低温储罐失效分析

低温储罐失效分析（共6篇）

低温储罐失效分析 篇1

0 引言

近年来, 随着低温技术的发展, 对低温材料的需要也迅速增长。在工业生产中, 要求应用低温技术的场合很多, 比如将气态物质转变成液态进行存储和运输, 或者在要求低化学反应速率的场合等等, 低温存储技术的优点就体现出来了。

一般来说, 材料的工作温度在-20℃以下时就是低温材料。应用最广泛的低温存储技术就是用于液化天然气的存储和运输。本文选择-196℃作为低温存储罐的工作温度。

1 数据来源

本文所引用的原始数据来自国防工业出版社2011年出版的《工程选材综合评价》一书。

为了更好地说明主成分分析法的应用, 本文只从使用性和经济性角度出发, 从评价指标体系当中选取一些典型的指标, 包括低温韧性、屈服强度以及弹性模量等。低温韧性顾名思义就是材料在低温状态下所呈现出来的韧性, 是低温材料选择的一个重要指标。韧性表示材料在塑性变形和断裂过程中吸收能量的能力。韧性越好, 则发生脆性断裂的可能性越小。低温韧性则是材料在低温环境下材料韧性的表现。大多数金属的韧性随温度的下降而下降, 当达到延性-脆性的转变温度时, 材料的韧性发生突变, 进入脆化状态。因此, 为了保证容器在低温环境下能正常和安全使用, 对材料的低温韧性要求较高。为了保证存储罐能安全可靠地工作, 在选择材料和对设计结构进行评价时要考虑材料室温屈服强度和弹性模量这两个指标, 然后对存储罐进行强度、刚度校核。另外要考虑运输中的经济性, 希望材料的相对密度不能很大。还要考虑到热应力的影响, 这时就要考虑材料的膨胀系数。最后, 整体的成本当然是比较重要的考虑因素了。

2 主成分分析法 (Principal Component Analysis, PCA)

主成分分析法将多个变量通过线性变换以选出较少个数重要变量的一种多元统计分析方法。又称主分量分析。

现假定我们研究的数据是二维的, 以横坐标ζ1和纵坐标ζ2来表示。因此每个观测值都有相应于这两个坐标轴的两个坐标值;如果这些数据形成一个椭圆形状的点阵, 那么这个椭圆有一个长轴η1和一个短轴η2, 因为η1⊥η2, 故η1与η2互不相关。在短轴方向上, 数据变化很少;如果长轴变量代表了数据包含的大部分信息, 就用该变量代替原先的两个变量 (舍去次要的一维) , 降维就完成了。在极端的情况, 短轴如果退化成一点, 那只有在长轴的方向才能够解释这些点的变化了。假定我们现在有N个样品, 它们散布在椭圆平面内 (图1) , 并且指标ζ1与ζ2有相关性。但是现在我们把这些数据投影到不相关的η1轴和η2轴上,

在η1上离散程度很大, 这是一个信息量较大的综合指标, 可较好地反映出N个观测值的变化情况, 而η2上反应的信息比较少, 在降维时可以选择忽略。这样

我们就可以选取长轴η1为综合指标, 完成降维工作。主成分分析的任务就是要找出代表性的综合指标, 该指标能较完整地反应原来数据的信息。

3 主成分分析法的应用

3.1 原始数据的处理和标准化

原始数据给出了8个材料性能的评价指标, 见表1。

3.2 几种不锈钢材料评价指标主成份分析的计算结果

表2是主成分分析计算得出的表格, 提取出的主成分所代表的方差 (即对应的特征值) 贡献率和原变量变换为新变量以后的成分矩阵就成为我们进行综合分析的重点。在主成分分析中, 一般认为提取的主成分的累积方差贡献率大于80%或特征值大于1时能较多的保留原始数据的信息。下列表2和表3分别给出了各个主成份的解释的总方差和主成分的计算结果。图2则是各个主成分的特征值碎石图。

3.3 结果分析

从表2可以看出, 本次提取主成分的方法是根据主成分的特征值大于1来抽取的。一共抽取了两个主成分, 主成分1的解释方差为52.813%, 主成分2的解释总方差为23.743%, 解释方差的总贡献率为76.556%, 也接近80%, 这两个主成分能在76.556%的程度上反应原始数据的信息, 说明主成分的提取是合理的。从表3的分析数据可以看出, 在主成分1中占比重较大 (大于80%) 的有三项, 分别是室温弹性模量、热膨胀系数和相对成本;在主成分2中占比重较大的只有一项, 即室温屈服强度。表3中的正负号表示正负相关性。碎石图能够直观反映各主成分贡献率的关系。在考虑低温存储罐材料特性的时候只需重点考虑主成分1和主成分2中涉及的数据指标。

4 结论

主成分分析法的主要目的在于降维, 将原始数据的多项指标进行整合得到数量更少的主成分, 从而删除冗余的数据指标, 使得分析更具代表性, 也极大提高了效率。在对低温存储罐材料的分析时, 通过主成分分析法的降维作用, 将多个数据指标降低到两个代表性的主成分。对原始数据中低温韧性和热导率的考虑有所弱化, 很清晰地突出了重点数据指标, 对成分矩阵中占有比重较大的指标进行重点分析。主成分分析在低温存储罐材料特性指标的分析中是一种有用的手段, 对工程分析具有一定指导意义。

