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    全容式LNG储罐的混凝土外罐在预应力荷载作用下的计算分析.pdf

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    全容式LNG储罐的混凝土外罐在预应力荷载作用下的计算分析.pdf

    22 CHE 虹CAL ENGINEER G DESIGN 全容式LNG储罐的混凝土外罐在预应力荷载作用下 的计算分析 李金光 宋延杰郑建华 中国寰球工程公司 北京100029 摘要 通过三维有限元分析技术对某全容式LNG储罐的混凝土外罐在预应力荷载作用下的力学性能进 行计算分析,对其整体性能和受力特点进行总结,分析结果对预应力方案的优化和最终确定具有参考意义。 关键词 全容式储罐混凝土外罐预应力 在全容式LNG储罐设施中,混凝土外罐是非 常重要的结构,一方面它提供储罐正常运营的操 作环境,另一方面也为储罐的安全性提供最后一 道屏障,在内罐遭受破坏时保证罐区不发生大的 次生灾害。混凝土外罐结构体系中,其圆柱形罐 壁为最重要部分。在正常操作状态下,内部蒸汽 压力的作用使罐壁处于轴心受拉状态;在内罐大 泄漏情况下,低温液体的静水压力作用使罐壁处 于受拉状态,且低温液体与罐壁内侧直接接触使 罐壁内外产生巨大温差,造成罐壁内侧产生较大 拉应力作用。由此可见,混凝土罐壁始终处于非 常不利的受拉状态,且该状态也不利于混凝土材 料性能的充分发挥。为确保混凝土外罐造价经济, 受力合理,提高混凝土外罐的受力性能,满足外 罐的功能性要求,在进行外罐设计时通常都应对 罐壁施加预应力,这也是国外的LNG储罐设计规 范推荐的技术方案 l2 J。 1 预应力设计方案的计算要点 在确定罐壁的预应力设计方案时应考虑下列 荷载作用 1内部蒸汽设计压力290Mbar对罐壁产 生的竖向拉力和环向拉力。 2罐顶自重、钢结构网壳自重、吊顶自重、 吊顶保温材料自重、罐顶上部结构自重、罐顶管 道设备自重和罐顶活荷载对罐壁产生的竖向压力 及对罐壁顶部产生的环向拉力。 3内罐泄漏后液体对罐壁的静水压力产生 的环向拉力。 4罐壁的液密性要求所需的1 MPa残余压 应力。 预应力方案的应力水平不宜小于上述四类荷 载组合后的值。 2计算实例 2.1储罐基本参数 全容式LNG储罐形状见图1。 以某1.610 m。全容式LNG储罐为例,外罐 内直径D为82m,罐壁高度H为38.55m,壁厚t 为0.8m,罐顶厚度中心t 为0.4m,罐顶腋部厚度 t 为0.8m,罐顶半径R为82m,底板中心厚度t 为0.9m,底板边缘厚度t 为1.2m;C50混凝土密 度p。为2500 kg/m。;内罐泄漏后的液位H 为 33.3m,液体密度pL为480 kg/m。,蒸汽压力q 为 29 kPa。 图1全容式LNG储罐基本几何尺寸 2.2预应力设计方案 依据上述预应力设计方案的计算要点,设计 阶段初步确定的环向预应力方案沿罐壁高度分布 图见图2。 李金光高级工程师。2001年毕业于武汉大学工程力学专业获硕士学位。现主要从事LNG储罐的设计计算工作。联系电话 13810651595,Emaillijinguanghqeee.corn。 李金光等全容式LNG储罐的混凝土外罐在预应力荷载作用下的计算分析 25 2从图l0可见,底板与罐壁相交区域,底 板的内侧径向应力为一6.00MPa,外侧径向应力为 5.00MPa,正弯矩很大1.310。Nm;在底 板中心区域,底板的内侧径向应力为一0.65MPa, 外侧径向应力为一0.60MPa,弯矩几乎为零。 3从图ll可见,底板与罐壁相交区域,底 板的内侧环向应力为一2.00MPa,外侧环向应力为 1.00MPa,正弯矩较大0.410。Nm;底板 中心区域,底板的内侧环向应力为一0.60MPa,外 侧环向应力为一0.60MPa,弯矩几乎为零。 4从图l2可见,罐壁根部的内侧环向应力 为一3.70MPa,外侧环向应力为0.90MPa,截面 产生较大的正弯矩0.310。