定工況下石蠟油油罐有限元分析

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(1.南京工業大學 機械與動力工程學院， 江蘇 南京 211816；2.中國石油化工股份有限公司 金陵分公司， 江蘇 南京 210033)

設計計算

定工況下石蠟油油罐有限元分析

李云1，談金祝1，沈翔1，姚國軍2

(1.南京工業大學 機械與動力工程學院， 江蘇 南京 211816；2.中國石油化工股份有限公司 金陵分公司， 江蘇 南京 210033)

以10 000 m3大型石蠟油油罐為研究對象，基于數值模擬技術和有限元方法，采用CFD和ANSYS軟件，對溫度為400 K的石蠟油在進油量為200 m3/h、水蒸氣質量流量為700 g/s工況條件下油罐的溫度場及應力場進行數值分析，研究熱力耦合作用下油罐結構的應力大小及分布。研究結果表明，10 000 m3大型石蠟油油罐在熱力耦合作用下，罐頂與槽鋼相連的焊縫處應力較大，最大應力發生在進油管側焊縫處，數值為427 MPa，該應力導致油罐發生斷裂。實際工況下油罐斷裂情況與有限元分析結果一致。

油罐； 石蠟油； 熱力耦合； 應力分布； 有限元分析

隨著石化工業的快速發展和能源危機的日益突出，以大型油罐為主的石油儲備項目受到了高度重視[1]。儲罐發展的趨勢是大型化，單罐體積越大，單位體積的鋼材耗量越低，建罐投資越省，同時罐區總占地面積也越小[2]。由于油罐中存儲的石油是易燃、易爆的危險物料，大量石油外泄和燃燒會造成經濟損失，同時危及人員安全，嚴重的可能造成災難性事故，因此對油罐特別是大型油罐安全性和可靠性的研究具有重要意義。

隨著計算機技術、計算流體力學和有限元理論的快速發展，采用數值方法研究大型油罐在各種工況下的運行情況已成為可能[3]。尹曄昕等對20 000 m3拱頂儲罐進行了內外壓、液柱靜壓和集中載荷作用下的強度計算和內外壓作用下的穩定性計算[4]。黃瓊等分別對10 000 m3原油儲罐進行了原油靜壓、自重、溫差作用下的應力強度模擬，并探索了幾種載荷對儲罐失效的影響程度[5]。O liveski等應用實驗測試和數值計算方法對頂部和底部絕熱的油罐內的熱油進行了分析[6]。劉巨保等則基于GB 50341—2014《立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范》[7]對拱頂儲罐進行弱頂結構設計，并采用有限元方法對儲罐進行了應力分析[8-10]。Prager M對固定頂儲罐弱頂結構進行了研究，認為罐頂與罐壁采用弱連接有利于保證罐壁以下結構的完好性[11]。這些分析均是針對大型儲罐在正常進油、出油操作時所受外力下的應力分布情況及設計改進的研究，對進油管進油過程中伴有水蒸氣，即在熱力耦合作用下油罐溫度場及應力場的數值模擬分析鮮見報道。

文中以某石化公司10 000 m3石蠟油油罐為研究對象，基于數值模擬技術和有限元方法，采用CFD和ANSYS軟件，先對溫度為400 K的石蠟油在進油量為200 m3/h并含有水蒸氣(水蒸氣質量流量為700 g/s)的定工況條件下油罐內部流體進行分析，得到溫度場分布后再將其作為熱載荷作用到有限元模型中，并施加油罐結構的重力場及內部流體壓力場，對熱力耦合作用下油罐結構應力場進行有限元分析。

1 油罐結構和材料參數

該油罐為10 000 m3固定頂儲罐，石蠟油溫度為400 K，進油及出油量均為200 m3/h，水蒸氣進口質量流量700 g/s，油罐內壓8 700 Pa(表壓)。

油罐內徑31 m，筒體高度14.58 m。罐底中心到邊緣板有一定錐度，錐度比例為∠15：1 000，罐底厚度10 mm，邊緣板厚度12 mm，邊緣板外伸長度61 mm。罐壁由從下到上9節變厚筒體焊接而成，底圈筒體高度1 780 mm，厚度14 mm；第2、第3圈筒體高度均為1 780 mm，厚度12 mm；第4圈筒體高度1 780 mm，厚度10 mm；第5、第6、第7圈筒體高度均為1 780 mm，厚度8 mm；第8圈、頂圈筒體高度均為1 780 mm，厚度8 mm。罐頂內徑31 m，壁厚6 mm。罐頂進油管和罐底出油管內徑均為300 mm，2個呼吸閥內徑300 mm，呼吸人孔內徑500 mm，檢尺口蓋內徑150 mm，封頭各接管位置及尺寸見圖1。

