規律。儲罐邊界的自然對流傳熱系數受油品的密度、黏度、熱導率以及比熱容等因素的影響，基本呈現無規律振蕩性變化趨勢；強制對流傳熱系數受風速以及大氣熱導率的影響，大致呈現出周期性的變化趨勢；輻射傳熱系數受大氣溫度以及邊界溫度的影響呈現數值逐漸減小，振幅基本不變的周期性變化趨勢。

（3）采取控制變量的方法，分析了大氣溫度、太陽輻射等周期性變化因素對罐內原油溫度場的影響規律。總體而言，太陽輻射對溫度的波動幅度影響較大，而大氣溫度對儲罐邊界溫降速率影響較大。其中，罐頂溫降速率受周期性因素影響較大，隨著大氣溫度以及太陽輻射強度的降低而增大；罐壁溫降速率受太陽輻射影響較小，隨大氣溫度的降低而增大；罐底近似于絕熱，溫降速率受外界環境影響較小。

符 號 說 明

References

[1] 孫梅, 趙映梅. 美日德石油儲備籌資模式比較與借鑒[J]. 亞太經濟, 2015, (4): 90-95.
SUN M, ZHAO Y M. Comparison and reference on the financing of petroleum reserves in United States, Japan and Germany [J]. China Academic Journal Electronic Publishing House, 2015, (4): 90-95.

[2] 張曉濤, 孫夢然. 我國原油進口現狀、問題及對策[J]. 經濟縱橫, 2011, (6): 104-105.
ZHANG X T, SUN M R. Current situation, problems and countermeasures of China’s crude oil imports [J]. Economic Aspect, 2011, (6): 104-105.

[3] 王紅菊, 王曉梅, 石蕾. 浮頂油罐降溫儲存高凝原油[J]. 油氣儲運, 2007, 26(12): 12-15.
WANG H J, WANG X M, SHI L. High pour point crude oil is storaged by float roof tank cooling [J]. OilGas Storage and Transportation, 2007, 26(12): 12-15.

[4] 李超, 李旺, 劉人瑋, 等. 大型油罐加熱技術及溫度場研究現狀與展望[J]. 油氣儲運, 2013, 32(11): 1161-1166.
LI C, LI W, LIU R W,. Progress in the research of large-scale oil tank heating technology and temperature field [J]. OilGas Storage and Transportation, 2013, 32(11): 1161-1166.

[5] 王明吉, 張勇, 曹文. 原油儲罐溫降規律的實驗研究[J]. 油氣田地面工程, 2003, 22(11): 58.
WANG M J, ZHANG Y, CAO W. A study on temperature drop of a vertical floating roof crude oil tank [J]. Oil Field Surface Engineering, 2003, 22(11): 58.

[6] 于達, 方徐應, 李東風, 等. 大型浮頂罐儲油溫降特點[J]. 油氣儲運, 2003, 22(9): 47-49.
YU D, FANG X Y, LI D F,. Temperature drop characteristic of oil in the large breathing roof tank [J]. OilGas Storage and Transportation, 2003, 22(9): 47-49.

[7] REJANE D C O. Correlation for the cooling process of vertical storage tanks under natural convection for high Prandtl number [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2013, 57(1): 292-298.

[8] HUMPHREY C. Computational fluid dynamics study of flow around floating-roof oil storage tanks [J]. Journal of Wind Engineering and Industrial Aero Dynamics, 2000, 86(1): 37-54.

[9] 侯磊, 白宇恒, 黃維秋. 浮頂罐內原油溫降計算方法研究[J]. 科技通報, 2010, 26(1): 159-164.
HOU L, BAI Y H, HUANG W Q. Study on calculation method of temperature of crude oil in floating roof tank [J]. Bulletin of Science and Technology, 2010, 26(1): 159-164.

[10] RODRIGUEZ I, CASTRO J, PEREZ-SEGARRA C D, OLIVA A .Unsteady numerical simulation of the cooling process of vertical storage tanks under laminar natural convection [J]. International Journal of Thermal Sciences, 2009, 48: 708-721.

[11] 成慶林, 孫巍, 邵帥, 等. 浮頂儲油罐傳熱系數的變化規律及影響因素研究[J]. 節能技術, 2014, 32(2): 151-154.
CHENG Q L, SUN W, SHAO S,. The study of variation law and influence factors of heat transfer coefficient for floating roof storage tank [J]. Energy Conservation Technology, 2014, 32(2): 151-154.

[12] 陸雅紅, 吳江濤. 原油儲罐盤管式蒸汽加熱器優化設計[J]. 化學工程, 2010, 38(10): 69-72.
LU Y H, WU J T. Energy saving measures of crude oil storage tank [J]. Chemical Engineering (China), 2010, 38(10): 69-72.

