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        LNG儲罐外罐施工期間的溫度應(yīng)力及裂縫分布

        2014-10-20 07:26:22程旭東韓明一彭文山朱興吉李金玲
        天然氣工業(yè) 2014年9期
        關(guān)鍵詞:齡期儲罐水化

        程旭東 韓明一 彭文山 朱興吉 李金玲

        1.中國石油大學(xué)(華東)儲運與建筑工程學(xué)院 2.韓國高麗大學(xué)土木、環(huán)境與建筑工程系

        大型LNG儲罐由內(nèi)罐和外罐組成,內(nèi)罐采用9%鎳鋼建造,外罐采用預(yù)應(yīng)力混凝土建造,中間采用膨脹珍珠巖作為隔熱層[1-4]。LNG儲罐作為儲存液化天然氣的壓力容器,對外罐混凝土的裂縫具有嚴(yán)格限制,目前國內(nèi)有不少的LNG儲罐外罐在施工期間因過大的溫度應(yīng)力而導(dǎo)致混凝土開裂[5-8]。雖然早齡期混凝土裂縫在預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉后可能會全部或者部分閉合,但在某些工況下,閉合的裂縫有可能再次張開;由于大型LNG儲罐一般建在沿海城市,裂縫會破壞鋼筋的混凝土保護(hù)層,加快Cl-對鋼筋的腐蝕,嚴(yán)重影響儲罐的耐久性及使用壽命。因此,對LNG儲罐混凝土外罐的溫度應(yīng)力及裂縫分析意義重大。裂縫產(chǎn)生的主要原因是:混凝土在硬化過程中,水泥水化熱使混凝土產(chǎn)生溫度變形,而其變形受到內(nèi)外約束,產(chǎn)生熱應(yīng)力,隨著混凝土有效剛度的不斷增加,熱應(yīng)力可能超過混凝土的抗拉強(qiáng)度,導(dǎo)致混凝土開裂。

        目前,國內(nèi)外對LNG儲罐混凝土外罐的研究主要集中在靜力分析、抗震分析及預(yù)應(yīng)力筋優(yōu)化設(shè)計方面[9-12],也有學(xué)者分析了混凝土材料的超低溫力學(xué)性能及超低溫對預(yù)應(yīng)力混凝土外罐的影響[13-15],而對混凝土外罐施工期間由水化熱引起的溫度裂縫研究還比較少,為此筆者采用ADINA有限元軟件模擬了山東某LNG儲罐外罐的施工過程,分析了LNG儲罐混凝土外罐的早期溫度場、應(yīng)力場以及裂縫分布情況。

        1 數(shù)值分析流程

        1.1 溫度場分析

        混凝土的熱傳導(dǎo)是一個瞬態(tài)過程,溫度場是齡期和空間函數(shù),混凝土中三維不穩(wěn)定溫度場的熱傳導(dǎo)微分方程為:

        式中T 為溫度,℃;t為時間,d;x,y,z為直角坐標(biāo);λ、c、ρ分別為混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容及質(zhì)量密度;m是單位體積混凝土中水泥的質(zhì)量,kg;Q是齡期為t時單位質(zhì)量水泥累積水化熱。Q的表達(dá)式為[16]:

        式中Q0為單位質(zhì)量水泥最終產(chǎn)生的水化熱,kJ;p是常數(shù),與水泥品種、比表面及澆筑溫度有關(guān)。

        混凝土熱傳導(dǎo)過程的初始條件為:

        混凝土與空氣及固體接觸面邊界條件為:

        式中tf為空氣溫度,℃;hc為固體邊界面與流體之間的熱對流系數(shù)。

        1.2 應(yīng)力場分析

        在有限元分析時,考慮到約束度和徐變對早齡期混凝土溫度應(yīng)力的影響,根據(jù)微積分方法將時間離散化,按增量法求得各節(jié)點t時刻應(yīng)力場為[17-18]:

        式(5)對應(yīng)于第i時間段,α為混凝土熱膨脹系數(shù),1/℃;K(ti,τ)為應(yīng)力松弛系數(shù);Ri為約束系數(shù),其值與構(gòu)件長高比及混凝土彈性模量比有關(guān);Ei為彈性模量,MPa;ΔTi為混凝土的內(nèi)外溫差,℃。