摘要：本文从低温存储技术的材料选择为背景, 利用主成分分析法对低温存储材料评价指标进行分析研究, 利用主成分分析的降维方法将低温存储材料的多个评价指标进行主成分提取达到降维的结果。将提取出的若干主成分基于特征根贡献率进行排序分析, 研究各项指标在主成分中所占的成分系数, 得到低温存储材料评价的相关度最大的评价指标。可以为低温存储材料的选材提供一定的依据。

关键词：低温存储材料,评价指标,主成分分析

参考文献

[1]汪应洛.系统工程[M].机械工业出版社, 2009:54-60.

[2]张天云.工程选材综合评价[M].国防工业出版社, 2011:71-72.

低温储罐失效分析 篇2

关键词：盘库亏损,质量流量计,地衡计量,排污

1 前言

现阶段我国液化气的存储基本上都是球式压力储罐, 而冬季储罐库存盘点的亏损问题始终困扰着管理者。笔者为地处黑龙江省哈尔滨市液化气存储单位, 几年来切身感受到由于冬季环境温度低所造成的盘库亏损较大, 此问题亟待找出原因并解决。因此, 本文以我公司为标本, 试图通过分析找出低温环境下造成液化气储罐盘库亏损的诸多因素。

2 盘库亏损的具体情况

我公司采购的液化气由一墙之隔的中石油哈石化分公司由管道直接转烃输入, 以质量流量表计数, 由槽车销售, 以地衡计量。三年来, 每逢冬季气温最低时, 盘库亏损都较大, 其中, 尤以每年的12月份、1月份、2月份最为严重, 具体情况见盘库亏损情况附表1所示。

3 原因分析

3.1 质量流量计的管输误差带来的库损

液化气输入计量的质量流量计采用的是R o s e m o u n t (罗斯蒙特公司制造) 表, 此表因其精度高、稳定性好、量程比大、输出介质多样而在动态计量领域得到了广泛的认可及应用。该表的工作原理是利用科里奥利效应, 通过测量管道中流体产生的科氏力从而测得流体的质量, 理论上不受被测介质的温度、压力、密度等参数的影响。但据多家使用者反映, 在实际应用中, 其测量的精确度不仅受被测介质工艺条件的影响, 甚至量程比、外界振动也会使测量结果产生偏差。尤其是当冬季外界环境温度较低时, 流体的密度也会相应变大, 在双重参数变化作用下, 其表的误差往往趋向于正偏差, 即表显示测量数据高于实际流量, 结果使得输出方收益, 输入方受损, 尽管具体损失的量目前尚无权威的理论支持还无法准确计算, 但输入方库存盘点的亏损确是实实在在的。

值得一提的是, 计量表在每次的校验中, 最后校表结果也对库存盘点产生实际影响, 正偏差使输出方收益, 负偏差使输入方收益是不争的事实。而几年来, 用于双方结算的表的校验结果都是正偏差, 最高曾达到万分之八, 也就是说, 输入方每接受一万吨的输入量, 理论上就可能亏损8吨液化气。

3.2 脱水排污带来的库损

众所周知, 成品液化气的产品指标中本不应含水, 但往往由于生产者用于静置脱水的中间罐数量不够, 或违反工艺规程, 致使静置时间不够, 液化气中水没全部脱净就输出到下家储罐内, 在极度寒冷的环境下, 储罐在很短的时间内就会有大量的水分离出来, 因为水的密度较大就积聚于球罐下部, 需定期由排污阀排出, 这必然造成库存的亏损。近三年来, 我公司在每年的年末、年初的三个月中, 白天两小时, 夜间每一小时就需排水一次, 平均每次15公斤水, 一天近200公斤, 三个月就有20吨左右, 亏库由此产生。更为重要的是, 冬季如果排污不及时, 积聚于储罐的底部的水就会结冰, 严重时甚至冻裂阀门, 给安全生产带来极大的隐患。

3.3 地衡计量误差带来的库损

近三年, 黑龙江地区雪很大, 对于地衡来说, 需要及时清扫积雪, 如果清雪不及时, 雪会填实称台与称池围堰周边空隙, 从而影响重量传感器的正常工作, 导致计量出现偏差, 使液化气亏量。

3.4 车辆夹带冰雪带来的库损

由于天气寒冷, 装运液化气的槽车轮胎及车体常有结冻的冰凌或冰块, 称过皮重后, 装车过程中冰块融化或被司乘人员人为敲碎掉, 导致液化气亏量, 这一现象常在槽车过地衡称完皮重后到装车现场的中间路段发生, 夜间尤其严重。

3.5 管理不到带来的库损

个别地衡人员与槽车司乘人员合伙勾结, 损公肥私, 以安装遥控器、车内藏人、夹带重物、上称不熄火、“冲称” (上称时加速或刹车造成皮重失准) 等方式使皮重不真实, 从而造成盘库亏损。需要说明的时, 这种现象不只体现在个别季节, 管理存在漏洞的单位, 几种现象可能随时发生。

