LNG儲(chǔ)罐球形混凝土穹頂?shù)臒釕?yīng)力及裂縫分布

程旭東，孫連方，馬 紅，韓明一，張如林

（1.中國石油大學(xué)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院，山東青島266580；2.中國石油集團(tuán)工程設(shè)計(jì)有限責(zé)任公司西南分公司，四川成都610041）

LNG儲(chǔ)罐球形混凝土穹頂?shù)臒釕?yīng)力及裂縫分布

程旭東1，孫連方1，馬 紅2，韓明一1，張如林1

（1.中國石油大學(xué)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院，山東青島266580；2.中國石油集團(tuán)工程設(shè)計(jì)有限責(zé)任公司西南分公司，四川成都610041）

對于大型LNG儲(chǔ)罐，其穹頂因水泥水化熱產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，引起混凝土開裂，嚴(yán)重影響儲(chǔ)罐的耐久性。以某大型LNG儲(chǔ)罐穹頂為研究對象，采用ADINA有限元軟件建立精細(xì)化的有限元模型，模擬LNG儲(chǔ)罐穹頂分段澆筑過程中的早期溫度場分布，并將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場測試結(jié)果進(jìn)行對比；數(shù)值分析時(shí)考慮了混凝土徐變及齡期效應(yīng)，對混凝土穹頂?shù)臏囟葓龊蛻?yīng)力場進(jìn)行耦合計(jì)算，得到穹頂?shù)臒釕?yīng)力分布及裂縫開展情況，對穹頂混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行評估，進(jìn)而對參數(shù)的敏感性進(jìn)行分析。結(jié)果表明：穹頂內(nèi)外在混凝土澆筑過程中產(chǎn)生溫差較大，導(dǎo)致巨大熱應(yīng)力；第一澆筑帶的熱應(yīng)力明顯比其他澆筑帶大，環(huán)向熱應(yīng)力大于經(jīng)絡(luò)向熱應(yīng)力，將使穹頂邊緣產(chǎn)生沿環(huán)向分布的經(jīng)絡(luò)向溫度裂縫；水泥種類對穹頂熱力分析結(jié)果有很大的影響。

LNG儲(chǔ)罐；水化熱；溫度場；熱應(yīng)力；混凝土裂縫

隨著石油資源的日趨緊張，天然氣作為一種清潔能源在能源應(yīng)用中的比例越來越大［1］。作為儲(chǔ)存液化天然氣的核心設(shè)備，大型LNG儲(chǔ)罐由內(nèi)罐和外罐組成，內(nèi)罐采用9%鎳鋼建造，外罐由鋼筋混凝土建造［2］，其具體的構(gòu)造可參考文獻(xiàn)［3-6］。球形鋼筋混凝土穹頂作為LNG儲(chǔ)罐外罐的主要組成部分如果在施工期間產(chǎn)生溫度裂縫貫穿罐頂，進(jìn)而引起液化天然氣泄漏，不僅造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，還可能導(dǎo)致儲(chǔ)罐爆炸、環(huán)境污染等嚴(yán)重災(zāi)害。對于LNG儲(chǔ)罐球形混凝土穹頂在施工期間產(chǎn)生溫度裂縫已有部分學(xué)者進(jìn)行了研究。張超等［7］介紹福建的兩座LNG儲(chǔ)罐穹頂部分出現(xiàn)大量裂縫，且裂縫主要出現(xiàn)在變截面處。大型LNG儲(chǔ)罐一般建在沿海城市，儲(chǔ)罐處于海洋型大氣腐蝕環(huán)境中，溫度裂縫會(huì)加快氯離子對鋼筋的侵蝕，嚴(yán)重影響混凝土穹頂?shù)哪途眯?。溫度裂縫產(chǎn)生主要是由于水泥水化熱導(dǎo)致混凝土產(chǎn)生溫度變形，變形受到約束而產(chǎn)生熱應(yīng)力，當(dāng)熱應(yīng)力超過混凝土的抗拉強(qiáng)度則引起混凝土開裂。目前，國內(nèi)外學(xué)者對大壩、核反應(yīng)安全殼、大型基礎(chǔ)等大體積混凝土結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力及溫度裂縫控制進(jìn)行了大量的研究［8-11］，而針對LNG儲(chǔ)罐穹頂這種新型薄殼大跨結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力及溫度裂縫研究較少。張超等［7］定性地分析了LNG儲(chǔ)罐穹頂施工期間溫度裂縫產(chǎn)生的原因，提出了防治裂縫產(chǎn)生的措施；李建新等［12］對LNG儲(chǔ)罐穹頂施工期間的溫度裂縫進(jìn)行了數(shù)值分析，但其將早齡期混凝土力學(xué)參數(shù)取為常數(shù)，且未考慮混凝土的徐變效應(yīng)。筆者在考慮混凝土的齡期效應(yīng)及徐變的基礎(chǔ)上，采用通用有限元程序ADINA對LNG儲(chǔ)罐穹頂?shù)臏囟葓黾皯?yīng)力場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場測試結(jié)果進(jìn)行對比。