        1.3 裂縫開裂判斷

        根據(jù)溫度應(yīng)力預(yù)測和判斷混凝土是否發(fā)生開裂,采用開裂風(fēng)險系數(shù)評估,一般認(rèn)為當(dāng)開裂風(fēng)險系數(shù)達(dá)到0.7時,混凝土開裂的可能性已經(jīng)很大。

        式中η為開裂風(fēng)險系數(shù);σ1為混凝土的第一主應(yīng)力,MPa;ft為混凝土的抗拉強(qiáng)度,MPa。

        2 參數(shù)計算

        混凝土的溫度裂縫分析是一個復(fù)雜的過程,必須考慮混凝土材料的齡期效應(yīng)。隨著水泥水化的進(jìn)行,其力學(xué)性質(zhì)(如彈性模量、抗拉強(qiáng)度等)與熱學(xué)性質(zhì)(如熱膨脹系數(shù),熱傳導(dǎo)系數(shù)等)發(fā)生了顯著的變化。本文采用等效齡期方法考慮齡期和養(yǎng)護(hù)溫度對混凝土力學(xué)性質(zhì)的影響。

        筆者采用 Hansen等[19]提出的方法計算等效齡期:

        式中te為在參考溫度下的等效齡期,d;Ea為活化能,筆者取其值為22 590J/mol;R為氣體常數(shù),其值為8.314J/mol·K;T 為 Δt時間內(nèi)混凝土的平均溫度,℃。

        2.1 熱學(xué)參數(shù)的確定

        在對LNG儲罐混凝土外罐進(jìn)行熱分析時,需要的熱學(xué)參數(shù)主要包括水泥的水化熱發(fā)展曲線、混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、熱對流系數(shù)以及密度,這些參數(shù)與原材料、混凝土配合比及混凝土的齡期等有關(guān)。筆者采用C50混凝土,水泥采用425硅酸鹽水泥;混凝土的質(zhì)量配合比水泥∶中粗砂∶碎石∶水∶外加劑為490∶540∶1024∶160∶6,密度為2 400kg/m3,比熱容為0.963kJ/(kg·℃);鋼筋采用 HRB400級鋼筋,密度為7 800kg/m3,熱傳導(dǎo)系數(shù)為163.4kJ/(m·h·℃),比熱容為0.64kJ/(kg·℃)。

        水泥的水化熱采用本文參考文獻(xiàn)[16]提供的計算模型,其表達(dá)式為:

        式中t為齡期,d;Q(t)為t時刻累積的水化熱;Q0為最終的水化熱,筆者取350kJ/kg;a、b為常數(shù),與水泥品種有關(guān),筆者取a為0.36,b為0.74。

        混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)采用本文參考文獻(xiàn)[20]提供的計算模型,其表達(dá)式為:

        式中k(t)為t時刻混凝土熱傳導(dǎo)系數(shù);k0為已經(jīng)硬化混凝土熱傳導(dǎo)系數(shù),文中k0取為8.5kJ/(m·h·℃)。

        混凝土結(jié)構(gòu)在澆筑期附有模板,筆者采用等效熱對流系數(shù)的方法來考慮模板對溫度場的影響,混凝土的等效熱對流系數(shù)采用下式計算[16]:

        式中hfree為模板熱對流系數(shù),kJ/(m2·h·℃);v為風(fēng)速,m/s,文中取v為5.6m/s;li為混凝土模板厚度,文中取li為0.018m;ki為模板導(dǎo)熱系數(shù),文中取ki為0.837kJ/(m·h·℃)。

        2.2 力學(xué)參數(shù)的確定

        在有限元分析時,力學(xué)參數(shù)主要包括熱膨脹系數(shù)、泊松比、彈性模量、抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度,本文取混凝土熱膨脹系數(shù)為1×105/℃;泊松比為0.17;混凝土的養(yǎng)護(hù)溫度為20℃,則t=te,混凝土的彈性模量可采用下式計算[21-22]:

        式中Ec(28)為齡期28d混凝土的彈性模量,筆者取34 500MPa;t0為0.2d;s為0.173,nE為試驗常數(shù),nE為0.394。

        混凝土的抗拉強(qiáng)度可采用下式計算[21-22]:

