lng储罐安全间距

lng储罐安全间距（精选6篇）

1.lng储罐安全间距 篇一

1.2 调压前的工作准备

1.2.1 工具的准备

防爆活动扳手、手套两套、防护用品两套。

1.2.2 工作准备

穿戴劳保用品，包括防静电服，静电鞋、安全帽等；

检查手机、电脑等易引发静电设备是否已放置在安全区域，检查作业周边的环境是否安全，是否满足作业条件；

进站前双手在静电触摸释放设施上抚触，释放静电；

检查防爆扳手等调压工具是否携带齐全；

检查储罐的压力表、液位计、温度计、可燃气体检测器和安全阀是否处于正常工作状态。

检查管路阀门、压力表、安全阀是否处于正常工作状态。

（7）准备所用防爆工具

1.2.3LNG储罐供气流程：

确认要供气的储罐全部阀门，除储罐根部阀及紧急切断阀外均呈关闭状态。

开启储罐下部进液阀门及增压液相、气相阀门，检查增压气化器前后阀门均呈开启态。

开启要供气的气化器前低温截止阀，气化器后常温法兰球阀及调压系统所有需开启的阀门。

A.供气量＜1000-2000Nm3/h时使用1台储罐出液即可满足供气要求；

5.出液:.5.1 当储罐压力升至高于出站压力0.15MPa以上时，缓慢打开出液阀门，完成开始供气作业。

5.2 记录出液储罐编号，开始供气时间。

5.3 供气中要注意密切关注储罐的液位、压力变化及出站流量和压力的变化情况。

1.2.4 LNG储罐的自增压操作规程

手动操作时，打开阀门：增压液相阀、增压气相旁通阀、气化器进液阀门，使LNG直接进入自增压气化器，经过气化并进入LNG储罐。此时，应密切观察压力，当LNG储罐压力达到所需值时，关闭增压液相阀阀门。

注意事项：

(1)LNG储罐运行时，必须保证其液位高限为≤90%，低限液位为≥15%。

(2)自增压系统手动操作时，现场严禁离人。

(3)自增压系统投入运行时，减压系统应处于关闭状态。

3、注意事项：

(1)LNG储罐运行时，必须保证其液位≥15%。

(2)手动操作时，现场严禁离人。

1.2.5 风险分析及对策

1)装卸LNG槽车时，运行人员应穿戴面罩、防静电工作服和防冻手套等。

2)LNG槽车卸车时，严禁车辆移动，以免拉断装卸软管，造成大量LNG泄漏。

3)管道内有LNG时，其两端阀门不能同时关闭。

4)严禁触摸、踩踏低温管道及设施。

5)任何情况下，严禁水分、油份、机械杂质等进入管路，以免堵塞管路。

6)严禁敲打、用火烘烤和用水喷淋冷冻部位。

7)为保证作业环境的安全性，操作工要穿戴好劳保用品，进站前要消除人体静电，场站作业区域内严禁明火，严禁使用非防爆工具和电子设备。

8)严格执行操作票制度，按照操作票的步骤执行，现场操作人员要求至少2人，一人操作，一人监护，确保操作安全。

9)操作前进行安全教育，落实好现场安全防范措施，一旦发生危险，知道如何逃生，如何控制险情。

1.2.6LNG储罐维护保养规程

1.液化天然气站操作技术人员必须熟悉储罐的结构、原理，严格按操作规程进行液化天然气相关作业。

2.液化天然气操作技术人员必须熟悉储罐附件(压力表、液位计、温度表、真空度测试阀门)的性能、原理。

3.液化天然气储罐外筒为外压真空容器，严禁在负压下进行焊接作业。4.定期检查储罐外筒体，观察有无结冰结霜现象。发现有结冰结霜时，要及时报告当值班长及站长，由当值班长或站长立即与制造厂联系，查明原因立即处理，在处理过程密切注意结冰结霜的变化情况，如事故有扩大的趋势，应立即进行倒罐或停止充装作业，关闭相关进、出口紧急切断阀门。

5.定期检查储罐的连接管道、阀门等，观察有无结霜现象，发现问题及时报告当值班长，当值班长根据情况安排人员处理。

6.定期检查储罐的压力表、液位计、温度计，观察显示值是否正常。7.定期检查连接阀门的密封性能及开关动作，保证工作正常。

8.按规定定期对安全阀门、压力表、液位计、温度计、进行校验，保证工作正常并及时更新设备台帐内容。

9.定期对储罐外筒体进行防腐和对储罐的压力表、液位计、温度计进行外观清洁维护。

10.定期对储罐的压力、液位控制仪器的控制三通阀门等易锈蚀部位进行除锈防腐。

11.每年或根据运行情况对储罐的真空度进行检测，掌握储罐的工作情况。

2.lng储罐安全间距 篇二

关键词：避免,LNG,储罐,翻滚,安全,管理

在实际生产中, LNG的翻滚现象一直是LNG安全储存的一个重大隐患。为了防止LNG的分层与翻滚, 一般将不同产地, 不同气源的LNG分开在不同的储罐内储存。但是, 随着近年来短期天然气贸易以及全球天然气市场的开放, 接收终端面临着多种产地、多种性质的LNG, 在保证储罐合理利用率最大的前提下, 不同种类的LNG的混合已经不可避免。虽然目前国内LNG接收终端工程中大型LNG储罐的防分层与翻滚措施已经比较成熟, 但多照搬国外设计成品, 对其知其然而不知其所以然, 因此, 在储罐国产化研发和实施过程中, 对于LNG储存中分层与翻滚的预防研究仍然非常重要,