4 解决措施

4.1 消除影响质量流量计精度的因素是关键

质量流量计主要用于介质的计量交接, 是双方结算的依据, 对双方的经营指标和管理指标的圆满实现具有重要的意义。因此, 在质量流量计的使用过程中减小和消除由于温度变化、密度变化等各种因素给测量精度带来的影响, 是保证交接介质量准确的关键。

4.1.1 消除低温环境时质量流量计精度下降的方法

温度发生较大变化时可以通过设定温度校正系数的方法解决。一般质量流量计在出厂时, 都给了温度校正系数, 有些是在配套中的表设好的。如一台型号为CMF100流量计, 厂家给出的校正系数是47.806/4.75, 后三位的4.75就是给定的温度校正系数, 使用时按照操作手册设定, 即可消除温度效应对传感管刚度影响产生的偏差。而据笔者了解, 很多使用者实际上常年都不根据环境温度的变化调整此参数, 这也是造成冬季输入方亏损的原因, 当然夏季是也可能使输入方收益, 但不在本文分析范围内。

4.1.2 消除密度变大时流量计精度下降的方法

密度的校正系数一般也是在出厂时给定的, 在实际应用前一定要注意检定介质一定要和计量的介质密度是否接近, 如果密度接近, 其影响是可以忽略的, 否则, 误差是相当大的, 此外在实际应用中, 流量计有密度输出值时, 应定期检查并按季度调整, 一般人认为, 此管道常年只传输一种介质, 所以这点常常被忽略。

4.2 输入方脱水工艺时间保证很重要

液化气输出方脱水的工艺时间必须保证, 这就要求输出方第一要严格执行工艺规程, 静置时间必须达到24小时以上, 第二要拿出足够多的储罐, 使收料罐、静置罐、转输罐能够从容的工艺轮转, 那种常常发生在高温地区的边收料边转输的现象在严寒的的北方要坚决禁止。

4.3 强化内部管理, 消除不良行为是基础

通过强化规章制度、增加监控区域、处罚违规典型等能手段, 切实消除地衡失灵、车辆带冰及其各种不良现象。

低温储罐失效分析 篇3

关键词：电站锅炉,爆管,蠕变裂纹,温差应力

一、概述

某电厂锅炉车间电站锅炉2#炉低温过热器23排迎火面第1根管束发生爆管事故。该过热器管束材质为20G无缝钢管, 管子规格为φ38×4.5mm。内部介质为过热蒸汽, 温度380℃, 压力9.5MPa。2#炉内热烟气的温度大约700℃。该过热器管束从投入使用到最近爆裂共运行约13万小时, 在运行期间无检修和割管记录, 发生爆管的部位在顶棚管下方约400mm处。

二、检测分析

1. 宏观检测

爆口管束周边环境及局部宏观形貌如图1和图2所示, 爆裂处最大长度为72mm, 最大宽度为11mm, 其位于低温过热器管的迎火面一侧, 管子断口处没有发现明显的胀粗和变形, 爆口外观呈厚唇“鱼嘴状”形貌。爆口长约71mm, 最宽处有11mm, 管壁测厚数据最小3.1mm。图3和图4是该低温过热器爆口处内外表面的形貌, 宏观检查发现爆口处内外表面均存在相互平行的纵向裂纹, 爆口两个尾端均有明显的二次裂纹, 爆口表面较粗糙, 外观像树皮状纹路。从管壁减薄情况及爆口形态等特征可判断, 该爆口为厚唇式爆口[1]。

2. 化学成分分析

爆管的管束上取样进行化学成分分析, 试验结果显示化学元素含量与相关标准规[2]定的20G的含量相符。化学元素分析结果如下表所示。

3. 金相分析

对爆管管束爆口处和爆口的背火面横向各取一个样进行金相试验, 试验的具体结果:爆口内边缘的金相组织为铁素体和碳化物颗粒, 珠光体5级球化, 裂纹主要为沿晶分布, 局部穿晶 (见图5) ;爆口外边缘的金相组织为铁素体和碳化物颗粒, 珠光体5级球化, 裂纹主要为沿晶分布, 局部穿晶 (见图6) 。爆口对过背火面取样处的金相组织为铁素体和碳化物颗粒, 珠光体5级球化 (见图7) 。上述结果表明, 该低温过热器爆口处迎火面和背火面的金相组织均已不正常, 且爆口迎火面金相组织已出现沿晶界分布的空穴或孔洞及显微裂纹[3,4]。

4. 扫描电镜分析

对低温过热器爆管管束的爆口处取样, 利用扫描电镜对其表面进行微观形貌观察和分析, 断口比较平整, 整个断口变形较小。显微形貌呈现沿晶断裂特征, 且有明显的孔洞和二次裂纹[5], 结果见图8。

