翟希梅，高 嵩，范 峰

（哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，150090哈爾濱）

低溫下LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的靜力性能分析

翟希梅，高 嵩，范 峰

（哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，150090哈爾濱）

以160 000 m3液化天然氣LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐為研究對(duì)象，借助ANSYS有限元，針對(duì)LNG低溫液體發(fā)生泄漏時(shí)，在低溫作用下的受力與變形性能展開模擬研究，獲得了穩(wěn)態(tài)對(duì)流換熱條件下的溫度場(chǎng)及其溫度應(yīng)力分布.采用熱-固耦合分析方法，將低溫液體作用下的混凝土外罐罐壁處的溫度應(yīng)力與其他靜力荷載作用下的內(nèi)力進(jìn)行了不同工況下的內(nèi)力組合，確定了結(jié)構(gòu)的最不利內(nèi)力包絡(luò)圖，并以此為依據(jù)對(duì)LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐罐壁進(jìn)行了預(yù)應(yīng)力鋼筋的配筋計(jì)算與布置.研究結(jié)果表明：低溫液體下產(chǎn)生的溫度應(yīng)力使LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐發(fā)生整體向內(nèi)收縮變形的趨勢(shì)；罐內(nèi)液體壓力對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)力及變形起主導(dǎo)作用；滿液位泄露時(shí)LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的薄弱部位位于距底板約10 m高度處.

LNG儲(chǔ)罐；溫度場(chǎng)；泄露；低溫；有限元分析

液化天然氣LNG（liquefied natural gas）儲(chǔ)罐一旦發(fā)生低溫液體泄漏，將帶來(lái)巨大的財(cái)產(chǎn)損失及環(huán)境危害，因此，針對(duì)內(nèi)罐發(fā)生泄漏情況下，低溫液體對(duì)LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐受力與變形性能的的研究具有實(shí)際工程意義.

目前，國(guó)內(nèi)、外對(duì)于低溫下LNG預(yù)應(yīng)力儲(chǔ)罐的研究尚處于起步階段.蘇娟等［1］對(duì)在泄漏工況下LNG預(yù)應(yīng)力混凝土儲(chǔ)罐的溫度場(chǎng)進(jìn)行了瞬態(tài)分析，得出了低溫作用下，承臺(tái)、罐頂與罐壁連接區(qū)域會(huì)產(chǎn)生較大負(fù)彎矩和軸力，提出了通過(guò)配置預(yù)應(yīng)力鋼筋、增大該處截面面積等方法以增大剛度和在結(jié)構(gòu)底部設(shè)置熱保護(hù)角的解決措施，但采用的是二維模型；張?jiān)品宓龋?］采用附加質(zhì)量法對(duì)內(nèi)罐泄漏條件下的LNG儲(chǔ)罐外罐進(jìn)行了模態(tài)分析；王偉玲［3］將常溫荷載作用下50 000 m3預(yù)應(yīng)力混凝土儲(chǔ)罐的力學(xué)性能和超低溫作用下結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，在不同工況下進(jìn)行了比較分析，但其有限元模型將底板和樁全部簡(jiǎn)化，將混凝土外罐按固定約束進(jìn)行簡(jiǎn)化.另外，上述文獻(xiàn)中均未考慮環(huán)梁和扶壁柱對(duì)結(jié)構(gòu)的受力影響.

本文以160 000 m3LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐為研究對(duì)象，考慮內(nèi)罐中低溫液體泄漏情況下，LNG液體（-162℃）直接接觸混凝土外罐，將對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土外罐產(chǎn)生內(nèi)力及變形的影響，主要研究?jī)?nèi)容包括:1）LNG混凝土外罐精細(xì)化有限元模型的建立；2）獲得低溫下混凝土外罐的溫度場(chǎng)分布；3）確定罐壁厚度方向上隨溫度變化的材料本構(gòu)關(guān)系，并進(jìn)行不同工況組合下的結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析；4）罐壁預(yù)應(yīng)力鋼筋的布置.

