康澤天，張杰東，于安峰，黨文義，王雅真，慕云濤

(中石化安全工程研究院有限公司，山東青島 266104)

0 前言

隨著經濟的快速發(fā)展和能源消耗的增加，我國石油石化行業(yè)快速發(fā)展，近年來建成了多個油氣儲備基地。大型立式儲罐作為油氣儲備基地的關鍵設備之一，其安全、環(huán)保運行至關重要。我國大型立式儲油罐幾乎全部是單層鋼制結構，具有節(jié)約土地、造價低、施工快等優(yōu)點，逐漸得到油氣儲運專家及科研人員的青睞，已有專家學者對單層儲罐的力學性能進行了研究。其中，Luo等分析了大型液化天然氣儲罐在不同地震載荷作用下的動態(tài)反應，探討了地震作用下罐壁保溫層對罐體主要位置的影響，建立了液化天然氣儲罐抗震設計的簡化力學模型，并通過數值模擬的方法進行了驗證。Vathi等利用數值模擬方法研究了地震荷載作用下，地基支撐的圓柱形油罐底部隆起機理及其對油罐結構完整性的影響，并提出一種簡單有效的殼體-底板連接的分析和設計方法。為研究大型立式儲罐的抗沖擊性能，Chen等基于LS-DYNA有限元軟件對儲罐在破片沖擊作用下的動力學響應過程進行了數值模擬。Zou等利用實驗和LS-DYNA有限元軟件對大型液化天然氣儲罐在低速大重量沖擊物作用下的抗沖擊性能進行了研究。Jing等考慮流固耦合、風載擾動以及材料非線性特征，對大型立式儲油罐在風-地震載荷作用下的動力響應進行數值計算研究。

罐底腐蝕失效是單層鋼制立式儲罐最常見的失效形式之一，可能會造成罐底破損、原油泄漏、污染物擴散甚至土壤及地下水系污染等。20世紀90年代中期，國外開始了雙層底板結構立式儲罐的初步研究，并在近20年內逐步成熟，推出相應的設計規(guī)范。雙層底板一方面要具有足夠的承壓能力；另一方面要確保上層底板發(fā)生泄漏時，下層底板能夠起到防護作用，使泄漏介質不至于馬上污染環(huán)境和引發(fā)其他災難性事故；同時還要保證兩層底板間夾層的密閉性，便于實施泄漏在線監(jiān)測。目前，我國的雙層鋼制罐底結構根據支撐方式不同可分為3類，即混凝土雙層鋼制罐底、鋼筋格網雙層鋼制罐底和鋼結構雙層鋼制罐底，其中，鋼筋格網雙層鋼制罐底，是利用鋼筋網格當成主要的支柱材料，該結構能夠確保大型立式儲罐的底部穩(wěn)定以及負載重量。已有專家學者對雙層鋼制罐底立式儲罐的泄漏檢測方法進行了研究，劉富君等提出了一種可實施泄漏在線監(jiān)測的雙層罐底板結構立式儲罐方案，并采用計算流體力學CFD方法，對兩種不同罐底板結構進行了對比分析及優(yōu)化研究，得到了一種兼顧流動均勻性及流動死區(qū)的結構形式。顏镠釧綜合考慮儲罐底板結構和在線監(jiān)測裝置的相互關系，提出了一種基于在線監(jiān)測的雙層底板立式儲罐結構，并成功研制出其試驗裝置，進行了相關的泄漏試驗，同時通過理論分析和有限元模擬相結合的手段推導出上層地板的厚度計算公式。

盡管國內已有對雙層底板立式儲罐的研究，但對于鋼筋格網雙層鋼制罐底大型立式儲罐的力學行為及結構可靠性研究尚十分匱乏，尤其是對不同底板支撐結構以及格柵間距對儲罐力學行為影響規(guī)律還缺乏系統研究。為解決上述問題，進一步推動我國儲油技術的發(fā)展，針對環(huán)形底板格柵鋪設方式，利用有限單元法對雙層鋼制罐底結構立式儲罐的應力分布及底板撓度變形進行研究，研究結果可為我國現有儲罐改造及應用提供設計基礎及理論指導。

