3万m?LNG储罐穹顶施工阶段应力分析与测试
杨公升，张赵君，何建”，郑鑫
（1.海洋石油工程股份有限公司，天津300452；2.尔滨工程大学航天与建筑工程学院，黑龙江哈尔滨150001）
[摘要]以某3万mLNG储罐宫碳施工过程中的2个工况为例，基于大型有限元程序ANSYS，建立穹顶钢-混凝土行为，对组合结构在施工荷载作用下的应力和应变进行精细化有限元数值模拟.通过计算，给出弯顶钢-混凝土组 组合结构的整体模型，考虑混凝土分段浇筑过程中的罐体内部气压、吊顶荷载和结构自重作用，采用2种销钉受力合结构中钢构件和钢筋的应力分布规律，对弯碳环向和径向组合梁的受力机理进行分析探讨，并将数值计算结果与施工实测数据进行对比，验证了大型储罐弯顶ANSYS分析的可行性.
[关键词]钢结构；LNG储罐；弯顶；数值模拟；测试；施工技术
[中图分类号]TU745.2
[文献标识码]A[文章编号]1002-8498（2016）14-0100-05
Stress Analysis and Test of the 30 000m² LNG Storage Tank Dome at ConstructionStage
( 1. Ofshore Oil Engineering Co. Iad. Tionjin 300452 Chine ; 2. College af Aerospace and CisilEngineering Hfarbin Engineering Universty Harbin Ffeilongjing 15001 China)
Yang Gongsheng' Zhang Zhaojun' He Jian² Zheng Xin²
Abstract :Taking two working conditions of a 30 000m*LNG tank dome for example based on the largefinite element program ANSYS the integral moxdel of the dome-steel and concrete posite structure wasestablished. Considering the pouring process of the air pressure inside the tank suspended load and thethe stress and strain is carried out for posite structure under construction loads. Through the weight of the concrete segment taking two forced methods of pin finite element numerical simulation ofaaouoo pue paps-amop aq u pap pue suqua aas jo uonqnsp ssans jo kiuenau aq * uogenoeaposite structure are given. The force mechanism of the radial posite beam and the dome isanalyzed and discussed. Besides the numerical results are pared with the measured data ofconstruction which verifies the feasibility of large storage tank dome analysis by ANSYS.
Key words ;steel structures; LNG storage tank ; domes; simulation; testing; construction
和钢筋的应力分布规律，为更好地揭示储罐弯顶钢
0引言
立掌握大型ING储罐技术迫在眉睫，因此拥有完全工因素进行宫顶组合结构的优化设计提供参考.我国国民经济的发展具有重大的战略意义和经济意义.本文以某3万㎡LNG储罐穹顶施工过程的某2种工况为例，基于大型有限元程序ANSYS，建立穹顶钢-混凝土组合结构整体化模型，对组合结构 在施工荷载作用下的应力和应变进行精细化有限元数值模拟分析，并将数值计算结果与施工实测数据进行对比，分析穹顶钢-混凝土组合结构中钢构件
自主知识产权的大型LNG储罐设计和建造技术，对1工程背景
1.1工程概况
某3万mLNG储罐球形穹顶跨度48.700m，矢高6.697m，穹顶顶部距地面32.697m.如图1所 示，储罐穹顶下层网壳内2周径向均布36根H型钢梁，径向梁之间圆心角间隔10°；内3-7圈径向均布72根H型钢梁，径向梁之间圆心角间隔5°；中心环内部布置4根井字梁，中心环井字梁、中心环梁 和内2圈环梁均为H型钢梁；内3-6圈环梁为倒L形等边角钢梁，各构件尺寸如表1所示.