1 有限元模型的建立

1.1 工程概況

本文以160 000 m3LNG儲(chǔ)罐工程為研究對(duì)象，該儲(chǔ)罐屬于地上式全容罐，要求在-162℃的低溫條件下儲(chǔ)存LNG液體，并能承受23 000 Pa氣壓.儲(chǔ)罐內(nèi)直徑82 m，外直徑83.6 m，壁厚800 mm，內(nèi)壁高度38.55 m，穹頂半徑41 m，矢高10.98 m，穹頂厚度600 mm，底板厚度900 mm，半徑44 m，基礎(chǔ)為樁基礎(chǔ).環(huán)梁截面厚度1.05 m.沿罐壁每隔90°設(shè)置扶壁柱，扶壁柱截面尺寸4.4 m ×1.4 m，LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐剖面見圖1.

圖1 LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐結(jié)構(gòu)剖面

儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)采用C40混凝土，鋼筋布置采用普通鋼筋與后張法有粘結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼筋結(jié)合的形式.預(yù)應(yīng)力筋采用270級(jí)鋼絞線，強(qiáng)度1 860 N／mm2，直徑15.2 mm，非預(yù)應(yīng)力鋼筋采用HRB400級(jí)普通鋼筋.

1.2 混凝土外罐模型的建立

由于LNG罐壁混凝土外罐的高度及直徑尺寸較大，厚度方向尺寸相對(duì)較?。?.8 m），因此本文選用殼單元進(jìn)行分析，采用shell131作為熱分析單元，shell181作為對(duì)應(yīng)的結(jié)構(gòu)分析單元.綜合計(jì)算速度和精度，選取網(wǎng)格劃分大小為豎向61段（每段為0.63 m），環(huán)向75段（每段為0.87 m），罐底和罐頂徑向60段（每段為0.69 m），采用四邊形劃分方式.厚度方向上均分為八層.

按照樁基礎(chǔ)的實(shí)際位置，在底部樁位處施加了固定約束.由于靜力作用下儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)和荷載具有對(duì)稱性，為減少計(jì)算量及運(yùn)算時(shí)間，本文取外罐的1／4進(jìn)行建模，沿罐壁高度采用對(duì)稱處理，以消除切向位移，有限元模型見圖2.

圖2 LNG儲(chǔ)罐有限元模型

1.3 LNG罐壁厚度

為考慮環(huán)向非預(yù)應(yīng)力鋼筋以及預(yù)應(yīng)力孔道對(duì)混凝土儲(chǔ)罐受力的影響，本文根據(jù)混凝土與鋼筋變形協(xié)調(diào)原則，將實(shí)際罐壁截面進(jìn)行等效換算:

換算后的混凝土外罐壁厚為

式中:B為換算后的混凝土儲(chǔ)罐壁厚；h為混凝土外罐高度；b為換算前混凝土儲(chǔ)罐的壁厚，為800 mm；ρ為環(huán)向非預(yù)應(yīng)力鋼筋配筋率；Es為非預(yù)應(yīng)力鋼筋彈性模量，取2.0×105MPa；Ec為混凝土的彈性模量，取3.25×104MPa；n為沿豎向1 m內(nèi)平均的預(yù)應(yīng)力預(yù)留孔洞個(gè)數(shù)；r為預(yù)應(yīng)力鋼筋預(yù)留孔洞半徑，取100 mm.

由于沿罐壁高度方向，環(huán)向非預(yù)應(yīng)力鋼筋的配筋率及預(yù)應(yīng)力鋼筋的孔道數(shù)量不同，大致分為罐壁頂部、罐壁中部和罐壁底部3種情況，換算后的混凝土罐壁厚度見表1.

表1 混凝土罐壁厚度

表1結(jié)果顯示，非預(yù)應(yīng)力鋼筋及孔道對(duì)LNG罐壁厚度影響很小，折算后的厚度變化范圍在1.2%以內(nèi)，因此，可忽略不計(jì)兩者的影響，有限元建模時(shí)仍取罐壁厚度800 mm.