Nm;离底板顶面 约8.5m处,内侧环向应力为一9.90MPa,外侧环 向应力为一11.20MPa,截面产生很小的负弯矩 一0.0710。Nm,但主要为受压,且压应力很 大;在环梁与罐壁的交接处离底板顶面约 36.84m处,内侧环向应力为一4.70MPa,外侧环 向应力为一5.70MPa,截面产生很小的负弯矩一 0.0710 Nm。 5从图13可见,罐壁根部的内侧竖向应力 为一12.90MPa,外侧竖向应力为10.10MPa,截 面产生很大的正弯矩1.210 Nm;离底板顶 面约5.0m处,内侧竖向应力为6.55MPa,外侧 竖向应力为一9.31MPa,截面产生的负弯矩较大 一0.8510。Nm;在环梁与罐壁的交接处,内 侧竖向应力为1.49MPa,外侧竖向应力为一 3.93MPa,截面产生较大的负弯矩一0.37 X 10。N m。 6从图14可见,罐顶处的径向受力区域性 现象明显,在中心区域,罐顶的内侧径向应力为 0.08MPa,外侧径向应力为一0.08MPa,弯矩几 乎为零;中心区域与变截面之间的区域,内侧径 向应力为一1.3MPa,外侧径向应力为1.4MPa, 正弯矩很小0.0410 Nm;腋部截面厚度变 化区域,内侧径向应力为1.96MPa,外侧径向应 力为一2.54MPa,弯矩较小一0.2410。Nm。 7从图15可见,罐顶处的环向受力区域性 现象明显,在中心区域,罐顶的内侧环向应力为 0.12MPa,外侧环向应力为一0.02MPa,弯矩几 乎为零;中心区域与变截面之间的区域,内侧环 向应力为0.16MPa,外侧环向应力为0.30MPa, 弯矩很小0.0110。N1TI;腋部截面厚度变化 区域,内侧环向应力为一3.59MPa,外侧环向应力 为一3.89MPa,弯矩几乎为零。 4 结语 确定全容式LNG储罐的混凝土外罐预应力方 案是进行外罐模型分析和工程设计的前提条件, 预应力方案的取值是否合适与外罐的设计进度和 配筋方案密切相关。算例中的计算结果表明 1在底板与罐壁的相交区域,水平向预应 力对其影响非常大,分别在其径向和环向产生非 常大的正弯矩作用,故该部分截面在配筋计算时 应重点关注,很可能会出现配筋量非常大的情况, 若配筋不好布置,则应考虑加大此处底板的厚度。 2在底板的中心区域,预应力的影响很小, 几乎可以忽略不计。 3在罐壁根部,水平向预应力对其影响非 常大,分别在其竖向和环向产生非常大的正弯矩 作用,故该部分截面在配筋计算时应重点关注, 很可能会出现配筋量非常大的情况,若配筋不好 布置,则应考虑加大此处罐壁的厚度。 4在罐壁高度离底板顶面约8.5m处,环向 压应力最大,但负弯矩很小;其环向压应力最大 值小于混凝土的受压强度设计值,表明该方案的 预应力取值在该处环向不存在超压的现象,是合 适的。 5在罐壁根部,竖向正弯矩最大,对应罐 壁内外侧的应力非常大。其竖向压应力最大值小 于混凝土的受压强度设计值,表明该项内容是合 适的;其外侧的竖向拉应力已大大超出 昆凝土的 抗拉强度设计值,表明该处混凝土截面会开裂, 竖向受力钢筋会承担较大的拉应力,配筋计算时 应引起注意,若配筋计算不能满足要求,可通过 增加竖向预应力来改善受力状态,由图8可见,竖 向预应力值增加一倍,罐壁内侧的竖向拉应力能 减少1.15MPa左右,但其综合值还是会超过混凝 土的受拉强度设计值,该处开裂不可避免。竖向 预应力取值应综合配筋方案的计算结果来整体 考虑。 6在罐壁高度离底板顶面约5.0m处,竖向 负弯矩最大,罐壁内外侧的应力也很大。其竖向 压应力最大值小于混凝土的受压强度设计值,表 明该项内容是合适的;其竖向拉应力最大值大于 混凝土的受拉强度设计值,表明该区域罐壁内侧 26 CHENⅡCAL ENGINEERING DESIGN 截面会开裂,竖向受力钢筋会承担较大的拉应力, 配筋计算时应引起注意,若配筋计算不能满足要 求,可通过增加竖向预应力来改善受力状态,由 图8可见,竖向预应力值增加一倍,罐壁内侧的竖 向拉应力能减少1.5MPa左右,但其综合值还是可 能会超过混凝土的受拉强度设计值。竖向预应力 取值应综合配筋方案的计算结果来整体考虑。 