在LNG储罐防分层与翻滚措施中, 最重要的一项内容就是设置密度、温度和液位监测, 防止LNG分层时相邻层的密度差和温度差超过一定的限度, 从而引发分层程度加剧和发生翻滚现象。本文拟通过建立LNG储罐翻滚的物理模型和数学模型, 对LNG储罐内发生翻滚的过程进行试验, 进而为LNG储罐内分层发生翻滚的极限即判据的进一步研究提供理论支持。

1 物理模型的建立

实际生产中, LNG储罐内的密度、温度、压力等参数是通过测量每隔一定高度的监测点处的数值来实现的, 因此实际储罐中LNG的分层就是整个液位分为高度相同的多个分层, 储罐内的翻滚发生在相邻的两个分层之间。研究表明, 储罐的漏热使得储罐内L N G密度发生变化, L N G密度的变化产生分层, 进而导致翻滚的发生, 储罐中LNG液体之间的密度差是造成分层和翻滚的根本原因。结合以上两点, 可以将LNG储罐分层与翻滚的模型简化如下:

(1) 取5000m3储罐, 直径为22m建立模型, 储罐模型为二维模型, 不考虑壁厚。

(2) 取整个储罐中高度相同, 均为1m的两层作为研究对象, 各个分层内的LNG密度均匀一致。上分层密度为424Kg/m3, 下分层密度为423.5 Kg/m3。分层界面为固定界面。

(3) 试验过程中不考虑传热的影响。即认为试验时传热已经导致了储罐内LNG的分层。因此忽略气相空间, 只保留两层液相部分来试验LNG的翻滚过程。

2 翻滚过程中密度随储存时间的变化

以密度差为0.5kg/m3、5000m3储罐为例, 翻滚过程中LNG两分层之间的密度场和速度场随储存时间的变化如图1所示。从图中可以看出LNG储罐内发生翻滚的整个演变过程。

(1) 100s时, 由于重力作用, 分层界面处贴近壁面的地方密度开始发生变化, 上层重组分向下层移动, 下层轻组分则向上运动, 使分层界面弯曲下移。

(2) 200s时, 随着时间的增长、分层界面的下移, 侧壁处分层界面与储罐侧壁出现间隙, 上层LNG从边壁界面间隙处下移处大量涌入下分层, 并挤压下分层液体向上分层移动, 使中间部分的分层界面变得不再稳定。

(3) 300s时, 随着上分层液体涌入下分层的量逐渐增多, 下分层较轻液体对分层界面的冲击逐渐增大, 使整个分层界面扭曲变形直至破裂, 上下层液体开始混合, 发生剧烈翻滚。

(4) 400s时, 上下层液体继续混合, 在重力的作用下, 下部密度较大, 上部密度较小, 新的分层逐渐成型。

(5) 500s时, 在中部区域密度基本相同。

(6) 600s分层形成, 储罐内的LNG趋于稳定, 翻滚结束。

3 翻滚过程中速度随储存时间的变化

图2给出了不同时刻相邻两层LNG分层的速度变化情况, 由图2可以看出,

(1) 100s时, 贴近罐壁处的界面的速度增大, 由于两侧壁面附近的分层界面变得不规则, 因此有出现小漩涡的趋势。

(2) 200s时, 在储罐两侧壁出现小漩涡, 速度显著增加。

(3) 300s时, 整个储罐内的速度显著增加, 在整个界面处中出现多个小漩涡, 使上下层液体加速混合。

(4) 400s时, 内部小漩涡的速度减小, 混合速度减缓。

(5) 500s时, 只有上下两层有一定速度缓慢的变化, 速度明显降低, 小漩涡逐渐消失, 由于重力作用产生的新的分层趋于明显。

(6) 600s时, 翻滚结束, 速度变得趋近于0。

4 结论与认识

本文建立了LNG储罐内翻滚的物理模型, 通过对LNG翻滚过程的试验, 得到了既定密度差下LNG储罐中两个相邻分层发生翻滚的整个变化过程。由于上分层密度大于下分层密度, 在重力的作用下, 上层重的LNG有向下移动的趋势, 使整个分层不稳定, 随着两层LNG的流动和混合, 对分层界面造成冲击, LNG的流动导致分层界面的破坏, 进而使两层LNG发生翻滚。由于密度差是产生翻滚的根本原因和宏观特征表现参数, 因此在实际的生产中, 主要通过监测储罐内不同液位高度的LNG密度及其计算相邻层间密度差来防止LNG发生翻滚, 为储罐设计和实际生产中监测点和监测频率的设置等提供依据。