2 獲得溫度場(chǎng)

本文中設(shè)定直接與儲(chǔ)罐內(nèi)壁接觸的液體溫度為-162℃，室外空氣溫度為40℃，忽略混凝土儲(chǔ)罐與鋼制內(nèi)罐間保溫層作用和由于換熱引起的液體溫度變化，即液體溫度處于穩(wěn)定狀態(tài)，恒為-162℃，因此，有限元分析時(shí)，外罐內(nèi)壁的環(huán)境溫度設(shè)置為-162℃，儲(chǔ)罐外壁的環(huán)境溫度設(shè)置為40℃.

本文邊界條件為對(duì)流換熱，空氣對(duì)混凝土的對(duì)流換熱系數(shù)取32.55 W／（m2·K）［4］，LNG對(duì)混凝土的對(duì)流換熱系數(shù)取150 W／（m2·K）［5］，C40混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)取1.74 W／（m·K）.有限元獲得的溫度場(chǎng)結(jié)果見圖3.

圖3 結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)分布

圖3表明，由罐內(nèi)低溫液體引起的結(jié)構(gòu)溫度變化，在罐壁、環(huán)梁、壁柱及底板厚度方向呈均勻、線性變化規(guī)律.但因底板外邊緣上、下兩面均接觸空氣，因此在厚度方向上未發(fā)生變化.

3 低溫下結(jié)構(gòu)的非線性分析

3.1 混凝土的本構(gòu)關(guān)系

低溫作用下混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系將發(fā)生變化，本文采用不帶下降段的多線性等向強(qiáng)化模型來(lái)定義［6-8］，即GB50010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［9］建議的公式，上升段為二次拋物線，之后為一水平直線段，有限元計(jì)算時(shí)，取混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值fcm．

3.2 隨溫度變化的材料參數(shù)的確定

殼單元層結(jié)構(gòu)示意見圖4，本文采用的8層殼單元可提取17個(gè)位置的溫度值，以殼單元每層中心位置處的溫度值來(lái)表示整個(gè)層的溫度.例如: layer 1層的溫度值均視為TE2處的溫度值.

圖4 8層殼單元層結(jié)構(gòu)示意

混凝土各項(xiàng)參數(shù)指標(biāo)隨溫度和相對(duì)濕度變化很大，相對(duì)濕度50%下混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值和線膨脹系數(shù)隨溫度變化曲線見圖5、6［10-12］.

圖5 立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值隨溫度變化曲線

圖6 混凝土線膨脹系數(shù)隨溫度變化曲線

將圖5、6數(shù)據(jù)代入文獻(xiàn)［9］建議的本構(gòu)關(guān)系表達(dá)式中，分別得到罐壁處、環(huán)梁及扶壁柱處的混凝土本構(gòu)關(guān)系曲線，見圖7，圖中各溫度點(diǎn)取值位置為殼單元分層后各層中心點(diǎn)處的溫度值.

圖7 不同溫度下混凝土本構(gòu)關(guān)系曲線

3.3 溫度應(yīng)力作用下外罐的有限元分析

獲得結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)后，首先將有限元模型的shell131熱單元轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)分析單元shell181，并讀取熱分析結(jié)果中的?.rth文件，以獲得單元溫度載荷（溫度應(yīng)力）.