        式中ft為齡期28d混凝土的抗拉強(qiáng)度,筆者取2.64 MPa;nt為試驗常數(shù),取值為0.658。

        3 工程實例

        3.1 有限元模型的建立

        以山東某液化天然氣接收站的一個160 000m3大型LNG儲罐混凝土外罐為例進(jìn)行數(shù)值計算,混凝土外罐內(nèi)徑為41m,外徑為41.8m,壁厚為0.8m,高為41.1m?;炷镣夤薹?1層進(jìn)行澆筑,其中1~9層澆筑高度為4m,第10層澆筑高度為1.5m,第11層環(huán)梁澆筑高度為2.6m,模板采用20mm膠合板,相鄰施工層時間間隔為4d。由于結(jié)構(gòu)的對稱性,取罐壁的四分之一(相鄰扶壁柱之間部分)進(jìn)行有限元分析(圖1),外墻地板采用固定端約束,由于扶壁柱對外墻的約束,在其兩側(cè)面上施加對稱彈性約束。監(jiān)測點分布位置如圖2所示。

        圖1 某大型LNG儲罐外罐有限元模型圖

        圖2 某大型LNG儲罐外罐部分監(jiān)測點位置圖

        3.2 溫度場分析

        混凝土的內(nèi)部溫度與水泥種類、水灰比、初始條件、邊界條件、熱傳導(dǎo)系數(shù)等有關(guān),還與位置、時間有關(guān),有限元分析時采用式(1)對早齡期混凝土內(nèi)部的溫度場進(jìn)行求解,各澆筑層中心點溫度時程曲線如圖3所示。

        圖3 各澆筑層中心點溫度時程曲線圖

        根據(jù)圖3可知,各施工層混凝土內(nèi)部經(jīng)歷了升溫、降溫、趨于穩(wěn)定3個階段,升溫速率明顯大于降溫速率,這種溫度速率變化不一致以及材料參數(shù)隨齡期的變化是產(chǎn)生溫度應(yīng)力的主要原因;由于前9個混凝土的澆筑層高度都為4m,分析的位置也相同,所以其溫度時程變化曲線相似;第10澆筑層溫度曲線出現(xiàn)了2個波峰,其原因是第10澆筑層高度只有1.6m;第11澆筑層因環(huán)梁較厚而產(chǎn)生的溫度峰值大于其他澆筑層,且其達(dá)到峰值的時間相對延遲。

        第1澆筑層部分點溫度時程曲線如圖4所示。由圖4可知,在外界恒溫條件下,混凝土內(nèi)部溫度在其澆筑約1d后迅速達(dá)到峰值,之后開始緩慢降溫,在其澆筑約10d后趨于穩(wěn)定。由圖4還可知,外罐罐壁厚度中心最高升溫約為60℃,混凝土易產(chǎn)生深層裂縫;混凝土內(nèi)部與表面溫差為25℃,混凝土表面具有開裂的危險;頂部混凝土塊內(nèi)部溫度受上層新澆筑混凝土的影響比較大。因此A、B測點在溫度下降階段有20~30℃的溫度波動,數(shù)值分析表明,新澆筑混凝土對下層混凝土的影響深度約為1.2m。

        圖4 第1澆筑層部分點溫度時程曲線圖

        3.3 應(yīng)力場分析

        有限元分析時,通過將三維不穩(wěn)定溫度場分析得到的節(jié)點溫度變化轉(zhuǎn)化為等效荷載作用于結(jié)構(gòu)上進(jìn)行溫度應(yīng)力分析,分析時采用式(5)對LNG儲罐外罐的溫度應(yīng)力進(jìn)行求解。

        圖5為各澆筑層底部某點環(huán)向應(yīng)力時程曲線,圖6為部分澆筑層底部某點豎向應(yīng)力時程曲線。由圖5可知,在LNG儲罐外罐施工期間,溫度應(yīng)力分為壓應(yīng)力發(fā)展、壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力及拉應(yīng)力趨于殘余應(yīng)力3個階段。比較圖5和圖6可知,混凝土外罐在溫度及重力荷載作用下,第一主應(yīng)力為環(huán)向應(yīng)力,與彈性力學(xué)理論分析的結(jié)果相符,而且現(xiàn)場施工經(jīng)驗表明混凝土外罐在施工期間底部經(jīng)常產(chǎn)生豎向裂縫。由圖5還可知,第1澆筑層所受的溫度應(yīng)力明顯大于其他澆筑層,產(chǎn)生這種狀況的原因是第1澆筑層混凝土受到罐底的約束度相對較大;因第3~9澆筑層澆筑高度及約束狀況相近,所以其應(yīng)力變化曲線相似;第10澆筑層環(huán)向應(yīng)力曲線因受環(huán)梁澆筑的影響而產(chǎn)生2MPa的應(yīng)力波動。