参考文献

[1]周伟国.液化天然气储罐中的翻滚现象及预防措施[J].煤气与热力, 2002.04

3.LNG储罐预应力施工工艺 篇三

关键词：储罐,预应力,施工工艺

1 材料及设备

1.1 钢绞线

标准钢绞线是由冷拉光圆钢捻制并且经过稳定化处理而成。其它型号有表面刻痕处理, 以增加与混凝土的握裹力, 或者捻制成型后再经过拔模处理, 以提高密度减小钢绞线外径易于锚固。

该储罐采用的是1860MPa 1×7 15.7相应于英国标准BS 5896的低松弛二级钢绞线, 单根最小拉断力279KN, 1000小时内80%初始应力下最大松弛4.5%。

1.2 锚固体系

对钢绞线的锚固一般采用夹片式群锚体系, 锚具效率系数应符合:钢筋束中钢绞线股数1~5的效率系数不得低于1.0;6~12股不低于0.99;13~19股不低于0.98;20股以上不低于0.97。

1.3 预埋管

水平向和垂直向分别采用115/122和8 0/8 7的镀锌波纹管, 最小壁厚0.3 5 m m。但在线形曲率半径小于8m的区段内应采用薄壁钢管。预埋管的位置偏差一般不超过±6mm。

1.4 机械设备

主要是穿束用的穿束机, 卷扬机, 张拉用的千斤顶和油泵。

双速电动穿束机常用的有法国81型, 自重约600KG, 可反向拉束。传送速度0.6m s~2.4m/s。适用于水平束穿束。电动群穿机, 适用于垂直束穿束, 或使用卷扬机。

千斤顶常用型号有法国K 5 0 0 F和K1000系列, 最大张拉力分别为4905K N和8945KN, 可以满足垂直束和水平束。此外, 还有VSL的ZPE-750和ZPE-19系列。对应油泵需采用油泵输出口2.8L/min以上和12L以上的油箱, 如P6M型ZB4-500型或其他可用型号。同时应配备单根张拉千斤顶, 用于单根的补张拉。

2 预应力穿束工艺

预应力穿束一般在混凝土养护期间实施, 此法可缩减工期, 避免与其它工种冲突。对水平束, 穿束步骤和注意事项如下:

(1) 在穿束之前应清洁孔道, 清除灰尘杂物, 尤其是积水和油污, 避免穿束受阻和后期灌浆的有效粘结。

(2) 穿束过程中, 穿束机应匀速, 接近出口锚具是应及时减速, 穿束人员在孔道入口和出口处应保证交流通畅, 保证穿束过程同步进行。

(3) 穿束的同时, 应在孔道两端吊锚板随时准备锚板穿孔。原则上先穿下排孔, 再穿上排孔;同排先穿内孔, 再穿外孔。以避免钢筋缠绕。

(4) 钢筋束的切断应采用切割机切断, 禁止火焰或其他截断方式。预留长度应满足张拉施工需求, 一般不低于千斤顶行程加上变角长度之和。断口处应加以保护避免锈蚀。

特殊情况下, 如预留引线破断, 穿束困难等。垂直束可采用补救措施如下:

(1) 气吹法将一个轻质球体从孔道入口吹入, 球体连接尼龙绳, 经出口出来后用尼龙绳连接引导钢丝, 将钢丝穿入孔道内。钢丝应用足够的强度承受预应力筋穿束时的拉力。

(2) 截取足够长度的预应力筋, 应注意保证留有足够的焊接, 截断, 穿束, 张拉长度。吊放至垂直孔道口附近。

(3) 使引导钢丝和预应力筋有效连接后, 经导向盘引入到孔道内。利用卷扬机提升引导钢丝, 并牵拉预应力筋穿过孔道。

(4) 应注意穿束过程中的预应力筋相互缠绕, 避免连接用的钢丝和导向用钢丝落入孔道。卷扬机速度应均匀, 一般不宜超过10m/min。

预应力束对锚板的穿孔尽量在穿束的同时完成, 以免后安装锚板锚具更加困难, 且容易导致钢筋束相互缠绕。其它注意事项应严格参照施工文件执行。

3 预应力张拉施工工艺

3.1 施工原则

(1) 当罐体混凝土强度达到100%后, 即可进行预应力张拉施工。

(2) 预应力筋的张拉控制应力应严格按照设计要求张拉到位, 对预应力损失较大的, 可考虑超张拉3%con。

(3) 预应力张拉应采用应力和伸长值的双重控制。垂直向和水平向的张拉力应根据控制应力和油泵活塞截面积精确换算相应的压力表值。张拉过程应严密监视压力表走向, 当指针有异常变化或颤抖时应暂停张拉, 查找原因。

对储罐结构钢筋束线形较长, 在初始应力低于5%时钢筋束不易拉紧, 造成实际伸长值会偏大, 此时的控制应力仍在正常范围内。此时, 可将伸长值的测量起点定在10M P a左右。张拉达到控制应力的95%时测量伸长值, 若在+8%~-5%范围内, 可认为正常并继续张拉至100%, 如出现伸长值超限应暂停施工, 查明原因, 调整后才能继续下一步的张拉。