溫度應(yīng)力作用下，預(yù)應(yīng)力LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的變形圖、位移云圖和徑向位移見圖8～10，圖中正值表示徑向位移向罐外方向，負(fù)值為向罐內(nèi)方向.由圖8～10可知，低溫液體泄露后，在溫度應(yīng)力作用下，罐壁整體向罐內(nèi)方向，穹頂向下方向產(chǎn)生位移.由于罐底部底板對(duì)罐壁約束作用較強(qiáng)，此處徑向位移較??；隨著高度的增大，外壁罐壁及扶壁柱處的徑向位移隨之增大；罐壁處，10～35 m范圍內(nèi)徑向位移數(shù)值基本相同；扶壁柱處的徑向位移始終小于罐壁處位移，并在頂部?jī)烧哌_(dá)到各自徑向位移的最大值，均為-1.01 mm.總體而言，環(huán)梁處位移較大，這是由于環(huán)梁沿厚度方向尺寸較罐壁大，其內(nèi)外壁溫差明顯，從而產(chǎn)生了較大的變形.而扶壁柱雖然厚度方向尺寸大，所產(chǎn)生的溫度應(yīng)力大，但其剛度大的特性起主導(dǎo)因素，因此變形相對(duì)罐壁較小.

圖8 溫度應(yīng)力作用下的變形圖

圖9 溫度應(yīng)力作用下的總位移云圖

圖10 溫度應(yīng)力作用下的徑向位移

溫度應(yīng)力作用下，預(yù)應(yīng)力LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐罐壁的環(huán)向應(yīng)力見圖11.罐壁外表面在整個(gè)高度方向上均受壓，底部壓應(yīng)力較小，中部壓應(yīng)力穩(wěn)定在-2.30 MPa左右，罐壁頂部壓應(yīng)力最大，為-2.73 MPa.罐壁內(nèi)表面應(yīng)力曲線變化趨勢(shì)與外表面相近，但環(huán)向應(yīng)力除在罐頂部為壓應(yīng)力外，其他位置皆為受拉狀態(tài).罐頂最大壓應(yīng)力值為-0.52 MPa，最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在距罐底0.96 m處，為1.21 MPa.

圖11 溫度應(yīng)力作用下的環(huán)向應(yīng)力

3.4 荷載組合作用下外罐的有限元分析

頂部壓力:在穹頂處存在均布豎向荷載，荷載值為1 200 N／m2；

罐內(nèi)氣壓:在罐內(nèi)存在作用于罐壁（包括穹頂和罐壁），氣壓均勻，設(shè)計(jì)值為23 000 Pa；

罐內(nèi)液壓:液體密度ρ=480 kg／m3，滿液泄漏液位為33.4 m.本文考慮了5種典型荷載工況的組合:

工況1:重力作用

工況2:重力+頂部荷載

工況3:重力+頂部荷載+液壓（滿液狀態(tài)）

工況4:重力+頂部荷載+液壓（滿液狀態(tài)）+氣壓

工況5:重力+頂部荷載+液壓（滿液狀態(tài)）+氣壓+溫度應(yīng)力

各工況下罐壁的徑向位移和罐壁內(nèi)外兩側(cè)（外壁及內(nèi)壁）的環(huán)向應(yīng)力見圖12，由于罐壁內(nèi)外兩側(cè)的徑向位移相等，因此圖12中給出的各工況下徑向位移皆為罐壁外側(cè)處（外壁）結(jié)果.

由圖12（a）、（b）、（c）、（d）可知，工況1、2的徑向位移與內(nèi)外壁環(huán)向應(yīng)力基本相同.作用于穹頂部的均布荷載相對(duì)結(jié)構(gòu)自重很小，使徑向位移及環(huán)向拉應(yīng)力增大，最大徑向位移及罐頂最大拉應(yīng)力的增量?jī)H占自重與頂部荷載共同作用下（即工況2）效應(yīng)的6.7%（徑向位移）及6.8%（環(huán)向拉應(yīng)力）.因此，頂部荷載對(duì)罐壁的變形和徑向位移的影響并不大.

由于液壓的存在，工況3的徑向位移與環(huán)向應(yīng)力曲線形狀，與工況2發(fā)生了明顯改變.由圖12（e）可知，高度30 m以下的徑向位移曲線與僅在液壓作用時(shí)結(jié)果基本相同，說(shuō)明變形主要由液壓導(dǎo)致；33.4 m到罐頂處（38.55 m）由于不存在液體，因此徑向位移逐漸增大，變形主要由穹頂?shù)淖灾睾晚敳亢奢d控制.圖12（f）中內(nèi)、外壁環(huán)向應(yīng)力變化趨勢(shì)與圖12（e）位移具有相似的結(jié)論.