圖1 油罐封頭各接管位置及尺寸

油罐封頭通過槽鋼與罐壁焊接，罐頂與槽鋼間的焊高為4 mm。油罐罐壁與罐底焊接連接，罐壁與罐底間的焊高為10 mm。各圈筒體之間均采用環焊方式連接。封頭以及筒體的第7圈、第8圈和頂圈的材料均為Q235B，抗拉強度為375 MPa；筒體底圈、第2圈、第3圈、第4圈、第5圈、第6圈的材料均為Q345R，抗拉強度為510 MPa。油罐底部中幅板和墊板材料均為Q235B，邊緣板材料為Q345R。封頭和筒體外側采用石棉保溫層保溫，封頭處保溫層的熱導率為0.1 W/(mm·K)，筒體處保溫層的熱導率為0.05 W/(mm·K)。油罐的設計和制造按照GB 50341—2014、JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設計標準(2005年確認)》[12]、JIS B8501—1995《Welded Steel Tanks for Oil Storage》[13]等的相關要求進行。

2 油罐內部流體溫度場數值分析

2.1幾何模型建立及網格劃分

基于油罐實際結構尺寸大及回轉型結構的模型特征，按實物以油罐內部空間流體的1/2建立油罐數值模擬的三維實體模型，其對稱面為進油管與筒體的共用中垂面，見圖2。

圖2 油罐內部空間流體三維模型

將建好的三維模型導入CFD前處理器workbench進行網格劃分。針對模型比較大的特點，采用對復雜幾何形狀適應性較好的非結構網格，以便于網格類型統一收斂。對本模型采用Hex網格單元形式，主體部分網格單元尺寸為0.5 m，呼吸閥網格單元尺寸為0.02 m，呼吸人孔網格單元尺寸為0.02 m，進口管網格單元尺寸為0.02 m。最大扭曲度skewness為0.999，最小扭曲度skewness為1.305×10-10。網格單元數目為287 598。對呼吸閥、呼吸人孔及進口管外表面局部采用inflation加密，加密層數為2層。油罐內部空間流體劃分單元網格后的數值模型見圖3。

圖3 油罐內部空間流體單元網格劃分

2.2邊界條件

設置進油管進口邊界條件為mass flow inlet，并定義mass flow inlet的進口質量流量為700 g/s，進口溫度為400 K。設置呼吸閥及呼吸人孔出口邊界條件為pressure outlet，出口流量比例按面積定義。將底面蠟油定義為wall，溫度定義為400 K。筒體內壁面定義為wall，厚度0.006 m，并定義筒體處保溫層熱導率；封頭內表面定義為wall，厚度0.006 m，并定義封頭處保溫層熱導率。定義油罐內部水蒸氣在400 K下的密度為0.025 8 kg/m3，動力黏度為1.32 Pa·s。

2.3模擬結果及分析

油罐內部流體對稱面上的溫度分布見圖4。從圖4可以看出，油罐內部整體溫度分布較均勻，約為353 K，受熱油進口因素影響，進油管進口處及進油管側溫度偏高。內壁面溫度為337 K，略高于封頭內表面溫度(326 K)。水蒸氣的進入及內壁面溫差會影響油罐內部流場擾動，導致內部溫度場分布不均，產生溫差應力。

圖4 油罐內部流體對稱面上溫度分布

油罐內部流體對稱面上壓力分布見圖5。從圖5看出，油罐內部空間總體壓力分布較均勻，最大壓力與最小壓力只差140 Pa。因此，在油罐有限元模擬中，將油罐內部流體壓力設定為8 700 Pa。

圖5 油罐內部流體對稱面上壓力分布

3 熱力耦合作用下油罐有限元分析[14-16]

3.1幾何模型建立及網格劃分

根據油罐的實際結構特點，按照實物建立油罐的1/2對稱三維有限元模型(圖6)，其對稱面為進油管與筒體的共用中垂面?；谟凸拗睆竭h大于筒體壁厚的特點，對油罐結構進行了簡化處理，將筒體的壁厚從頂圈罐壁的6 mm到底圈罐壁的14 mm進行梯形簡化，并且忽略了封頭內部的加強筋、槽鋼處的加強板和豎向折板的作用。圖6所示模型的內邊界與圖2所示模型的外邊界完全重合，是為了保證CFD數值模擬的溫度場數據能夠與此模型上一一對應。

圖6 油罐1/2對稱三維有限元實體模型

將建好的三維模型在ANSYS mesh中進行網格劃分。網格類型取Tri網格，單元尺寸為20 mm，進氣口、呼吸閥口及呼吸人孔采用inflation層加密，加密層設置5層，網格總數目為506 998。