三、失效原因分析与讨论

1. 长期过热蠕变断裂失效

查阅相关文献[6,7]及案例, 长期过热导致蠕变破坏的断口扩展路径的调查表明, 长期过热引起的爆管一般是从外壁起裂, 逐渐向内壁扩展, 最终导致爆管。这是由于迎火面的温度高, 过热管的外表面因蠕变强度较低而先萌生蠕变裂纹。由于过热管的内压引起的应力沿轴向和周向基本是均匀分布的, 尽管迎火面和背火面存在一定的温差导致迎火面受到一定的压力, 但由于温度高, 蠕变破坏还是往往从迎火面的外表面开始。另外, 长期过热导致的蠕变断口, 往往与管壁垂直, 断口表面粗糙, 断口呈沿晶开裂, 裂尖较钝, 并伴随大量蠕变空洞, 蠕变断裂属于延性断裂。

2. 短期过热蠕变断裂失效

短期过热是指当管壁温度超过材料的下临界温度时, 材料强度明显下降, 在内压作用下, 最终发生胀粗和爆管失效[8]。导致该失效的原因一般有几点:管内工作介质的流量分配不均匀, 在流量小的管子内介质对管壁的冷却能力较差, 使管壁温度升高, 造成管壁超温;炉内局部热负荷过高, 造成附近管壁温度超标;管子内部严重结垢;异物堵塞管子, 使管子等不到有效冷却等。这种失效一般爆口塑性变形大, 管子有明显胀粗, 管壁减薄呈刀刃状, 爆口较大, 呈喇叭状, 是典型的薄唇式爆破。

3. 热疲劳断裂失效

热疲劳是指炉管因炉子启停引起的热应力、气膜的反复出现和消失引起的热应力和由振动引起的交变应力作用而发生的疲劳损坏。查阅有关文献[9,10], 关于热疲劳裂纹, 对于有表面应力集中的零件, 其产生于应变集中处。而对于光滑表面零件, 热疲劳裂纹易产生于温度高、温差大的部位。在这些部位首先产生多条微裂纹, 热疲劳裂纹发展极不规则, 呈跳跃式, 忽宽忽窄, 有时还会产生分支和二次裂纹, 裂纹多为沿晶开裂。热疲劳导致的断裂为脆性断裂, 在断裂部位附近有不明显或少量的塑性变形, 对于管子、管道等部件, 管壁温度循环变化引起材料的膨胀或收缩变形受到约束, 产生交变应力导致管材热疲劳, 属于低周疲劳。疲劳裂纹沿表面垂直受热方向扩展, 并向表面内纵深方向发展, 网状龟裂是热疲劳的特征之一。在开裂处并不发生管子胀粗及有明显的管壁减薄行为, 管子内外壁通常都覆盖较厚的氧化层。

4. 本次爆管原因的确定

综合对本文中关于低温过热器爆口的宏观形貌、化学成分、金相组织、断口微观形貌进行分析, 确定导致爆口产生的起因是长期局部过热产生的蠕变裂纹, 而管束内部的介质压力、内外壁的温差应力加之材质在长期高温条件导致材质劣化促进裂纹不断发展, 当裂纹发展到一定临近尺寸在管束内部压力的作用下最终发生爆管。

5. 分析与讨论

在本文中, 经过相关数据的分析最终确认导致低温过热器爆管发生的可能原因是长期过热蠕变断裂、短期过热蠕变断裂和热疲劳断裂。前文对爆管管束裂纹和爆口断口进行宏观和微观分析中提到, 裂纹主要是沿晶断裂, 爆口断面上可见蠕变空洞和裂纹, 断口宏观比较粗糙, 这些特征都与过热蠕变裂纹的特征相符。对其缺陷进行进一步分析, 本文讨论的爆口内外壁均存在纵向裂纹, 且爆口附近外壁存在很厚的氧化皮, 断裂部位壁厚减薄不明显, 管子发生少量的塑性变形, 这些特征说明该爆管管束发生爆管的原因是管束长期局部过热产生蠕变裂纹后, 管束受到内部的介质压力、内外壁的温差应力加之材质在长期高温条件发生材质劣化促使裂纹不断发展, 最终超过临近尺寸并在管束内部压力作用下发生爆管。

需要注意的是, 对曝管管束及其周围其它几根管束进行观察发现, 仅有该管束爆管处存在严重的氧化皮, 周围其它管束外壁都比较光滑。这一现象说明该低温过热器发生爆管事故仅是个例, 发生爆管的这根管束在运行过程中可能存在内部介质发生偏流、管子内部结垢、异物堵塞管束造成管束流通不畅以及在运行过程中该部位炉内热负荷偏高等。

结论及建议

本文对某石化公司热电厂锅炉车间低温过热器的爆管管束进行分多角度分析, 确定导致管束爆管产生的起因是该管束局部长期过热产生蠕变裂纹后不断发展并超过临界尺寸, 受到内部介质压力、内外壁的温差应力和材质劣化等因素影响最终发生爆管。造成局部长期过热的原因主要有炉膛内温度分布不均匀、管内介质存在偏流等, 管束内外壁的氧化层和局部结垢使得超温现象不断加剧。为了避免爆管事故的再次, 本文提出如下建议:

1.通过对燃烧火嘴进行调整改善烟气温度场, 使其趋于均匀, 进而减少管束局部过热的倾向;

2.增加炉内热电偶, 加强炉内温度监控, 做到及时调节;

3.对管束考虑采取定期红外热像监测, 及时发现管束局部过热区域;

4.加强对管束的定期宏观检查、检验工作, 及时发现存在表面氧化及壁厚减薄等缺陷的管束并采取有效措施。

参考文献

[1]吴连生.疲劳断裂失效显微形貌分析[J].理化检验-物理分册, 1996.