圖12 各工況下的徑向位移及環(huán)向應(yīng)力

由圖12（g）可知，與工況3相比，工況4由于罐內(nèi)氣壓的存在，罐壁頂部附近（30 m）徑向位移不再隨高度增加而逐漸增大，而是一直均勻減小，這是由于罐內(nèi)氣壓也同時(shí)作用于穹頂內(nèi)壁，使穹頂產(chǎn)生向上位移，導(dǎo)致與其連接的罐壁頂部徑向位移向內(nèi)回縮所致.

圖12（h）顯示，內(nèi)、外壁應(yīng)力變化趨勢(shì)為沿儲(chǔ)罐高度方向，先增大后減小，罐壁基本處于受拉狀態(tài).與工況3相比，外壁最大拉應(yīng)力增大19%，內(nèi)壁最大拉應(yīng)力增大21%.由此可見，由于氣壓的存在導(dǎo)致罐壁徑向位移與環(huán)向應(yīng)力曲線形狀及數(shù)值發(fā)生較大變化，氣壓對(duì)LNG儲(chǔ)罐的作用不可忽略.

由圖12（i）可知，與工況4相比，考慮溫度應(yīng)力影響后，位移變化趨勢(shì)基本沒(méi)變，但整體發(fā)生了內(nèi)縮，最大徑向位移減小了2.77 mm，這是由于泄露的低溫液體接觸LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐，致使混凝土儲(chǔ)罐內(nèi)外壁溫差極大，產(chǎn)生的溫度應(yīng)力，導(dǎo)致了外罐壁的整體內(nèi)縮.由圖12（j）可知，儲(chǔ)罐外壁底部2 m范圍內(nèi)受壓，然后轉(zhuǎn)變?yōu)殡S高度增長(zhǎng)而逐漸增加的拉應(yīng)力，在8.7 m處達(dá)到最大環(huán)向拉應(yīng)力（4.03 MPa），之后拉應(yīng)力逐漸減??；內(nèi)壁應(yīng)力分布曲線形狀與外壁類似，在10.6 m處出現(xiàn)最大拉應(yīng)力7.08 MPa；與工況4相比，溫度應(yīng)力導(dǎo)致了外壁最大環(huán)向拉應(yīng)力減小和內(nèi)壁拉應(yīng)力的增大.

通過(guò)對(duì)上述5種工況下的LNG結(jié)構(gòu)內(nèi)力與位移對(duì)比可看出，液壓相對(duì)于其他4種作用（自重、頂部壓力、氣壓、溫度），對(duì)徑向位移與環(huán)向應(yīng)力的曲線形狀起主導(dǎo)作用；滿液位泄露情況下，最大拉應(yīng)力發(fā)生在10 m左右位置處；溫度應(yīng)力的存在導(dǎo)致外壁環(huán)向拉應(yīng)力減小而內(nèi)壁拉應(yīng)力增大.

4 預(yù)應(yīng)力鋼筋的計(jì)算

設(shè)計(jì)中通過(guò)預(yù)應(yīng)力鋼筋的配置來(lái)避免罐壁內(nèi)出現(xiàn)拉應(yīng)力.文中LNG儲(chǔ)罐設(shè)置有4個(gè)扶壁柱，供預(yù)應(yīng)力筋后張錨固用.采用180℃兩端張拉方式，相互在扶壁柱上交叉搭接，張拉端上下錯(cuò)開，有利于罐壁均勻受力.