(4) 锚具内缩值应与设计值相符, 如测量有不符的, 可选择2根继续检测, 如合格就予以接受。否则应更换夹具。

3.2 张拉准备

(1) 张拉前检查。必须检查即将张拉的钢绞线, 并明确每股的标记。检查两端的孔道通畅。

(2) 安装千斤顶。用穿束机往管道内穿入后, 应立即在钢绞线两端安装相应的锚固块, 并施加压力使之与承压板紧密连接。安装夹片, 套紧钢绞线施加压力使夹片顶紧无松动。最后将钢绞线套到钢绞线上。

3.3 张拉

(1) 划分施工区段。水平向张拉施工按照标高划分区段, 一般从下部逐层向顶部环梁张拉, 顶部环梁处。环梁处的预应力筋应先张拉, 然后从顶部环梁以下至底部施工口每10m左右划分为一个施工段。对垂直向应沿环向对称划分, 沿四个扶壁柱顺/逆时针展开。并应先张拉外层预应力筋后张拉内层。

(2) 张拉顺序。水平向的钢筋束应以一个完整环形为单位成对的张拉, 如图2a中A1A2和C1C2为一对, 应同时张拉。图2b中应先张拉1→2、3→4。

(3) 千斤顶检查并安装就绪后, 先用等应力法升压值10MPa, 消除弧形内外侧钢绞线的长度差, 并使钢绞线张紧。检查有无滑丝松动等现象, 确定后再开始继续张拉。

(4) 增加步长为10%的控制应力。增压至控制应力的95%左右时, 测量并记录伸长值, 然后校核与计算伸长值是否相符, 确定后张拉至100%, 持荷1min。

(5) 缓慢减压至0MPa, 关闭油泵退出千斤顶。检查有无松动, 确定是否需要个别单根补张拉。

(6) 记录最终伸长值。

4 总结

预应力的穿束和张拉是预应力工程的关键环节, 尤其是存在较小曲率半径的区段易出现穿束困难。张拉过程的关键是制定合理的张拉顺序和准确的伸长量计算和测量。综合考虑以上因素, 可以提高工作效率和经济效益。

参考文献

4.lng储罐安全间距 篇四

关键词：LNG储罐,预应力,质量,控制

在建设中的预应力混凝土，就是事先在混凝土或钢筋混凝土中引入内部应力，且其数值和分布恰好能将使用荷载产生的应力抵消到一个合适程度的配筋混凝土。在LNG储罐施工中，多采用后张法建立预应力，靠锚具来传递和控制预应力。预应力施工是LNG储罐施工质量控制的关键环节之一，在施工中应高度重视。

1 预应力材料质量控制

1.1 预应力波纹管

后张预应力构件中预埋制孔用管材有金属波纹管、钢管和塑料波纹管等。金属波纹管是由薄钢带用卷管机经压波后卷成，具有重量轻、刚度好、弯折方便、连接简单、与混凝土粘结好等优点。目前，后张预应力工程中较多采用金属波纹管预留孔道，在本项目储罐中也是采用金属波纹管。预应力混凝土用金属波纹管按每相邻的折叠咬口之间凸出部(即波纹)的数量分为无波、单波、双波、三波等;按截面形状分为圆形和扁形;按钢带表面情况分为镀锌钢带和不镀锌钢带。

预应力混凝土用金属波纹管外观应清洁、内外表面无油污，无引起锈蚀的附着物，无孔洞和不规则的褶皱，咬口无开裂、无脱扣等问题。金属波纹管主要检验外观、尺寸、集中荷载下径向刚度、荷载作用后抗渗漏、抗弯曲渗漏项目，检验合格后才能用于工程。金属波纹管的刚度和抗渗性能是很重要的质量指标，但试验较为复杂。当施工单位能提供近期采用的相同型号金属波纹管的检验报告或有可靠工程经验时，也可不作这两项检验。在金属波纹管的制作过程中钢带厚度、波高和咬口质量是关键控制指标。

1.2 预应力钢绞线

预应力筋按钢材品质可分为钢丝、钢绞线、高强钢筋和钢棒等，预应力筋应根据结构的受力特点、环境条件和施工方法等选用。后张法预应力混凝土结构中，宜采用高强度低松弛钢绞线。在本项目采用的是1×7截面积150mm2抗拉强度1860MPa低松弛钢绞线。

预应力钢绞线是预应力工程中最重要的原材料，进场时应根据进场批次和产品的抽样方案确定检验批。钢绞线应具有产品合格证、出厂检验报告，钢绞线进场应对外观质量逐盘进行检查，表面不得有油污、锈斑和机械损伤，允许有轻微浮锈;钢绞线的捻距应均匀，切断后不松散。并按同一生产厂家同一批不大于60t为一个检验批，从同一批中任取3盘，在每盘中任意一端截取1根试件进行拉伸试验，合格后方可使用。