穹顶下层网壳焊接到罐壁顶部预理的抗压环
1.2储罐穹顶施工测试
2有限元数值分析
2.1模型建立
图1穹顶下层网壳构件布置
Fig. 1 Layout of shell ponents in lower dome
表1穹顶下层网壳构件截面尺寸
Table 1 Section size of shell ponents in lower dome
名称 截面形式 截面尺寸中心环井字梁 径向梁 H型 H型 HW175 × 175 ×7. 5 ×11 HW300 ×300 × 10 × 15内2圈环梁 中心环梁 H型 H型 HW175 ×175 ×7. 5 ×11 HW300 ×300 × 10 × 15内3~6图环梁 例L型 1.160 × 160 × 12
上，顶面整体焊接5mm厚钢衬板：钢衬板上为现浇钢筋混凝土层，中心区域400mm厚，从距离支座边缘约1.5m处开始急剧变厚，边缘最厚处约1000mm：钢筋混凝土和钢衬板之间通过钢衬板上 密集焊接的销钉连接.
LNG储罐穹顶施工分为钢结构和钢筋混凝土结构（混凝土分4次浇筑）2大施工过程.钢结构施 工主要包括穹顶下层网壳顶升、保压焊接和卸压阶段：钢筋混凝土施工主要由内7圈到中心环的4次混凝土浇筑以及罐体卸压阶段组成.
为准确获得储罐穹顶在下层网壳顶升以及混凝土分段浇筑等各阶段中的应力水平和分布规律， 施工过程中采用改进型应力测试技术，对各施工阶段网壳和混凝土中钢筋的应力进行实时测试.
网壳钢结构径向布置测点24个，环向布置测点6个，共计30个.钢筋混凝土壳中的钢筋布置测点22个，测点布置如图2所示.
根据LNG储罐穹顶的施工顺序，施工测试的主要范围和内容如下：①顶升过程中网壳钢结构应力：2钢网壳焊接固定后、混凝土浇筑前保压阶段网壳钢结构应力：③钢筋混凝土分段浇筑过程中（分4段4次浇筑）穹顶钢结构和钢筋应力：④全部 混凝土浇筑完毕并达到设计强度后，宫顶钢结构和钢筋应力.
由于篇幅限制，本文仅对穹顶混凝土第1次浇筑结束（工况1）和全部混凝土浇筑完毕并达到设计 强度（工况2）2种工况进行数值计算分析.
由于工艺需要，在穹顶为管道开设孔润.由于
2.2单元类型及材料参数
2.3销钉的处理措施
图2测点布置
Fig. 2 Layout of measuring points
孔润并不打断宫顶钢梁，只穿过钢衬板，并且钢衬板开孔处设置加强板，混凝土开孔处设置附加钢筋限元数值模拟中也不考虑孔润. 及管嘴护管，因此忽略孔润对穹顶受力的影响，有
从距穹顶边缘约1.5m处混凝土壳厚度急剧变大，为简化有限元模型，建模时统一取混凝土厚度为400mm
交，保证施工质量，该区域钢筋采用正交布置方式： 为避免内2圈区域钢筋在中心环梁处集中相内3-7圈采用径环向布置.为方便建模，采用强度等效原则，将内2圈钢筋变换为径环向布置.
通过把梁单元截面节点移至上表面，板单元截面节 钢梁上翼缘与钢板下表面焊接，可视为刚接.点移至下表面来实现共节点.宫顶有限元模型如图3所示.
Fig. 3 Shell finite element model in the lower dome 图3穹顶下层网壳有限元模型
混凝土采用solid186单元，钢筋采用link180单元，混凝土与钢架之间的钢衬板采用shell181单元，最下层的型钢梁采用beaml88单元.混凝土和钢筋材料参数如表2和表3所示.
钢筋混凝土与下部网壳结构通过销钉连接，真实模拟销钉的力学行为是比较困难的，由于本文在计算时仅考虑施工荷载（自重），结构工作应力水平
3数值计算与结果分析
3.1计算条件
3.1.1工况1
3.1.2工况2
表2混凝土材料参数
Table 2 Concrete material parameters
混凝土强度等级 G50 C30抗压强度标准值/（Nmm²） 弹性模量/(Nmm~ ²) 3. 45 × 10* 32. 4 3. 00 × 10* 20.1泊松比 0. 2 0.2
表3钢筋材料参数
Table 3 Steel material parameters
钢筋类型 HRB400抗拉强度标准值/（Nmm²） 400弹性模量/(Nmm²) 治松比 2. 00 × 10 0.3
较低，实测数据也表明材料应力基本处于线弹性范围内，上层混凝土壳和下层钢网壳之间黏结应力也较小.