由于混凝土收縮徐變產(chǎn)生的預(yù)應(yīng)力損失σl5與預(yù)應(yīng)力鋼筋和非預(yù)應(yīng)力鋼筋的配筋率有關(guān)，因此本文采用了對(duì)單位高度上預(yù)應(yīng)力鋼筋配筋量試算的方法:

泄露液體作用下的LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐罐壁可簡(jiǎn)化為預(yù)應(yīng)力（后張法施工）混凝土軸心受拉構(gòu)件.首先假定預(yù)應(yīng)力鋼筋豎向間距為s，并計(jì)算σl5，由此，完成所有預(yù)應(yīng)力損失后，單位高度范圍內(nèi)外罐罐壁的混凝土有效預(yù)壓應(yīng)力σpc為

式中:σcon為張拉控制應(yīng)力，取預(yù)應(yīng)力鋼筋極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值的75%，為1 395 MPa；σl為除σl5外的總的預(yù)應(yīng)力損失值；σmax為每澆筑段的最大環(huán)向應(yīng)力；Ap為單位高度范圍內(nèi)預(yù)應(yīng)力鋼筋面積；As為單位高度范圍內(nèi)非預(yù)應(yīng)力鋼筋面積；An單位高度范圍內(nèi)混凝土凈截面面積．

通過(guò)判斷σmax與σpc的大小關(guān)系來(lái)確定預(yù)應(yīng)力鋼筋布置是否合適，若滿足σpc≥σmax，即說(shuō)明假定的預(yù)應(yīng)力鋼筋間距s合理，不然，則需重新假定預(yù)應(yīng)力鋼筋間距s．

根據(jù)本文獲得的不同工況下LNG混凝土外罐有限元的計(jì)算結(jié)果，可得5種工況下的內(nèi)、外壁環(huán)向應(yīng)力圖，見圖13.罐底至33 m左右，工況4在罐底至12 m高度范圍內(nèi)的外壁環(huán)向拉應(yīng)力和工況5在12 m至33 m高度范圍內(nèi)的內(nèi)壁環(huán)向拉應(yīng)力較其他情況大，曲線各點(diǎn)是計(jì)算預(yù)應(yīng)力鋼筋的控制點(diǎn)，內(nèi)力包絡(luò)曲線在約10 m高度處達(dá)到環(huán)向拉應(yīng)力最大值；33 m至罐頂位置，工況3內(nèi)壁（標(biāo)高33.7～36.6 m）和工況2外壁（36.6～38.55 m）處的環(huán)向拉應(yīng)力曲線為包絡(luò)圖.

根據(jù)圖13提供的環(huán)向拉應(yīng)力包絡(luò)圖各點(diǎn)拉應(yīng)力值，計(jì)算出的各澆筑施工段的預(yù)應(yīng)力鋼筋用量及布置見表2.

由表2可知，由于第三、第四澆筑段單位高度上罐壁的環(huán)向拉力最大，因此配筋量最大.隨高度的上升，預(yù)應(yīng)力配筋量隨環(huán)向拉力的減小而減少，直到第十、十一澆筑段，環(huán)向拉力又有增大的趨勢(shì)，從而導(dǎo)致預(yù)應(yīng)力配筋量亦隨之提高.

圖13 不同工況組合下的環(huán)向應(yīng)力

表2 預(yù)應(yīng)力鋼筋配置表

5 結(jié) 論

1）建立了160 000 m3LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的精細(xì)化有限元模型，通過(guò)合理的單元選擇及劃分、邊界條件設(shè)置與材料本構(gòu)關(guān)系選取，可實(shí)現(xiàn)LNG結(jié)構(gòu)在低溫作用下的熱-固耦合分析.

2）由內(nèi)罐低溫LNG液體泄露引起的混凝土外罐結(jié)構(gòu)的溫度場(chǎng)變化，在混凝土罐壁、環(huán)梁、壁柱及底板厚度方向呈均勻、線性變化規(guī)律，且溫度應(yīng)力使混凝土外罐整體產(chǎn)生向內(nèi)收縮變形的趨勢(shì).