1　基本原理

1.1混凝土溫度場

水泥水化反應(yīng)是一個(gè)復(fù)雜的物理與化學(xué)過程，在水化熱作用下，混凝土可以看成內(nèi)部含有熱源的連續(xù)均勻介質(zhì)，根據(jù)Fourier熱傳導(dǎo)理論，混凝土內(nèi)部的溫度場是齡期和空間函數(shù)，三維不穩(wěn)定溫度場的熱傳導(dǎo)微分方程為

其中

式中，T為溫度，℃；τ為時(shí)間，d；ρ、c、λ分別為混凝土密度、比熱容及導(dǎo)熱系數(shù)，kg/m3、kJ/（kg·℃）、kJ/（m·h·℃）；θ為混凝土的絕熱升溫，℃；θ0為最大絕熱升溫，℃；a，b為常數(shù)，由試驗(yàn)確定。

混凝土的初始條件為

混凝土表面的熱量通過熱對流釋放到環(huán)境中，其與空氣接觸面為第三類邊界條件：

式中，θamb為環(huán)境氣溫，℃；hc為混凝土表面與空氣之間的熱對流系數(shù)，kJ/（m2·h·℃）。

1.2混凝土應(yīng)力場

在有限元分析時(shí)，早齡期混凝土熱應(yīng)力的計(jì)算考慮了混凝土徐變和約束度的影響，將時(shí)間離散化，按增量線性疊加法求得各節(jié)點(diǎn)t時(shí)刻應(yīng)力場為［13-14］

式中，α為第i時(shí)間段混凝土熱膨脹系數(shù)，℃-1；Ri為約束系數(shù)；K（τ，ti）為應(yīng)力松弛系數(shù)；ΔTi為混凝土的溫差，℃；Ei為彈性模量，MPa。

1.3裂縫開裂判斷

采用開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)判斷混凝土是否發(fā)生開裂。由于混凝土是復(fù)合材料，其材料性能具有波動(dòng)性，混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)超過0.7時(shí)，開裂風(fēng)險(xiǎn)較大。

式中，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，η為開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)。

2　參數(shù)計(jì)算

2.1熱學(xué)參數(shù)

混凝土等級為C50，水泥采用425硅酸鹽水泥；混凝土成分分別為：水泥、中粗砂、碎石、水和外加劑，其質(zhì)量配合比為490∶580∶1 154∶170∶6；混凝土密度為2400 kg/m3，泊松比為0.17，比熱容為0.813 kJ/（kg·℃），水泥最終水化熱為350 kJ/kg，最大絕熱升溫為65℃，導(dǎo)熱系數(shù)為8.5 kJ/（m·h·℃），熱膨脹系數(shù)為10-5/℃，28 d彈性模量為34.5 GPa，28 d抗拉強(qiáng)度為2.64 MPa；鋼筋采用HRB400級鋼筋，導(dǎo)熱系數(shù)為163.4 kJ/（m·h·℃），比熱容為0.64 kJ/（kg·℃），密度為7800 kg/m3。