[2]李金桂等.腐蚀和腐蚀控制手册[M].北京:国防工业出版社, 1998.

[3]高文民.金相检验基本知识[M].中国铁道出版社出版, 1989.

[4]彭国达.锅炉屏式再热器TP304H管裂纹分析[J].华中电力, 2009.

[5]陈忠兵等.锅炉减温器喷水管失效原因分析[J].热力发电, 2013.

[6]吴连生, 计连宝等.管式加热炉炉管爆裂分析[J].理化检验-物理分册, 1998.

[7]黎小秋等.300MW电站锅炉后屏过热器爆管原因分析和对策[J].压力容器, 2012.

[8]蒋明星等.某锅炉减温器水管失效原因分析及预防对策[J].压力容器, 2010.

[9]符长璞等.20Cr11MoVNbNB钢蠕变孔洞及蠕变裂纹的研究[J].金属学报, 1997.

低温储罐失效分析 篇4

一、9Ni钢的组织性能

9Ni刚低温力学性能通常有其化学成分决定, 特别是其中Ni与C元素具备的含量。除此之外, 9Ni钢的韧性决定着钢的纯净度与微观组织[1]。同时含碳量能够在回火过程中减少马氏体中对于碳化物的析出, 从而改进低温韧性, 另外碳元素的含量要是过高就造成焊接性能与冷脆性能逐渐恶化, 所以在合金化时一定要严格控制好碳元素的含量, 使其可以保持在低含量范围之内。而镍的固溶作用, 在一定程度上加强了基体原有的交叉滑移能力, 从而降低间隙原子和位错的交互作用, 进一步提升材料的韧性, 改进了铁素体原有的低温韧性, 还可以降低脆性的转变温度, 锰元素能够高效地减小脆性的转变温度, 由于锰和镍相同, 可以让钢的相变温度在一定程度上下降, 这样就比较容易获得具有韧性的铁素体晶粒。减小碳元素含量与提升Mn/C比例, 能够获得比较低的脆性转变温度。而见底Si元素的含量也对影响着9Ni钢的低温韧性, 这样就需要控制Si元素的含量在0.05%上下, 才能够减小低回火的脆性与提升奥氏体基体敏感度以及提升热影响区与母材的低温韧性。如果Si元素的含量比较少, 还能够降低小P对低温韧性造成的影响。Ni主要是提升钢的强度, 并不会降低钢的塑性, 同时可以改进钢的低温韧性, 还具备铁素体良好的强化作用效果, 可是和Si以及Mn相比较作用效果并不明显。而Ni与Cr结合运用能够提升材料具备的淬透性, 产生的效果明显要比单独使用的效果要好的多。Nb作为细化晶粒中比较重要的元素, 特别是对奥氏体晶粒与结晶组织中细化作用。Si通常会起到固溶强化的作用, 但是其含量超出规定范围就会使钢不具备塑性与韧性。在9Ni钢中通常镍元素的含量会非常高, 这样在高温条件下就比较容易获取单相奥氏体, 经过淬火之后可以获取拥有高位错密度与形状为板条状的马氏体。

二、9Ni钢的焊接性能

1.9Ni钢的焊接性能分析

甲烷是LNG中最重要的组成部分, 其沸点大约在零下162摄氏度上线, 这样就需要可以保证其在非常低的温度下顺利工作的储罐材料, 可以在零下162摄氏度之下正常运用的材料只有9Ni钢与铝合金以及奥氏体不锈钢等[2]。而低温储罐逐渐地大型化, 使制造储罐的材料提出了非常高的要求, 比如说高强度与加工性好以及焊接性能好等诸多要求, 在此种高要求之下, 只有9Ni钢是比较经济的材料, 并且9Ni钢的运用温度可以到达零下196摄氏度。9Ni钢在进行电弧焊时, 其材料的选择一定要综合考虑。第一, 9Ni钢通常是用于制造低温设备的材料, 焊缝就一定要在非常低的温度下进行工作, 因此在选择焊接材料的过程中务必要考虑到焊缝的低温韧性。第二, 9Ni钢具有非常大的线膨胀系数, 其在零上20摄氏度至零下192摄氏度之间的线膨胀系数是8.05X10-6/℃。为了能够降低接头处的焊接应力, 在选取材料的过程中, 一定要让焊缝金属和母材的线膨胀系数比较接近, 不可以形成比较大的差异, 利用9Ni钢材料制造的低温设施在服役时一般会出现热胀冷缩现象, 并且母材与焊接的接头都要承受温度变化带来的严峻考验, 一旦焊接缝金属具备的热膨胀系数与9Ni钢具备的热膨胀系数出现明显差距, 比较高的热应力就会集中, 从而导致储罐的热疲劳与实效风险加大, 所以焊缝金属具备的热膨胀系数要接近9Ni钢具备的热膨胀系数[3]。