1.3 锚具、夹片

后张法建立预应力，是靠锚具来传递和建立预应力，如锚具质量不合格，预应力张拉时或在张拉后，夹片容易碎裂。锚具、夹具质量不稳定表现为夹片几何尺寸不合格，夹片硬度大时会造成断丝或夹片脆裂;夹片硬度小时会造成滑丝，夹片与锚环孔几何尺寸不吻合、不匹配，影响锚固效果。所以锚夹具质量非常重要，使用前，应按要求对锚夹具进行外观、硬度、静载锚固试验，合格后才能用于工程。

锚具应具有产品合格证、出厂检验报告，进场时按同一生产厂家同一批不大于1000套为一个检验批，每一批中取10%且不少于10套进行外观检查，从每一批中取5%且不少于5套样品进行硬度检验;在通过外观检查和硬度检验的锚具取6套样品与符合要求的预应力筋组装成3个预应力筋-锚具组装件进行静载锚固性能试验，合格后方可使用。

2 预应力制作与安装的质量控制

2.1 预应力孔道留设

预应力筋预留孔道的尺寸和位置偏差应符合设计、规范要求，并应做到预留孔道定位应牢固，浇筑混凝土时不应出现位移和变形。预埋孔道应平滑、孔道端部的锚垫板平面应垂直于孔道中心线，预埋的螺旋钢筋应尽量紧靠锚垫板，以更好地分散此处应力，孔道的接头采用长度不小于300mm并大于波纹管型号的连接接头进行连接，管内要对口、居中，两端的环向缝隙用热缩胶套封闭严密，以保证接头不得漏浆。

施工中如普通钢筋与预应力波纹管在空间发生干扰时，原则是适当移动普通钢筋以保证预应力波纹管位置准确。为防止波纹管上浮，安装后采用铁丝与钢筋支架绑扎牢固，并点焊压筋形成井字形钢筋支托。

浇筑混凝土时，振捣棒要避开波纹管，重点控制防止预留孔道和锚座变位、防止预留孔道变形和漏浆、防止孔道两端锚座背面混凝土漏振产生空隙。在混凝土浇筑完成后，立即进行通球检查已确保孔道畅通，如果孔道漏浆没有及时处理，对于LNG储罐来说很难进行处理，势必造成质量事故，所以要加强全过程质量监控。

2.2 预应力钢绞线穿束

本工程水平钢绞线采用穿束机单根穿入预留孔道中，在竖向管道穿束时，采用整束由下向上牵引方法进行穿束是比较安全的，应优先采用。

预应力钢绞线属于高碳钢，局部受高温后急冷会使金属变脆在张拉过程中会拉断，所以在制作时避免焊接或接地电火花损伤预应力筋表面，也不允许周边气割钢材时，高温铁水流淌在预应力筋表面，严禁将预应力筋作为电焊接电线。钢绞线下料应采用砂轮锯切割，不得采用电弧切割。穿束完成后，要及时对外露部分进行包裹，避免钢绞线锈蚀。

3 预应力张拉的质量控制

3.1 准备工作

预应力钢绞线张拉的设备和仪表应根据预应力筋的种类、锚具类型和张拉力合理选用。张拉设备的正常使用范围宜为25%～90%额定张拉力。张拉设备行程一般不受限制，如锚具对重复张拉有限制时，应选用合适行程的张拉设备。本项目张拉设备是设计单位提供的相应配套设备。

张拉设备及仪表应定期维护和校验，使用前必须按要求及时经主管部门授权的法定计量技术机构进行千斤顶、油泵及油压表配套标定，以确定压力表读数与千斤顶输出力之间的关系曲线。因为这种关系曲线对应于特定的一套张拉设备，所以在张拉时严格按标定报告上注明的油泵号、油表号和千斤顶号配套安装使用。

3.2 预应力张拉

预应力钢绞线张拉力是由锚固区传递给结构，因此张拉时实体混凝土强度应符合设计要求，当设计无要求时，不应低于设计的混凝土立方体抗压强度标准值的75%。

在张拉过程中两端操作人员应统一指挥，口令一致，应严格按设计张拉顺序张拉。张拉步骤应从零应力加载至初拉力，测量伸长值初始读数再以均匀速度分级加载分级测量伸长值至终拉力，张拉速度应控制在30MPa/min内，钢绞线束在达到控制张拉力时，持荷2min。在本项目设计要求分级张拉阶段是：50bar、100bar、200bar、300bar、400bar、500bar、570bar、600bar、50bar。张拉完成应校核预应力钢绞线的伸长值，其实际伸长值与设计计算伸长值的偏差不应超过±6%，锚固阶段张拉端内缩量应符合设计规范，当设计无具体要求时，应控制在在6～8mm范围内。