3.2邊界條件及施加載荷

在ANSYS的Thermal模塊中建立油罐封頭與槽鋼及槽鋼與筒體間接觸對，同時導入CFD模擬的內部流場溫度場數據，定義參考溫度為298.15 K，材料熱導率為0.05 W/(mm·K)，熱膨脹系數為1.7×10-5。設置油罐底部面為fixed support約束，在鏡像對稱面設置symmetry鏡像約束。在Thermal模塊中數值模擬出油罐結構的溫度場數據，把內壓、重力場及生成的溫度場數據施加到ANSYS的Structural模塊中對油罐進行熱力耦合分析。

3.3模擬結果及分析

熱力耦合作用下油罐1/2對稱三維結構應力分布見圖7。從圖7可以看出，10 000 m3油罐罐頂與槽鋼相連的焊縫處應力較大，其中最大應力發生在進油管側焊縫處，數值為427 MPa。最大應力出現在此處可能是因為進油管處進熱油同時伴有高溫水蒸氣，導致此處局部溫差明顯，進而產生較大溫差應力，此應力已超出Q235B的屈服強度，可能在該處發生失效。

圖7 熱力耦合作用下油罐1/2對稱三維結構應力分布

為進一步研究罐頂與槽鋼相連焊縫處的具體應力變化規律，選取沿焊縫路徑上的應力值為研究對象，其應力變化規律見圖8。圖8中坐標原點代表焊縫上距進油管最近的焊點(起始點)，橫坐標代表沿焊縫各節點到起始點的距離。從圖8可以看出，沿頂部焊縫從進油管側到進油管對側的等效應力先減小再增大，中間應力基本保持一定，但在3～3.5 m區間焊縫等效應力出現起伏波動，可能是呼吸人孔處溫差應力所致。在內壓為8 700 Pa、水蒸氣進口質量流量為700 g/s時，罐頂焊縫平均應力為206 MPa，最大應力在起始點，數值為427 MPa。油罐在熱力耦合作用下焊縫等效應力較大，已經超過了材料強度極限而發生強度破壞。

圖8 熱力耦合作用下油罐頂部焊縫沿進油管側到對側等效應力

實際工況中該油罐斷裂照片見圖9。從圖9可以看出，在溫度為400 K、石蠟油進油量為200 m3/h并含有質量流量為700 g/s水蒸氣的工況條件下，油罐斷裂位置位于進油管一側封頭與槽鋼相接焊縫處。有限元模擬結果與實際油罐斷裂結果一致，驗證了模擬的準確性與可靠性。

圖9 實際工況中10 000 m3油罐斷裂情況

4 結語

對溫度400 K、進油量200 m3/h并含有質量流量為700 g/s水蒸氣工況條件下的10 000 m3大型石蠟油油罐進行了有限元模擬分析。結果表明，定工況下油罐內部整體溫度分布較均勻(約353 K)，筒體內壁面溫度略高于封頭內表面溫度。在熱力耦合作用下，油罐罐頂與槽鋼相連的焊縫處應力較大，最大應力發生在進油管側焊縫處，數值為427 MPa。實際工況條件下，油罐在位于進油管一側封頭與槽鋼相接焊縫處發生了斷裂，與有限元模擬結果一致，驗證了有限元模擬的準確性與可靠性。

[1] 張琰，白云，王常蓮，等.基于SIMPLE算法的大型浮頂油罐溫度場數值模擬[J].石油工業技術監督，2015，31(9)：39-43.

(ZHANG Yan，BAI Yun，WANG Chang-lian，et al. Numerical Simulation of Temperature Field of Large Floating Roof Oil Tank Based on SIMPLE Algorithm[J].Technology Supervision in Petroleum Industry，2015，31(9)：39-43.)

[2] 陳志平.大型非錨固儲油罐應力分析與抗震研究[D].杭州：浙江大學，2006.

(CHEN Zhi-ping. Stress Analysis and Aseismatic Research of Large Unanchored Oil Storage Tanks[D].Hangzhou：Zhejiang University，2006.)

[3] 尹曄昕，王瑜.大型拱頂儲罐的有限元計算[J].油氣儲運，2003，22(1)：23-26.

(YIN Ye-xin，WANG Yu. FEM Calculation on Large-scale Storage Tank with Dome Roofs[J]. Oil & Gas Storage and Transportation，2003，22(1)：23-26.)

[4] 江見福，顧伯勤，邵春雷.多級泵內部流動分析及其性能預測[J].南京工業大學學報(自然科學版)，2012，34(5)：94-98.

(JIANG Jian-fu，GU Bo-qin，SHAO Chun-lei. Analysis of Inner Flow on Multistage Pump and Its Performance Prediction[J].Journal of Nanjing University of Technology(Natural Science Edition)，2012，34(5)：94-98.)

[5] 黃瓊，樊志偉.一萬立方米非錨固立式原油儲罐的有限元分析及優化[J].石油和化工設備，2014，17(4)：33-36.