2.9Ni钢焊接工艺要点

为了避免9Ni钢在进行焊接时出现磁偏吹现象从而影响到焊缝的质量, 一定要运用对应的措施进行控制, 保证9Ni钢中没有磁性或者是把磁性尽量减小到最低水平[4]。为了可以减少现场施工周期, 可以从钢厂直接订购预制造焊接破口相关的定尺钢板;如果利用热切割的钢板边缘, 就一定要运用砂轮进行切割边缘的打磨, 以清除氧化膜与过热层;在焊接之前应该把坡口面与两侧的母材利用丙酮进行清理, 清除所有的油污;如果环境温度超出零上15摄氏度时, 焊接之前一般不需要进行预热, 当时空气中湿度比较大的时候, 焊接区域应该利用火焰将其加热到40至50摄氏度, 以能够去除钢板表面上的冷凝水。

结束语

尽管我国在2007年期间已经完成了9Ni钢国产化, 可是并没有在LNG的低温储罐中普遍运用, 与此同时还缺少成熟的运用经验。因此相关部门一定要加大对大型LNG低温储罐用9Ni钢的焊接技术与组织性能的研究力度, 从而为我国相关行业提供帮助。

摘要：近几年来, 我国各个领域都在推进与实施清洁能源发展战略, 液化天然气工业的快速发展, 对制造大型LNG低温储罐材料运用9Ni钢的焊接技术与组织性能的提出了比较高的要求。在我国, 这一材料与焊接技术大部分要依靠进口, 严重的制约着LNG工业的快速发展。此种情况下, 促进LNG设施的国产化已经成为我国现代化能源项目发展中亟须解决的问题。本文主要对大型LNG低温储罐运用9Ni钢的焊接技术以及组织性能进行分析。

关键词：LNG,9Ni,焊接技术,组织性能,低温储罐

参考文献

[1]曹金荣, 李国林, 常加贵, 等.我国LNG发展现状及拟建20万方装置的设想[J].油气田地面工程, 2011, 24 (2) :53—54.

常压低温乙烯储罐消防设计 篇5

本工程主要内容:2台20000 m3低温乙烯储罐、乙烯压缩、冷冻系统、液态乙烯卸船设施、乙烯汽化输出设施、汽车装卸设施、尾气焚烧系统,以及配套的公用工程。20000 m3低温乙烯储罐为立式、双壁保温罐,火灾危险性为甲A类。乙烯在储罐内的贮存条件为常压,-104 ℃,属于全冷冻式储罐。

2 冷却水系统冷却水量计算

《石油化工企业设计防火规范》(GB 50160-2008)第8.10.6条规定:全冷冻式液化烃储罐的固定消防冷却供水系统的设置应符合下列规定:1. 当单防罐外壁为钢制时,其消防用水量按着火罐和距着火罐1.5倍直径范围内邻近罐的固定消防冷却用水量及移动消防用水量之和计算[1]。

冷却水供给强度按规范如表1所列。

本工程以2个20000 m3低温乙烯罐的罐区进行计算(1个着火罐、1个邻近罐),计算结果见表2。

3 淋水方式的选择和布置

固定式消防冷却水系统的淋水形式有多种方法,各行各业存在不同作法,目前常用的三种固定式冷却水淋水形式为多孔管、水雾喷头和水幕喷头。各种形式分析比较见表3。

考虑节约投资,降低工程造价,施工方便的因素,因此,储罐顶部固定式冷却采用环形多孔管淋水法。如何计算开孔数量及确定开孔分布是决定均匀淋水及保证冷却水供给强度的关键。

根据伯努利方程,流体自小孔流出,其流速为:

$U=C{}_0\sqrt{\frac{2({\rm P}-{\rm P}{}_a)}{\rho }}$

式中:U——流体自小孔流出时的流速,m/s

P——管内流体的压强,Pa

Pa——外界大气压,Pa

ρ——流体密度,kg/m3

C0——孔流系数,一般在0.61～0.62之间

环管最不利点流体工作压力0.42 MPa,小孔直径ϕ5 mm,孔间距90～110 mm。根据罐顶冷却水量,孔口特性等参数,经计算后孔口布置见表4。

在计算出环管直径和开孔数量之后,合理地布置环管位置,确定开孔方向,才能保证罐顶冷却水的喷淋效果。

喷淋环管布置在储罐顶部,管中心到罐壁间距300～500 mm。为了平衡环管工作压力,均衡冷却水量,保证供水安全,供水竖管采用两条,对称布置。

为了使淋水分布均匀,不得留有盲区[2],并参考了国内外设计经验,采取在环管内外两侧开孔,为避免水流直击罐壁,外侧开孔方向见图1。考虑消防结束后,尽可能排空喷淋环管内的存水,在环管底部均匀地预留倒淋口,其数量根据环管长度确定。