[13] REJANE D C O, MARIO H M, JACQUELINE B C. Natural convection in a tank of oil: experimental validation of a numerical code with prescribed boundary condition [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2005, (29): 671-680.

[14] OLIVESKI R D C, MACAGNAN M H. Natural convection in a tank of oil: experimental validation of a numerical code with prescribed boundary condition [J]. Experimental Thermal and Fluid Science, 2005, 29: 671-680.

[15] NURTEN V. Numerical analysis of the transient turbulent flow in a fuel oil storage tank [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2003; 46: 3429-3440.

[16] 劉佳, 侯磊, 陳雪嬌. 10×104m3浮頂罐罐壁附近原油溫度分布數值模擬[J]. 油氣儲運, 2015, 34(3): 248-253.
LIU J, HOU L, CHEN X J. Numerical simulation of crude oil temperature distribution near the tank wall of 10×104m3floating-roof tank [J]. OilGas Storage and Transportation, 2015, 34(3): 248-253.

[17] 郭光臣, 董文蘭, 張志廉. 油庫設計與管理[M]. 東營: 石油大學出版社, 1991.
GUO G C, DONG W L, ZHANG Z L. Design and Mnagement of Oil Depot [M]. Dongying: Petroleum University Publishing House, 1991.

[18] 李旺, 王情愿, 李瑞龍, 等. 大型浮頂油罐溫度場數值模擬[J]. 化工學報, 2011, 62(S1): 108-112.
LI W, WANG Q Y, LI R L,. Numerical study on temperature field of a large floating roof oil tank [J]. CIESC Journal, 2011, 62(S1): 108-112.

[19] 陶文銓. 數值傳熱學[M]. 西安: 西安交通大學出版社, 2001.
TAO W Q. Numerical Heat Transfer [M]. Xi’an: Xi’an Jiaotong University Press, 2001.

[20] 饒心, 伍奕, 林小飛, 等. 大型儲罐單總線測溫裝置的研制[J]. 油氣儲運, 2010, 29(7): 512-518.
RAO X, WU Y, LIN X F,. Development of single bus temperature measurement device for large storage tank [J]. OilGas Storage and Transportation, 2010, 29(7): 512-518.

[21] 于達. 大型浮頂油罐測溫系統的研發[J]. 油氣儲運, 2005, 24(8): 41-43.
YU D. Development on temperature monitoring system of large floating roof tank [J]. OilGas Storage and Transportation, 2005, 24(8): 41-43.

Effect of periodic boundary conditions on heat transfer process of crude oil in floating roof storage tank

SUN Wei1, CHENG Qinglin1, WANG Peidi1, LI Yuchun2, SUN Haiying2

(1Key Laboratory of Enhanced Oil & Gas Recovery, Ministry of Education, Northeast Petroleum University, Daqing 163318, Heilongjiang, China;2Daqing Oilfield Engineering Co., Ltd., Daqing 163000, Heilongjiang, China)

With the increase in demand for oil storage，the scale of tanks are developing towards the direction of large scale and better adaptability to extreme working conditions. The change of oil temperature field inside the tank should be accurately grasped, which is of great significance to guarantee safe and economical operation of oil depot. Aiming at the periodic change conditions of tank ambient conditions such as solar radiation, atmospheric temperature and., a theoretical model of the unsteady-state heat transfer process of large double-deck floating roof tank is established by using the theory of heat transfer, and the forward difference equations of boundary point are obtained by model region discretion. On basis of determining the physical properties of crude oil in the storage tank, heat transfer coefficient of the tank as well as the heat flux density of boundary, the numerical stimulation method of temperature field in the tank can be studied. The analysis and application of a 10×104m3floating roof storage tank in Daqing has shown that the temperature drop rate increases with the decrease of the solar radiation intensity and the atmospheric temperature. The effect of solar radiation on temperature drop rate of tank shell is small, which increases with the decrease of atmospheric temperature. The tank bottom is approximate to adiabatic state and the effect of the external environment on temperature drop rate is small. The results can provide theoretical support to optimize the storage process design and manufacturing management of large floating roof tanks.

periodic boundary; petroleum; heat transfer; numerical simulation

supported by the National Natural Science Foundation of China (51534004), the Foundation for University Sci-tech Innovation Teams in Heilongjiang Province (2009td08) and the Northeast Petroleum University Innovation Foundation for Postgraduate (YJSCX2015-009NEPU).

date: 2016-03-28.

Prof. CHENG Qinglin, chengqinglin7212@163. com

TE 821

A

0438—1157（2016）09—3640—11

10.11949/j.issn.0438-1157.20160361

國家自然科學基金項目（51534004）；黑龍江省普通高校科技創新團隊基金項目（2009td08）；東北石油大學研究生創新科研項目（YJSCX2015-009NEPU）。

2016-03-28收到初稿，2016-05-10收到修改稿。

聯系人：成慶林。第一作者：孫巍（1988—），男，博士研究生。