7在环梁区域,内外侧环向均为压应力, 且都远小于混凝土的受压强度设计值,表明该方 案的预应力取值在该处环向不存在超压的现象, 是合适的。 8在环梁与罐壁的交接处,内侧竖向为拉 应力,外侧竖向为压应力;其竖向压应力值小于 混凝土的受压强度设计值,表明该项内容是合适的; 其竖向拉应力最大值小于混凝土的受拉强度设计 值,表明该区域罐壁内侧截面不会开裂。 9在罐顶的区域,预应力的影响很小,可 以忽略不计。 参考文献 1 BS 777731993,Eatbottomed,vertical,ciudfieal stor- age tanks for low temperature service Part 3.Recommendations for the design and construction of prestressed and reinforced con erete tanks and tank fouudations,and for the design and installa tion of tank insulation,tank liners and tank coatings[S]. 2 EN 1462032006,Design and manufacture of site built, vertical,cylindrical,flatbottomed steel tanks for the storage of refrigerated,liquefied gases with operating temperatures between OC and一165CPay3Concrete Components[S]. 收稿日期20120419 上接第5页 煤制乙醇技术工艺路线长且复杂,在生产乙 醇的同时,产生了大量的副产物水,导致合 成气中氢的1/4被损耗掉,造成能源浪费。加之产 物组分较为复杂,粗产品需要加氢和精制处理, 催化剂成本高等。所以工艺有待进一步完善。 5 结语 新型煤气化技术的发展与应用,为我国乙醇 工业的发展提供了更多可选的途径。大力发展煤 直接制乙醇技术,在充分利用我国资源的基础上, 减轻国际原油价格不断上涨给我国经济发展带来 的挑战与威胁。 收稿日期20120504 浙江丰利气流式涡旋微粉机 国家高新技术企业浙江丰利粉碎设备有限公司吸收消化国外微粉粉碎先进技术再创新,研制成功的新一代气流微粉设 备气流式涡轮微粉机,目前获得国家实用新型专利专利号201120387557.7。该专利具有粉碎效率高,可自由调 节产品粒度,分级效果理想,进料量均匀且可调节,散热性能好,操作简单,清理方便等优点。适合加工多种物料,对热 敏性和纤维性物料均能胜任,产品粒度均匀,能粉碎到微米级和亚微米级粒度,是当前性能好、效率高的节能理想微粉生 产设备。这是该产品在获得国家重点新产品,列入国家火炬计划项目后的又一荣誉。国内已有粉碎机不同程度地存在着粉 碎粒度大,粒度欠均匀,特别是对纤维性、热敏性有机物料难以粉碎等缺陷,因此,此类设备,长期来一直从美国、日本 进口。 为了改变国内尚无集粉碎与气流分级双重功能于一体的微粉碎机现状,浙江丰利在相关科研院所的指导下,悉心研制 成功气流式涡旋微粉机。此机性能与众不同①这是一种立轴反射型粉碎机。分级装置取代通常粉碎的筛网,粉碎效率 高;②装有气流流量调节阀和分级叶轮无级调速器,不停机即可调节产品粒度,且细粉能全部回收,不污染环境;③该机 具有冷却功能,粉碎时温升低,特别适用于加工热敏性和纤维性物料,成品粒度均匀;④生产能力大,维修、操作和清理 方便;⑤该机采用新型进口窄V三角带传动,具有传动功率大、运转平稳、效率高等特点。 目前,该机已广泛应用于化工、医药、涂料、染料、饲料、塑料、橡胶、烟草、植物纤维、食品、农药、冶金、非金 属矿等行业,超微粉碎莫氏硬度4~5级以下的多种物料,是一种高细度、低噪声、高效率的节能理想型粉碎机。产品性能 达到国外同类设备水平,而价格仅为进口设备的10%。产品畅销全国,远销欧美、东南亚,深受用户青睐。 吴红富

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