张拉过程中应认真作好张拉原始记录。预应力钢绞线断裂或滑脱对结构构建的受力性能影响极大，所以在张拉过程中，采取措施加以避免。对后张法预应力断裂或滑脱的数量要求是严禁超过同一截面积预应力筋总根数的3%，并且每束钢绞线不得超过一根。张拉完成后，经检查并确认全部合格后方可用砂轮机切割，外露长度不宜小于钢绞线直径的1.5倍，并且也不宜小于30mm，本项目使用钢绞线的直径是15.7mm，所以外露长度不应小于30mm。

4 预应力灌浆质量控制

预应力孔道灌浆工作在后张预应力构件中起着举足轻重的作用：有防止预应力钢材锈蚀;使预应力钢材与混凝土有效粘结，实现整体应力效果;减轻锚固体系的负荷，因此必须高度重视压浆质量。灌浆要求饱满、密实，完全裹住预应力钢绞线。张拉后的预应力钢绞线处于高应力状态，对腐蚀非常敏感，所以要严格按照设计要求，预应力张拉完成后28天内要进行灌浆。灌浆用水泥浆一般为纯水泥浆，要根据要求进行水泥浆原材料检验和配合比设计，水泥浆水灰比不应大于0.45，当掺加减水剂时，水灰比可减小到0.35～0.38以利于提高灌浆的密实度;浆体泌水率在拌和3小时后应不大于3%，泌水在24小时之后应被浆体完全吸收，浆体的流动度要控制在10～16s。

灌浆管要用高强橡胶管，要求压浆时不易破裂，连接牢固，不得脱管。灌浆时的环境温度不应低于+5℃，以防止浆体受冻使混凝土沿孔道产生裂缝。当环境温度高于35℃时，宜在夜间进行灌浆工作，并保证水泥浆灌入前的温度不应超过35℃。每根孔道的灌浆应连续进行，不得中断并应排气通顺。为防止压浆中途断电，应提前准备好发电机，并且储浆筒中的浆体要不停地搅动。若遇孔道堵塞时，应立即用高压水将孔道冲洗干净，重新压浆，以保证压浆饱满密实。在浆体灌满孔道封闭排气孔后，应继续加压至0.5～0.7MPa，稳压1～2min后方可封闭灌浆孔。

5 结语

以上叙述了在顶应力施工中的主要几方面的注意事项，但实际施工过程中可能发生的问题远不止这些，所以在LNG储罐施工中，预应力施工占着举足轻重的地位，必须严格按设计、规范施工，积累丰富施工经验应用于实际，以保证其质量。

参考文献

[1]张云峰;许丽佳;李宁;袁朝庆;张音.LNG储罐混凝土外罐竖向预应力筋的张拉顺序[J].《大庆石油学院学报》, 2011 (06) :112-113.

5.lng储罐安全间距 篇五

关键词：LNG储罐,泄漏,超低温,变形规律

预应力液态天然气(Liquified Natural Gas,简称LNG)储罐是国际上积极推动的液化天然气储备的存储方式。如果储罐内罐泄漏,低温液体直接与外罐混凝土接触,使外罐内壁与外壁之间形成温差,同时内部超低温又引起混凝土和钢材各项性能发生极大的变化,对结构会产生较大的影响。本文通过对LNG外罐进行有限元分析,得出其在内罐泄漏条件下储罐外壁在超低温作用下的温度分布规律及变形规律。

1 工况条件

本文以LNG事故备用站的一座LNG储罐为研究对象。储罐属于地上式全容罐,要求在-160℃的低温储存LNG,可承受230 mPa气压[1]。

在内罐泄露,泄露液位为正常储液位时,对储罐外壁在理想状态(一般说来也就是不考虑温度应力作用,假设LNG预应力外罐始终处于正常室外气温)下预应力外罐不会有任何温度应力,其荷载组合为预应力+重力+顶压+液压+气压,将该工况定义为工况1。

考虑到季节对室外温度的影响,造成储罐内外温差的不同,根据实际工程要求分别取冬季6.9 ℃、夏季27.5 ℃作为两种工况进行分析,分别定义为工况2和工况3。

2 有限元分析

2.1 实例模型的具体计算参数

储罐外壁内径为54 800 mm,壁厚690 mm,外径56 100 mm;穹顶内径54 800 mm,矢高7 342 mm,穹顶厚度400 mm;内壁高29 300 mm,最大液体溢出高度23 670 mm。

2.2 常温时材料的基本性能参数

用于外罐的材料主要为混凝土、预应力钢筋、普通钢筋,罐壁采用C40混凝土,预应力筋采用7Ф5 mm的钢绞线,普通钢筋采用HRB400,详细材料参数参见文献[2]。

储罐用ANSYS9.0进行内力计算和分析,罐壁和穹顶均采用SOLID45实体单元;基础对储罐的作用为罐壁底部的固定约束。储罐的计算模型见图1。

2.3 低温时模型的分析

对于超低温作用下的储罐,本文采用间接耦合法对预应力钢筋混凝土储罐实例模型进行热—结构耦合有限元分析,由于低温引起材料性能发生变化,所以材料参数较常温时有所变化,具体参数参见文献4。通过有限元计算分析得出数据结果。