销钉的主要作用是传递上下层结构间的剪力，使其共同工作3，因此有限元计算时上下层结构单元间采用绑定接触行为方式，使结构之间无滑移.为对比上下层之间黏结滑移的影响，工况2计算分析时增加一种模拟方法，即上下层结构单元 采用不分离接触行为，只传递法向力，不传递切向力，结构之间有滑移-，对2种销钉模拟方法的计算结果进行对比.
采用大型ANSYS15.0进行有限元数值计算.
由于本工况只有内7圈区域浇筑混凝土，单元数量不多，因此建立整体模型.
强度可达到设计强度的60%-80%，按C30混凝土 1）根据实测数据，第1次浇筑结束后，混凝土计算.
2）下层网壳结构边缘与罐壁的抗压环通过抗剪螺柱连接，上层钢筋混凝土壳和罐体整体浇筑， 钢网壳支座和钢筋混凝土支座约束形式均采用固接约束.
3）根据现场实测数据，罐体内部气压按5.5×10MPa施加，穹顶结构仅考虑自重.
由于本工况混凝土单元数量大大增加，为降低计算工作量，提高效率，因此建立1/4模型.
1）混凝土浇筑完成后经过一段时间达到设计强度C50，此时罐体内部无气压.
2）钢网壳支座和钢筋混凝土宫顶支座约束采用固接约束.1/4模型外边缘采用对称边界条件，即平面外平动及平面内转动设置为0.
3）考虑竖向吊顶荷载1.5×10MPa（换算为
均布荷载），穹顶结构仅考虑自重.
3.2结果分析
3.2.1钢梁应力分析
可以看出：①工况1径向梁拉应力最大值为30.46MPa，出现在内6圈环梁交接处下翼缘，对应上翼缘压应力值约为3.00MPa（见图4a）：径向梁压应力最大值为20.82MPa，出现在最外圈支座处下翼 缘，对应上翼缘拉应力值约为8.00MPa（见图4a）.②工况2径向梁拉应力最大值为39.00MPa（上层混凝土受压），出现在最外圈梁上翼缘，对应下翼缘为压应力，也是最大值，为98.00MPa（见图4b）.说 明此截面可能承受最大负弯矩作用，使得截面上部受拉，下部受压.
Fig. 4 Stress distribution along radial steel beam 图4沿环向钢梁应力分布
由计算分析可知：①工况1同一道环梁沿圆周方向各截面的应力水平及分布基本相同.环向梁拉应力最大值为20.00MPa，出现在中心环梁下翼缘，对应上翼缘也是拉应力，数值约为10.00MPa；环向梁压应力最大值为10.00MPa，出现在内6圈环梁 下翼缘，对应上翼缘也是压应力，数值约为10.00MPa.可以看出，从中心到边缘，环向梁由受拉转向受压，而且越靠近边缘，环向梁越接近理想的轴心受力状态（内7圈区域有钢筋混凝土）.② 工况2同一道环梁沿圆周方向各截面的应力水平及分布基本相同.环向梁压应力最大值为30.00MPa，出现在中心环梁下翼缘，对应上翼缘也是压应力，数值约为30.00MPa；环向梁压应力最小值为6.00MPa，出现在内4-6圈环梁下翼缘，对应 上翼缘也是压应力，数值约为6.00MPa.可以看出，环向梁全部受压，每一环梁压应力基本相同，从中心到边缘，环向梁压应力逐渐减小，因此环向梁可
视为理想的轴心受压.