3）作用于穹頂位置處的頂部荷載對(duì)結(jié)構(gòu)的變形及罐壁環(huán)向應(yīng)力影響很小，可忽略不計(jì)；液壓相對(duì)于其他4種作用（自重、頂部荷載、氣壓、溫度）對(duì)LNG外罐的內(nèi)力及變形起主導(dǎo)作用.

4）滿液位泄露情況下，最大拉應(yīng)力發(fā)生在10 m左右位置處；溫度應(yīng)力的存在導(dǎo)致LNG混凝土罐壁外表面環(huán)向拉應(yīng)力減小，而內(nèi)表面的環(huán)向拉應(yīng)力增大.

［1］蘇娟，周美珍，魏會(huì)東.泄漏工況下大型LNG預(yù)應(yīng)力混凝土儲(chǔ)罐低溫分析［J］.低溫工程，2010，4:47-52.

［2］張?jiān)品澹瑥埍?，岳文?內(nèi)罐泄漏條件下LNG混凝土儲(chǔ)罐預(yù)應(yīng)力外墻模態(tài)分析［J］.大慶石油學(xué)院學(xué)報(bào)，2008，32（6）:86-89.

［3］王偉玲.大型LNG預(yù)應(yīng)力儲(chǔ)罐靜力荷載下受力性能研究［D］.大慶:大慶石油學(xué)院，2009:4-6.

［4］劉文燕，黃鼎業(yè)，華毅杰.混凝土表面對(duì)流換熱系數(shù)測(cè)試方法探討［J］.四川建筑科學(xué)研究，2004，34（4）:87-89.

［5］嚴(yán)平，曹偉武，錢尚源，等.新型LNG加熱氣化裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究［J］.天然氣工業(yè)，2011，31（6）:98-102.

［6］江見鯨.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)非線性有限元分析［M］.西安:陜西科學(xué)技術(shù)出版社，1998:122-135.

［7］呂西林，金國(guó)芳.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)非線性有限元理論與應(yīng)用［M］.上海:同濟(jì)大學(xué)出版社，1997:149-156.

［8］李圍，葉裕明，劉春山，等.ANSYS土木工程應(yīng)用實(shí)例［M］.2版.北京:中國(guó)水利水電出版社，2007:88-99.

［9］GB50010混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范［S］.北京:中華人民共和國(guó)住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部，2002.

［10］JEON S J，PARK E S.Toward a design of larger aboveground LNG tank［J］.LNG Journal，2005，15（12）:44.

［11］EVERT M.LNG storage enclosed in prestressed concrete safety walls［J］.The Oil and Gas Journal，1979，5:117-120.

［12］BEBERLY L.LNG storage tanks:concrete in an ultracold environment［J］.Concrete Construction，1983，28（6）:465-466.

（編輯 趙麗瑩）

Mechanical behavioral of LNG outer concrete tank under low temperature

ZHAI Ximei，GAO Song，F(xiàn)AN Feng
（School of Civil Engineering，Harbin Institute of Technology，150090 Harbin，China）

To offer the distribution of the temperature field and thermal stress for steady state convective heat transfer condition of LNG tanks on leakage occasion，the behaviors of a 1 600 000 m3LNG outer concrete tank are studied by ANSYS.Via thermal-structure coupling analysis，cases combinations between the thermal stress on LNG outer concrete tank wall and different static forces are calculated.The most adverse envelope diagram under static load is obtained，and then the configuration of circumferential pre-stressed reinforcement is proposed.The numerical results show that the temperature stress makes the LNG outer concrete tank a shrinkage deformation tendency；the liquid pressure is the dominating influence factor on deformation and internal forces of the outer tank structure；the weakest part is located at about 10m from the bottom.

LNG containment tank；temperature field；leakage；low temperature；finite element analysis

TU378.7

A

0367-6234（2014）04-0007-06

2013-02-17.

科技部十一五支撐項(xiàng)目（2006BAJ01B04）.

翟希梅（1971—），女，教授，博士生導(dǎo)師；范 峰（1971—），男，教授，博士生導(dǎo)師.

高 嵩，gaosong66＠gmail.com.