(HUANG Qiong，FAN Zhi-wei. Finite Element Analysis and Optimization of 10 000 m3Oil Storage of Non-anchored Vertical Crude[J]. Petro & Chemical Equipment，2014，17(4)：33-36.)

[6] Rejane De Cesaro Oliveski. Natural Convection in a Tank of Oil：Experimental Validation of a Numerical[J]. Experimental Thermal and Fluid Science，2005(29)：671-680.

[7] GB 50341—2014，立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范[S].

(GB 50341—2014，Code for Design of Vertical Cylindrical Welded Steel Oil Tanks[S].)

[8] 劉巨保，許蘊博.基于GB-50341標準設計的立式拱頂儲罐弱頂結構分析與評價[J].化工機械，2011，38(4)：423-427.

(LIU Ju-bao，XU Yun-bo. Weak-roof Structure Analysis and Evaluation of Vertical Dome Tank Based on GB-50341[J].Chemical Engineering & Machinery，2011，38(4)：423-427.)

[9] 丁宇奇.立式拱頂儲罐超壓破壞機理與弱頂結構研究[D].大慶：東北石油大學，2014.

(DING Yu-qi. Research on Broken Mechanism of Vertial Dome Roof Tank Overpressure and Weak Roof Structure[D].Daqing：Northeast Petroleum University，2014.)

[10] 沙金成.立式固定拱頂儲罐爆炸壓力下的結構應力分析[D].大慶：東北石油大學，2014.

(SHA Jin-cheng. Structural Stress Analysis of Vertical Fixed-roof Storage Tanks under Explosion Pressure[D].Daqing：Northeast Petroleum University，2014.)

[11] Prager M. Investigation of Frangibility of Geodesic Dome Roofs Used in above Ground Storage Tanks[J].Welding Research Council Progress Reports，2005，60(3)：3-37.

[12] JB 4732—1995，鋼制壓力容器——分析設計標準(2005年確認)[S].

(JB 4732—1995，Steel Pressure Vessels——Design by Analysis[S].)

[13] JIS B8501—1995，Welded Steel Tanks for Oil Storage[S].

[14] 陳志平.大型原油儲罐有限元分析建模的新方法[J].浙江大學學報(工學版)，2006，40(6)：977-981.

(CHEN Zhi-ping. New Modeling Method for Finite Element Analysis of Large Oil Storage Tanks[[J].Journal of Zhejiang University(Engineering Science)，2006，40(6)：977-981.)

[15] 趙繼成，段成紅，趙慧磊,等.基于罐底接觸模擬的大型立式原油儲罐有限元分析[J].石油化工設備，2008，37(6)：49-52.

(ZHAO Ji-cheng，DUAN Cheng-hong，ZHAO Hui-lei，et al. FEA of Large Vertical Oil Tank Based on Contact Simulation of the Interaction between Bottom Plate and Foundation[J]. Petro-chemical Equipment，2008，37(6)：49-52.)

[16] 葛頌.大型非錨固立式儲油罐有限元結構分析[C]//第六屆全國壓力容器學術會議壓力容器先進技術精選集.北京：機械工業出版社，2005：5.

(GE Song. Finite Element Analysis of Large Non-anchored Vertical Storage Tank[C]//The Sixth National Symposium on Pressure Vessels Conference on Advanced Packaging of Pressure Vessels. Beijing：China Machine Press，2005：5.)

(張編)

FiniteElementAnalysisofParaffinOilTankunderSpecificConditions

LIYun1，TANJin-zhu1，SHENXiang1，YAOGuo-jun2

(1.College of Mechanical and Power Engineering， Nanjing Tech University， Nanjing 211816，China； 2.SINOPEC Jinling Company， Nanjing 210033， China)

A 10 000 m3paraffin oil tank was studied under operation conditions of a 200 m3/h inlet paraffin oil which carryovers 700 g/s steam under 400 K. Applied with CFD and ANSYS software which based on numerical simulation technology and finite element method respectively，the temperature field and the stress distribution of the oil tank structure were obtained under the effect of thermal-mechanical coupling with an application of CFD and ANSYS software. The simulated results show that larger weld stress locates in position that connects the tank roof and the channel steel, and the maximum stress up to 427 MPa that leaded to the fracture of the oil tank locates in the tank side with oil inlet pipe. The simulation results are consistent with the actual results.

oil tank； paraffin oil； thermal-mechanical coupling； stress distribution； finite element analysis

TQ053.2； TE972

A

10.3969/j.issn.1000-7466.2017.05.005

1000-7466(2017)05-0025-05

2017-03-30

李 云(1992-)，女，江西吉安人，在讀碩士研究生，主要從事過程裝備損傷機理、安全性和壽命預測技術研究。