1 結構與材料參數

研究對象為環(huán)形格柵雙層底板立式儲罐，如圖1所示，格柵截面為矩形，寬度

b

為10 mm，厚度

h

為8 mm，

b

為格柵鋪設間距。為研究底板支撐結構及格柵鋪設間距

b

對儲罐結構力學行為的影響，儲罐底板支撐結構選擇了3種方式，如圖2所示。

圖1 環(huán)形格柵鋪設方式及截面示意

圖2 雙層底板立式儲罐底板支撐結構示意

對于角鋼連接方式，圖2(a)所示，角鋼截面尺寸為140 mm×140 mm×12 mm。對于圖2(b)和2(c)所示的底板支撐結構，上層底板半徑

r

為10 575 mm。圖2(b)所示底座截面寬14 mm，高8 mm，圖2(c)所示底座截面寬150 mm，高8 mm。以角鋼連接底板支撐結構(a)為例對雙層底板立式儲罐結構尺寸進行描述，如圖3所示。其中，罐內高度

h

為15 849 mm，罐壁厚度

b

為14 mm，罐內徑

r

為10 500 mm，下層底板厚度

h

為10 mm，半徑

r

為10 575 mm，上層底板厚度

h

為8 mm，半徑

r

為10 480 mm。角鋼截面尺寸為140 mm×140 mm×12 mm。地基半徑尺寸

r

為15 000 mm，高度

h

為5 000 mm，材料為混凝土，其材料參數如表1所示。雙層底板立式儲罐結構所用材料為結構鋼，其材料參數如表2所示。儲罐內存儲原料油為辛烷，其密度為708 kg/m。

表1 混凝土材料參數

表2 結構鋼材料參數

圖3 角鋼連接底板支撐結構雙層底板立式儲剖面結構示意

2 有限元模型

根據結構和載荷對稱性，將儲罐簡化為二維軸對稱模型，根據底板結構不同，對儲罐結構進行有限元網格離散，建立有限元模型如圖4所示。

圖4 局部放大有限元模型

雙層底板立式儲罐完整載荷包括作用于壁板內壁面和上層底板上表面被壁板所包圍部分的儲存介質液柱靜壓力以及儲罐自重。在模型對稱軸部位施加軸對稱邊界條件，在地基下表面施加縱向零位移約束。對于圖2(a)所示角鋼連接方式，儲罐上層底板下表面與格柵上表面和下層底板上表面之間的接觸類型定義為無摩擦約束，角鋼與壁板之間接觸類型定義為綁定約束。對于圖2(b)和2(c)所示底座支撐結構，儲罐上層底板下表面與格柵上表面和下層底板上表面之間的接觸類型定義為無摩擦約束，儲罐上層底板下表面與下底板支撐結構上表面直接按的接觸類型定義為綁定約束。

3 數值計算與結果分析

3.1 底座結構影響

為了詳細研究不同底座結構情況下，裝滿辛烷的雙層底板立式儲罐結構的力學響應，在格柵間距為340 mm情況下，分別對3種不同底座的儲罐結構應力和變形分布進行數值模擬，得到有限元數值計算的結果云圖，如圖5所示。

圖5 不同底座的儲罐結構應力云圖

3種支撐方式的儲罐結構的最大應力位置均在罐壁底部外側，且最大應力值分別為121.39，125.72，129.79 MPa。上層底板應力沿徑向均呈周期性分布，且底板應力最大處在與格柵接觸位置的上表面，3種支撐方式上層底板最大應力值約為98.97，99.56，95.16 MPa。

圖6所示為格柵間距分別為340，410，490 mm時，不同底座的儲罐在常溫條件下裝滿辛烷后的結構應力峰值曲線對比。由圖中結果可以看出，當格柵間距為340 mm時，3種不同支撐方式的儲罐最大應力分別為121.39，125.72，129.79 MPa；當格柵間距為410 mm時，3種不同支撐方式的儲罐最大應力分別為148.42，148.94，148.92 MPa；當格柵間距為490 mm時，3種不同支撐方式的儲罐最大應力分別為207.84，204.75，347.72 MPa。當格柵間距為340，410 mm時，3種不同底座支撐方式的儲罐結構最大應力值相差不大，當格柵間距為490 mm時，圖2(c)所示支撐方式的儲罐結構最大應力較大，約是其他兩種支撐方式儲罐最大應力的1.7倍。

圖6 不同底座的儲罐應力峰值曲線對比示意

綜上，3種不同支撐結構情況下，罐壁強度均可滿足要求，3種結構最大應力位置均發(fā)生在罐壁底部，圖2(c)所示支撐方式的儲罐結構最大應力較大，因此在具體設計和施工過程中應當特別注意這個位置的加強。