2.4 工况1预应力外罐变形的有限元分析

经ANSYS有限元计算后处理,罐壁在工况1荷载组合作用下的变形图如图2所示,工况1是储罐在设计最大储液位考虑气压作用的储罐变形图,由图可知储罐沿高度整体内缩,底部固定约束端都没有发生变形,沿高度向上储罐内缩逐渐增大,到达罐壁高度三分之二处内缩变形达到最大值,沿高度继续向上变形以一定的趋势减小。

注:黑色外轮廓网格代表变形前罐体,弯曲实体代表变形后罐体

2.5 热分析

由于前文的实例模型是采用常温材料参数所建立的,因此在热分析过程中的模型需要在定义单元类型,材料特性以及实常数做一定程度的修改,其他的部分几乎没有发生很大的变化。考虑到耦合的因素,单元类型方面选择了热分析实体单元SOLID70和杆单元LINK33。其中SOLID70和LINK33单元分别与结构单元中的SOLID45和LINK8有对应的转换关系,替换单元调整命令流后生成LNG预应力储罐热分析模型。假定整个模型的导热系数恒定不变。

图3是工况2温差作用下罐壁热分析的温度分布云图,为了更清晰地进行数值分析,沿着罐壁的厚度,沿节点158到节点2459作为一条路径,见图4,对这条路径上的温度值进行映射得到罐壁温度沿厚度的分布图,如图5、图6分别为工况2、和工况3温度分布图,可以看出,温度分布由内而外呈线性分布,说明罐壁的温度分布比较均匀。

注:NODAL SOLUTION:节点计算;STEP=1:第一个计算步;SUB=1:第一计算步的第一子步;TIME=1:时间是1 s;TEMP:平均温度;RSYS=1:柱坐标系,SMN=-159.38:温度最小解为-159.38℃

2.6 热-结构耦合有限元分析

重新进入前处理,转换单元类型并调整相关数据设置,重新定义结构分析中的材料随温度变化的各参数;然后,施加节点温度载荷,并设置初始温度为室外气温n ℃,施加前文工况1的结构荷载,完成耦合分析计算。可以得出工况2、3两种工况的分析结果。

混凝土为单向受压状态的混凝土,其本构关系的具体数学模型采用混凝土设计规范GB 50010[3]建议的公式。混凝土的各项指标随温度的变化和相对湿度有很大关系,本文取相对湿度为50%时对混凝土外罐进行研究,在此相对湿度下,具体各项参数随温度的变化关系参见文献[4]～文献[6]。依据上述参数和本文采用的混凝土本构关系,得到热-结构耦合分析混凝土的本构关系图7。

2.7 各工况的变形分析

由于实际变形不是很明显,为了便于观察将变形图全部放大300倍。由图8、图9、图10对比可以看出:考虑低温作用罐壁的变形比理想状态增大很多,且随内外温差的增大变形有所增长,说明温度对罐壁影响很大,可以作为影响其受力的控制荷载之一。

3 结语

在超低温作用下,预应力LNG储罐外壁温度分布由内而外呈线性分布,说明罐壁的温度分布比较均匀。

考虑低温作用罐壁的变形比理想状态增大很多,且随内外温差的增大变形有所增长,说明温度对罐壁影响很大,可以作为影响储罐外壁受力的控制荷载之一。

参考文献

[1]束廉阶,顾炜,施广明,等.大型低温液化天然气钢筋混凝土储罐预应力设计与施工技术.工业建筑,2007;(11):32—44

[2]江见鲸,陆新征,江波.钢筋混凝土基本构件设计(第2版).北京:清华大学出版社,2006:280

[3] GB 50010—2002.混凝土结构设计规范.北京:中国建筑工业出版社,2002

[4] Jeon Sejin,Park.E—S.Daewoo E&C Co,Ltd,Korea.Toward a De-sign of Larger Above-ground LNG Tank.LNG Journal.2004:4

[5] Meinen E LNG storage enclosed in prestressed concrete safety wall.TheOil and Gas Journal,1979;(5):117—120.

6.lng储罐安全间距 篇六

精确模拟地震作用下储罐的动态响应是非常困难的，还存在一些需要解决的问题，比如储罐内部与所储存液体的相互作用问题、竖向地震作用、液体大幅度晃动对储罐顶部的作用以及对底板的提离问题等[3,4,5]。由于储罐地震效应的复杂性，以及地震或者地震烈度的不确定性，寻找一种切实可行、安全可靠的储罐抗震技术显得尤为重要。隔震技术作为一种积极、有效的抗震策略已大量应用于房屋建筑与桥梁结构。1997年韩国、1999年希腊、2000年瑞典、2006年中国陆续建成隔震储罐。与房屋建筑与桥梁结构隔震相比，从技术研究到工程应用，储罐隔震技术相对落后。

本文研究内容分为两部分:1)橡胶隔震支座力学性能研究。为了保证隔震的有效性、可靠性，需要了解隔震橡胶支座的各种性能，对此，进行了多个项点的型式实验，包括相关性能、耐久性，以及极限性能测试，给出了部分实验结果。2)隔震效果分析。建立了16万m3隔震储罐结构的计算模型，依据反应谱反演地震波时程进行非线性动力分析，给出了隔震前后动力响应结果。所有研究结果可为相关设计、研究人员提供一定参考。