4 材料的选取及安装

《石油化工企业设计防火规范》(GB 50160-2008)第8.4.5条规定:控制阀后及储罐上设置的消防冷却水管道应采用镀锌钢管[1]。这样可以解决控制阀至罐体上的直管段的防腐问题,但是罐顶上的环管防腐仍未彻底解决,罐顶上的喷淋环管均为弧形,环形管在现场弯制过程中,镀锌层会遭到破坏,环管钻孔时镀锌层也会遭到破坏。为此,设计要求甲方将详细设计图纸提供给消防设备制造厂,由其按图纸预制环管段,镀锌管弯制后二次镀锌。这样就解决了镀锌层被破坏的问题。

5 消防用水水源选择

低温常压储罐多建于沿海地区,在消防用水的水源选择上,有用淡水消防的,也有用海水消防的。对此,建议如下:

当所建装置附近淡水水源充足时,应优先考虑采用淡水,尤其是对于固定淋水装置,由于海水的腐蚀性,且消防淋水管平时空管,如果采用海水,管道腐蚀过快,需定期更换。在笔者调查过的工程中,多数采用淡水消防。

当所建装置附近淡水水源不足时,方可考虑采用海水消防,但平时宜用淡水保压。火灾结束后,再用淡水冲洗消防管道后用淡水保压以利再用,这样可减少海水对管道腐蚀而造成的损失。

6 防火堤高度的确定

在罐区的防火设计中,防火堤的作用非常重要。为确保事故时将流淌液体全部暂时保留于防火堤内,避免火灾蔓延,防火堤内的有效容积应能容纳罐组内最大储罐的物料。假如因此而增加防火堤的高度会带来如下不利因素:①会影响消防水炮的使用,影响灭火效果;②会增加防火堤的受压,从而增加大量投资。如果降低防火堤高度,就要增加罐组的占地面积,如何才能处理好防火堤的高度与占地面积之间的关系呢?建议按图1进行优化,并且Z值不应小于1.5 m,但是为了不影响消防水炮的使用及火情的发现,Z值不宜大于2.0 m,在Z值确定之后,X值便可根据储罐的大小和液面的高度进行确定。经计算,最终确定防火堤高度为1.8 m。

X应大于或等于Y和液面上蒸汽空间压力相当的液柱高度之和;

X为罐壁至围堤内堤脚线的距离;

Y为最高液面和围堤顶的高差

7 评 价

本工程于2010年5月一次性通过竣工验收,并获得消防部门和安全部门的批准,达到了预期要求,效果评价如下:

(1)满足《石油化工企业设计防火规范》(GB 50160-2008)的要求,达到了预期目的;

(2)技术先进,灭火效果可靠;

(3)施工方便,维护管理简单;

(4)工程造价较低,经济合理。

参考文献

[1]中华人民共和国住房和城乡建设部,中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局.GB50160-2008石油化工企业设计防火规范[S].北京:中国计划出版社,2009.

低温储罐自增压过程仿真研究 篇6

关键词：液化天然气储罐,自增压,仿真

0 引言

随着低温技术的发展,低温液体在新能源领域的应用日趋广泛,各行各业对储存和输送低温液体的低温容器的需求也不断增长,尤其在工业、农业、国防、科研和医疗方面更为明显。LNG储罐作为液化天然气的主要储存装置之一,是液化天然气产业链中重要的一环。天然气低温储罐内的液体向外排出的时候,需要储罐内部有一定的压力。为使其达到排液所需压力,必须对储罐进行增压。低温液体储罐加压排液,广泛应用于低温液体储存站、液氢加注站等。用气体挤压的方式将低温液体由储槽内向外供液,是目前普遍采用的一种加压方式。挤压用的气体可以是单独的外气源供给,也可以由储槽自备汽化器产生[1]。本文储罐采用后一种方式实现储罐内部增压。图1为其基本工作原理图。汽化器安装于储罐最低点,从而使液化天然气依靠自重注入汽化器实现热量交换。液化天然气在汽化器内汽化,返回至储罐气相空间[2,3]。

1 自增压模型

自增压过程是一个非常复杂的过程,包括了增压气体与容器内气体的混合过程、容器内气体气液界面及容器壁面上的传热传质过程、储罐外空间与储罐内流体的换热过程等,它们不仅是时间的函数,而且是三维空间的函数。除了低温容器内发生的一系列传热传质问题,低温液体在低温容器内的附属增压系统,如汽化器、增压管路中也将经历加热汽化和过热过程。此外增压管路的长度及流阻还影响储罐自增压速度的快慢以及增压回气流量的大小[4,5,6]。

鉴于自增压理论模型的复杂性,对其进行实际求解几乎是不可能的。目前自增压模型主要有整体模型和三区模型(分层模型)[7,8,9,10,11]。本文采用三区模型。

图2为自增压系统三区传热传质模型,即气腔气体、液腔主体以及气液界面温度梯度层。模型假设气腔气体与液腔主体液体温度均匀分布,由于气液界面温度梯度层非常薄,可以把气液界面假设成一层非常薄的液体,只考虑其存在,而不考虑其体积和质量,该薄层处于饱和状态,其饱和温度对应的饱和压力就是储罐的压力。因此相对于该饱和层,气腔气体处于过热状态,液腔主体液体处于过冷状态[12]。