3.2.2穹顶变形
沿径向分布如图5所示.可以看出：①工况1未 选取与中心环梁相连的一根径向梁，截面应力浇筑混凝土区域全截面受拉，浇筑混凝土区域（内7圈）上翼缘受拉，下翼缘受压：靠近中心环处下翼缘拉应力值大于上翼缘拉应力值，中间部位下翼缘拉应力值小于上翼缘拉应力值，边缘部位下翼缘压应 力为20.82MPa，上翼缘拉应力约8.00MPa.②工况2除内7圈区域外，径向钢梁截面上、下翼缘均为受压状态，且压应力数值基本相等：内7圈区域钢梁力约98.00MPa. 上翼缘受拉，拉应力约39.00MPa；下翼缘受压，压应
图5截面应力（单位：MPa）Fig. 5 Section stress( unit : MPa)
由图5可以看出：①工况1对于截面对称H型钢梁，虽然应力水平处于线弹性范围内，但上、下 翼缘的应力数值不一致，尤其对于边缘部位截面钢梁的中性轴上移情况，这就说明上层钢筋混凝土壳的存在影响了组合结构截面的应力分布：②工况2
内7圈区域的截面承受弯矩和压力的共同作用，钢梁截面中性轴上移；其他区域截面以轴心受压为 主，中性轴上移不明显.可以看出，上层钢筋混凝土壳的存在能够影响组合结构截面的应力分布，上层钢筋混凝土壳和下层钢网壳形成一个整体共同抵抗外荷载.
由计算分析可知：①工况1由于内部气压较大，没有浇筑混凝土的区域钢梁产生向上的反拱变形，最大值约为3.8mm；浇筑混凝土的内7圈区域，穹顶产生向下的应变，最大值约为1mm（见图6a）；由穹顶边缘至穹顶中心，穹顶竖向应变先增大后减 小（见图6a）.②工况2考虑宫顶结构自重和吊顶荷载作用，穹顶产生整体向下的应变，最大值约为1.64mm：由穹顶边缘至穹顶中心，穹顶竖向应变
逐渐变大（见图6b）.
图6沿径向钢梁应变Fig. 6 Strain along the radial steel beam
3.2.3销钉模拟方式对比
为确定穹顶钢衬板上销钉受力行为的合理模拟方式，在工况2下采用绑定接触行为和不分离接触行为2种模拟方法进行数值计算.采用绑定约束 行为时穹顶混凝土壳中钢筋拉应力最大值约为6.00MPa，采用不分离接触行为拉应力最大值约为5.10MPa，两者相对误差在20%以内，由此可以认为当结构应力水平较低（线弹性范围内）时，对储罐钢-混凝土组合结构穹顶进行有限元数值计算时，采 用绑定约束行为还是不分离约束行为方法对结果影响不大.
4数值计算结果与实测结果对比分析
为验证ANSYS有限元程序进行穹顶组合结构受力分析的合理性和精度，更好地揭示储罐穹顶钢- 混凝土组合结构的共同受力机理，将数值计算结果与施工实测数据进行对比.
4.1工况1
据进行对比，其中W3，W4，W8，W23，W24实测点损 工况1下，ANSYS数值计算结果与施工实测数坏，没有数据，ANSYS数值计算数据取自钢梁上翼缘表面，结论如下.
1）除W2和W9实测点外，其他W1，W5，W6，W7，W8等点实测数据与ANSYS计算数据相对误差要求. 在30%-50%，吻合较好，计算精度能够满足工程
2）实测点W2点应力值为-50MPa，ANSYS计算数值为-5MPa，二者相差较大；实测点W9点应
力值为-25MPa（压），而ANSYS计算数值为10MPa（拉），数值计算结果与实测数据差别很大.
1）采用大型有限元程序ANSYS对大型LNG储罐穹顶钢-混凝土组合结构进行数值分析计算是可 行的，计算数据与施工实测数据相比在误差允许范围内，精度满足工程要求.