        圖5 各澆筑層底部某點環(huán)向應(yīng)力時程曲線圖

        圖6 部分澆筑層底部某點豎向應(yīng)力時程曲線圖

        在LNG儲罐外罐施工期間,離地板0~6m范圍內(nèi)的外罐因其變形受到地板的約束而產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力,而根據(jù)本文參考文獻(xiàn)[23],在后期預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉階段,預(yù)應(yīng)力的作用會使外罐底部產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力,溫度應(yīng)力與張拉應(yīng)力疊加,將進(jìn)一步增大第1澆筑層混凝土開裂的風(fēng)險。因此,在施工期間應(yīng)采取有效措施控制第1澆筑層的溫差,加強(qiáng)第1澆筑層的養(yǎng)護(hù),在設(shè)計時還應(yīng)充分考慮水化熱引起的溫度應(yīng)力,增加第1澆筑層的配筋。

        圖7為第1澆筑層部分點環(huán)向溫度應(yīng)力時程曲線。由圖7可知,在外罐施工期間,混凝土先受壓后受拉,在混凝土澆筑68h后,混凝土由受壓狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài),在混凝土澆筑120h后,第1澆筑層底部某點所受拉應(yīng)力超過了混凝土的抗拉強(qiáng)度,底部混凝土開始產(chǎn)生溫度裂縫。B點應(yīng)力曲線存在上下波動是由于B點易受上層新澆筑混凝土的影響;比較B、C、E點應(yīng)力時程曲線可知,混凝土離罐底越近,產(chǎn)生的溫度應(yīng)力越大。

        圖7 第1澆筑層部分點環(huán)向溫度應(yīng)力時程曲線圖

        有限元分析時,采用式(6)對各澆筑層裂縫開裂情況進(jìn)行判斷,取1、2、3、9澆筑層外壁底部某點為監(jiān)測點,各澆筑層在混凝土澆筑后開裂風(fēng)險系數(shù)變化如圖8所示,第1澆筑層的開裂風(fēng)險系數(shù)明顯大于1,將產(chǎn)生溫度裂縫;第2澆筑層開裂風(fēng)險系數(shù)接近0.8,混凝土具有產(chǎn)生溫度裂縫的危險;第9澆筑層受環(huán)梁澆筑影響,在混凝土澆筑5d時將產(chǎn)生溫度裂縫;其他澆筑層混凝土產(chǎn)生溫度裂縫的可能較小。由圖8還可知,各澆筑層在混凝土澆筑完成6d時,混凝土的開裂風(fēng)險最大。

        圖8 部分澆筑層混凝土開裂風(fēng)險系數(shù)變化圖

        4 結(jié)論

        1)在LNG儲罐外罐混凝土澆筑過程中,各澆筑層溫度變化曲線相似,混凝土先升溫后降溫,升溫速率明顯大于降溫速率,溫度峰值在混凝土澆筑約1d后出現(xiàn)。

        2)在LNG儲罐外罐施工期間,外罐因水泥水化熱而產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力,混凝土先受壓后受拉,在混凝土澆筑完成約5d時,第1澆筑層底部所受的拉應(yīng)力超過了混凝土的抗拉強(qiáng)度,混凝土開始產(chǎn)生溫度裂縫。

        3)在溫度荷載作用下,因罐底約束作用,外罐離地面0~6m內(nèi)產(chǎn)生的溫度應(yīng)力較大;第1澆筑層將產(chǎn)生溫度裂縫,第2、9澆筑層混凝土具有開裂的危險。因此,在施工期間應(yīng)采取有效措施控制第1、2、9澆筑層的溫差,并加強(qiáng)養(yǎng)護(hù)。

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        一生清廉
        —— 儲罐
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        四川水泥(2016年8期)2016-07-18 12:06:31
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