3.2 格柵間距影響

為了詳細研究不同格柵間距

b

情況下，裝滿辛烷的雙層底板立式儲罐結構的力學響應，對儲罐結構的應力和變形分布進行數值模擬，得到的有限元數值計算的結果云圖。圖7所示為格柵間距

b

分別為340，490，690 mm時，以角鋼連接方式作為底板結構的儲罐在常溫條件下裝滿辛烷后的應力分布云圖。圖中結果表明，當格柵間距

b

為340 mm時，儲罐結構的最大應力位置在底部支撐外側。當格柵間距

b

為490，690 mm時，儲罐結構的最大應力位置均在上層底板與格柵接觸位置的上表面。

圖7 不同格柵間距情況下儲罐結構應力云圖

在實際服役過程中，為保證上層底板與下層底板之間區(qū)域的連通性，上層底板的撓度變形不宜過大，因此對3種不同格柵間距情況下，上層底板的撓度變形進行分析。圖8所示為格柵間距

b

分別為340，490，690 mm時，兩根格柵間上層底板結構

y

方向位移云圖。圖中結果可以看出，上層底板撓度最大值位于格柵中間位置，當格柵間距為340 mm時，上層底板撓度最小，當格柵間距為690 mm時，上層底板撓度最大。

圖8 不同格柵間距情況下儲罐上層底板結構y方向位移云圖

圖9所示為格柵間距

b

分別為340，490，690 mm時，兩根格柵間上層底板結構

y

方向撓度分布曲線。圖中結果可以看出，當格柵間距為340，490 mm時，上層底板撓度最大值為0.48，2.65 mm，完全滿足格柵間上下兩層底板不接觸要求。當格柵間距為690 mm時，格柵間上層底板撓度最大值為7.59 mm，由于上下層底板間距為8 mm，因此格柵間距為690 mm不能保證實際服役過程中上下層底板不接觸。

圖9 不同格柵間距情況下格柵間上層底板y方向撓度曲線

3.3 格柵厚寬比影響

上述格柵結構尺寸厚寬比均為0.8，為了研究格柵厚寬比對雙層底板立式儲罐結構的力學響應的影響規(guī)律，以角鋼支撐底板儲罐結構為例，對格柵間距為340 mm，格柵厚寬比分別為0.8，1.0，1.2時，即格柵寬為10 mm，厚度

h

分別為8，10，12 mm時，儲罐結構的應力和變形分布進行數值模擬，得到的數值計算結果如圖10所示。

圖10 不同格柵厚度情況下格柵間上層底板y方向撓度曲線

由圖中結果可以看出，3種情況下，儲罐結構的應力分布水平以及上層底板的撓度曲線相差不大，這表明在兩格柵間距一定，僅改變格柵厚寬比的情況下，上層底板的承載能力不會發(fā)生改變，因此，在格柵間距較大，上次底板變形嚴重，即撓度較大時，可通過增大格柵高度保證上下底板間連通性。

4 結論

為解決單層鋼制底板結構在服役過程中的腐蝕失效問題，設計了雙層底板立式儲罐環(huán)形格柵鋪設結構，并對不同底板支撐結構形式及不同格柵間距情況下，滿裝辛烷的雙層底板立式儲罐結構上層底板的撓度變形及儲罐整體應力分布等力學行為進行有限元數值模擬，計算結果表明：

a) 3種不同底板結構情況下，儲罐最大應力位置均發(fā)生在罐壁底部，因此在具體設計和施工過程中應當特別注意這個位置的加強。

b) 當底板支撐結構為圖2(c)所示時，儲罐上層底板整體應力水平較小，因此在相同格柵排列方式和加載情況下，圖2(c)所示底板支撐結構具有更高的可靠性。

c) 格柵間距對儲罐整體結構的力學行為有顯著影響，隨著格柵間距的減小，即格柵排列越緊密，儲罐整體應力水平較小，底板撓度變形較小，儲罐結構的可靠性越好，但與此同時，材料成本增大，經濟性下降，為了既節(jié)約成本又能保證結構在服役過程中的整體強度和可靠性，應當合理采用環(huán)形格柵間距進行鋪設。

d) 格柵間距一定時，格柵厚寬比對儲罐整體力學性能影響不大，相同格柵間距情況下，可通過適當增大格柵厚寬比來保證上下底板間的連通性。