4.2工况2
工况2下，ANSYS数值计算结果与施工实测数据进行对比，其中W2，W3，W7，W8，W23，W24实测点损坏，没有数据，ANSYS数值计算数据取自钢梁上翼缘表面，结论如下.
2）上层钢筋混凝土壳与下层钢网壳结构通过销钉连接，计算分析表明，在结构应力水平较低（线弹性范围）时采用绑定约束行为还是不分离约束行 为来模拟销钉，对计算结果影响不大.
1）除W9，W10，W17，W21，W22实测点外，其他W1 W4，W5，W6，W7，W8等点实测数据与ANSYS计算数据相对误差在30%-70%，吻合得较好，计算精度满足工程要求.
3）分析表明，工况1下同一道环向梁全截面受力基本相同，靠近穹顶边缘部接近理想的轴心受压：径向梁未浇筑混凝土部位接近于轴心受拉，面 浇筑混凝土的部位则与受弯构件类似；工况2下同一道环向梁全截面受力相同，可视为理想的轴心受压，面径向梁在中心区域以全截面受压为主，在边缘部位以压弯构件形式受力为主.
2）实测点W9点应力值为80MPa，ANSYS计算数值为-10MPa；实测点W10点应力值为150MPa，ANSYS计算数值为39MPa；实测点W17点应力值为120MPa ANSYS计算数值为-8MPa；实测点W21点应力值为45MPa，ANSYS计算数值为-8MPa；实 测点W22点应力值为35MPa，ANSYS计算数值为-8MPa；ANSYS计算结果与实测数据相比在误差允许范围内.
下层钢网壳形成一个组合截面共同承受外荷载，上 4）从数值计算分析可以看出，上层混凝土壳与层混凝土壳的厚度对截面的应力分布影响是较大的.混凝土壳厚度变化对整个穹顶受力的影响是后续穹顶钢-混凝土组合结构优化研究的重要内容.
4.3原因分析
数值计算结果与实测结果差别较大的原因是多方面的，也是比较复杂的.从设计、施工、测试以及工程环境等方面综合分析，主要原因有5个方面.
参考文献：
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1）测点附近可能存在工艺孔润等引起的应力集中现象，面在有限元计算中未考虑开孔问题.
2）数值计算时穹顶与罐壁间为理想的固定刚接，而实际工程中支座不可能实现理想刚接，支座约束旋转等会引起内力重分布.
有限元计算假定为等厚，对局部计算结果有影响. 3）穹顶边缘区域混凝土壳较厚，自重较大，面
4）穹顶混凝土分4段、4次浇筑，罐内有变化的气压，每次浇筑都会引起穹顶结构内产生应力和应变，而有限元分析中上次混凝土浇筑引起的结构应力和应变在下次混凝土浇筑后计算时是无法考虑 的，因此这种应力和应变的矢量叠加使测试结果和计算结果具有离散性.
建设特色小镇将是三、四线城市去库存有效途径
针对当前楼市去库存现状，全联房地产商会创会会长聂梅生、华夏新供给经济学研究院院长贾康等专家此间在博整21世纪房地产论坛上表示，应该以 “良性、健康“的方式推动楼市去库存，而目前三四线城市库存单纯靠商业市场无法解决，需要全局政策杠杆配套.对于人口流人缓慢甚至是人口净流出的小城市，特色小镇、宜居小镇建设将成为化解库存的一个良方.这种特色规划有3大益处：①可以成为当地 居民明显提升生活质量的去处：②可以结合目前提倡的农民工去库存大环境，为部分农民工提供住所；③能够吸引周边城市改善人群前来置业投资.
5）混凝土的收缩徐变以及外界环境温度、湿度变化等引起结构内部的应力集中或应力重分布，都 会对测试结果产生影响，使测试结果与计算结果离散性较大.
5结语
本文基于大型有限元程序ANSYS，以某3万mLNG储罐穹顶施工过程中的2种工况为例，对穹 顶钢-混凝土组合结构在施工荷载作用下的应力和应变进行精细化有限元数值模拟，并将数值计算结果与施工实测数据进行对比.