2 数学模型的建立与求解

2.1 数学模型的建立

鉴于三区模型更接近于实际模型,本文采用三区模型对自增压过程进行建模求解。自增压程序流程图如图3所示。

(1)气腔气体质量守恒方程

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式中 Vg——气腔气体体积;qm,w——单位时间内在壁面上凝结的气体量;qm,f——单位时间内在气液界面上凝结的气体质量;qm,in——增压气体流量,为液面高度的与沿程流阻的函数,为求解方便,此处对模型进行了进一步简化,假设汽化器流阻所占比例恒定,其系数为ζ,则undefined。

(2)气腔内气体能量守恒方程

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式中 Tg——气腔气体温度;Ts——储罐压力对应的饱和气体温度;Fwg——气腔气体与容器内壁的接触面积;Ff——气液界面表面积;αwg——气腔气体与壁面冷凝液体膜对流换热表面传热系数;αf——气体与气液界面的对流换热系数;hin——增压气体比焓;h″s——饱和温度Ts下的饱和气体比焓。

(3)气腔壁面上气体冷凝质量

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式中 Twg——气腔壁面温度;z——界面坐标;Uw——界面湿度;δ——冷凝液体膜厚度;λ′s——冷凝膜热导率;rs——饱和温度Ts下的汽化潜热;αwg——气体与冷凝膜之间的表面对流换热系数。

层流:

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紊流:

Nu=0.10(Gr Pr)1/4,Gr Pr>109 (5)

定性尺寸为储罐内筒直径。

在本模型中认为气相空间的温度是一致的,同时为简化冷凝膜厚度的计算,假设在单位时间内在气相壁面上冷凝的液体是均匀的。即δ不随高度变化,δ=0.1205 Pr-0.5(2.14+Pr2/3)1/14Gr-1/14Dh[4,5],即

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(4)气液界面上气体冷凝量

单位时间内气体在气液界面上的冷凝量按下式计算

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式中 q′f——汽液界面向液体内部传递的热流,采用文献[4,5,6]提供的移动边界。

计算公式

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q″f——从气体向界面传递的热流,q″f=αfFf(Tg-Ts);αf——气体与气液界面之间的表面对流换热系数。

层流:

Nu=0.54(Gr Pr)1/4,105

紊流:

Nu=0.14(Gr Pr)1/3,2×107

定性尺寸为气液界面的水力直径。

因此

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(5)液体质量守恒方程

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(6)液体能量守恒方程

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式中 Tl——液腔液体温度;Twl——液腔壁面的温度;Fwl——液腔液体与容器内壁的接触面积;αwl——液腔液体与壁面间的对流换热系数,按式(4-10)、(4-11)计算;hout——排出液体比焓,等于液腔液体比焓,即hout=hl。

(7)体积守恒方程

V=Vg+Vl (13)

(8)气腔壁面能量方程

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式中 δw——储罐内壁的厚度;K——储罐绝热层有效传热系数,KF(Tamb-Ts)=Q,Q为许用漏热,计算得K=0.164 W/(m2·K)。

(9)液腔壁面能量方程

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2.2 结果分析

通过图4可以看出增压初始阶段储罐内压力迅速上升,随着增压过程的进行,其压力变化趋于平缓。这是由于增压初始阶段气腔气体质量较少,增压气体流量与气腔气体质量比值较大,随着增压过程的进行其比值逐渐减小,导致增压速度越来越慢。图5说明随着增压的进行,增压气体流量减小,即储罐内液位逐渐降低,由此可以推断储罐内不会发生液体体积膨胀的现象。

由图6 看出增压初始阶段气腔温度迅速上升,当其上升到182 K左右时趋于平缓,甚至存在小幅度下降的现象,这是由于随着增压过程的进行,压力的上升,气腔内气体与壁面饱和层和气液界面的传热传质逐渐增大,仅靠增压体导入的热量无法满足气腔气体温度的升高。图7表明自增压过程中储罐液腔液体温度变化很小,验证了图5液腔液体不会发生膨胀的解释。图8说明,在气腔体积增加一倍(φ1=0.8,φ2=0.6)的情况下,增压时间从φ1=0.8时的1 600 s左右,变为φ2时的4 600 s左右,即气腔体积增加一倍的前提下,增压时间大约增加为原来的三倍,这是由于在增压气体流量几乎不变的前提下,气腔内气体与壁面及气液界面的传热传质加强的缘故。说明传热传质对增压过程影响很大,间接说明了整体模型的局限性与粗糙性。

通过图9可得,增压气体温度由273 K变为293 K时,增压时间大约减少了350 s左右,其单位温度变化时间为350/(293-273)=17.5 s,而温度由273 K变为223 K,增压时间大约增加了一倍(1 600 s)左右,单位温度变化时间为1600/(273-223)=32 s,可以得出增压气体温度越高,增压时间减小,增压速率增加越快。

4 结论