1 隔震橡胶支座性能研究

依据国家标准GB 20688.3要求，制作了直径600 mm,700 mm,800 mm的天然橡胶支座和铅芯橡胶支座，进行了剪应变相关性、压力相关性、加载频率相关性、老化性能、反复加载次数相关性、温度相关性、水平极限性能测试与徐变实验。限于篇幅，以下给出了600 mm直径铅芯橡胶支座部分实验结果。

1.1 剪应变相关性

图1给出了15 MPa下，水平性能与100%剪切变形时性能比值随水平剪应变的变化曲线。可以看出，随着剪应变的增大，支座屈服后刚度会逐渐降低，在小于75%剪应变时下降较为明显，而后有缓慢降低趋势。250%剪应变时的屈服后刚度与±100%时的比值为0.84。屈服力较稳定，变化率不超过8%。

1.2 压力相关性

图2给出了100%剪应变下，水平性能与15 MPa时性能比值随压应力的变化曲线。可以看出，随着竖向压应力的增大，屈服后刚度下降明显。25 MPa下屈服后刚度与15 MPa时的比值为0.66，而屈服力变化率不超过3%。

1.3 加载次数相关性

图3给出了100%剪应变、15 MPa竖向压下，水平性能与第3圈时水平性能的比值随加载圈数的变化曲线。50次加载后水平性能变化率不超过7%。

1.4 温度相关性

根据100%剪应变、15 MPa竖向压下，不同温度测试结果。与标准温度23℃的结果相比，随着温度增加，屈服后刚度和屈服力均下降。-20℃与标准温度条件下，屈服后刚度的比值为1.28，屈服力的比值为1.42。40℃与标准温度条件下，屈服后刚度的比值为0.95，屈服力的比值为0.85。

1.5 老化性能

进行了热老化试验，老化前后水平力—位移滞回曲线的对比见图4。老化后屈服后刚度和屈服力变化不明显。

1.6 极限性能试验

图5给出了15 MPa竖向压力，水平400%剪应变时的恢复力—位移滞回曲线。可以看出，大变形条件下支座未发生破坏，具有优异的水平变形能力。

2 隔震效果分析

如图6所示，以16万m3大型LNG储罐为研究对象。该储罐内罐直径约80 m，外罐壁高约38 m。下部采用桩基础，共安装356个橡胶隔震支座。隔震层上部结构总质量约108kg。要求隔震结构周期不小于2 s，隔震层最小阻尼比不小于10%。

2.1 模型建立

液体在柔性储罐中通常采用集中质量，亦即Haroun模型进行模拟。隔震储罐分析力学模型简化为如图7所示的三质点体系，其中，mi,ki,ci分别为脉动质点的质量、等效刚度和等效阻尼，mc,kc,cc分别为对流质点的质量、等效刚度和等效阻尼，mb,kb,cb分别为刚性质点的质量(包含储罐质量和底部液体沿着储罐壁做刚性运动的质量)、隔震层等效刚度和等效阻尼[6]。橡胶隔震支座采用Bouc-wen模型模拟。依据储罐所在地的地震烈度、场地类别等设计参数，确定设计反应谱，并反演为地震波(人工地震波)时程以进行后续非线性动力时程分析，如图8所示。SSE工况下人工波反应谱和期望反应谱的对比如图9所示，可看出在各周期点上误差较小。

2.2 地震响应分析结果

采用SAP2000进行地震响应分析，选择非线性动力时程分析方法。从图10可以看出，SSE水准地震荷载作用下，隔震后的基底剪力减小幅度达到80%，而对流质点水平向绝对加速度基本保持不变(见图11)。隔震层橡胶隔震支座滞回曲线饱满(见图12)。经计算，等效隔震周期为2.4 s，等效阻尼比约为20%，达到了预期隔震效果。

3 结语

对橡胶隔震支座进行了型式试验，试验结果表明，基于天然橡胶的隔震支座力学性能较稳定、耐久性和极限变形性能优良，是一种性价比较高的隔震装置。

采用橡胶隔震支座后，储罐基底剪力响应明显降低，对流质点加速度基本无变化，表明了隔震的有效性。

参考文献

[1]邢云,刘淼儿.中国液化天然气产业现状及前景分析[J].天然气工业,2009,29(1):120-123.

[2]张瑞甫,翁大根,倪伟波,等.特大型LNG储罐抗(减)震研究发展综述[J].结构工程师,2010,26(5):164-171.

[3]孙建刚.大型立式储罐隔震—理论、方法及实验[M].北京:科学出版社,2010.

[4]陈建胡,陈玲俐,叶志明.基底隔震储液罐与地基相互作用地震反应分析[J].油气地面工程,2008,27(12):31-33.

[5]谭晓晶.大型储液罐流固耦合地震反应分析[Z].中国地震局工程力学研究所,2011.