水泥水化熱采用的計(jì)算模型［15］為

式中，τ為齡期，d；Q0為最終的水化熱，kJ/kg；Q（τ）為τ時(shí)刻累積的水化熱；a，b為與水泥種類有關(guān)的常數(shù)，a=0.36、b=0.74。

混凝土導(dǎo)熱系數(shù)采用文獻(xiàn)［16］提供的計(jì)算模型，其表達(dá)式為

式中，τ為齡期，d；λ（τ）為τ時(shí)刻混凝土熱傳導(dǎo)系數(shù)，kJ/（m·h·℃）；λ0為已硬化混凝土導(dǎo)熱系數(shù)，kJ/（m·h·℃）。

穹頂澆筑期支護(hù)模板為鋼模板，鋼模板對溫度場的影響采用等效熱對流系數(shù)的方法來考慮，等效熱對流系數(shù)［15］為

式中，hfree為模板熱對流系數(shù)，kJ/（m2·h·℃）；v為風(fēng)速，取青島地區(qū)年平均風(fēng)速5.6 m/s；h為混凝土表面等效熱對流系數(shù)，kJ/（m2·h·℃）；li為鋼模板厚度，取0.02 m；ki為鋼模板導(dǎo)熱系數(shù)，取146 kJ/（m·h·℃）。

2.2力學(xué)參數(shù)

早齡期混凝土的熱應(yīng)力數(shù)值計(jì)算必須考慮齡期和溫度對其力學(xué)性能的影響。通過編寫用戶子程序，并將其嵌入ADINA自定義材料模塊中，實(shí)現(xiàn)了彈性模量隨齡期變化，具體實(shí)現(xiàn)過程見參考文獻(xiàn)［17］?；炷恋膹椥阅Ａ浚?8-19］為

式中，Ec（28）為齡期28 d混凝土的彈性模量，GPa；τ0=0.2 d；s、nE為試驗(yàn)常數(shù)，s=0.173，nE=0.394；τe為等效齡期。

采用Freiesleben等［20］提出的方法計(jì)算等效齡期：

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

進(jìn)行有限元分析時(shí)，通過時(shí)間步累積疊加的方法計(jì)算等效齡期。

混凝土的抗拉強(qiáng)度［18-19］計(jì)算為

式中，ft（28）為齡期28 d混凝土的抗拉強(qiáng)度，MPa；nt為試驗(yàn)常數(shù)，nt=0.658。

早齡期混凝土的熱應(yīng)力發(fā)展受徐變的影響非常大，徐變可以降低混凝土的最大拉應(yīng)力，從而延緩混凝土裂縫的產(chǎn)生。徐變引起的應(yīng)力松弛效應(yīng)可以通過松弛彈性模量代替原來的彈性模量的方法計(jì)算。松弛彈性模量為

其中

式中，KP（τ，τ0）為τ時(shí)刻混凝土應(yīng)力松弛系數(shù)；τ0為結(jié)構(gòu)開始受力時(shí)刻。

3　工程實(shí)例

3.1模型建立

以山東某LNG接收站的一個(gè)16萬立方米大型LNG儲(chǔ)罐鋼筋混凝土穹頂為例進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，穹頂跨度為82 m，平均矢高為11.2 m，曲率半徑R為82.2 m，幾何詳圖見圖1。LNG儲(chǔ)罐穹頂沿經(jīng)絡(luò)向分4段進(jìn)行澆筑，第1澆筑帶弧長為9.4 m，第2～4澆筑帶弧長為11.1 m；穹頂采用C50混凝土建造，

圖1　LNG儲(chǔ)罐穹頂幾何尺寸及第1澆筑帶監(jiān)測點(diǎn)位置Fig.1 Geometry of LNG tank dome and location of monitoring points of the first pouring tape

鋼筋采用直徑為28 mm的HRB400級，每隔0.2 m布置在穹頂?shù)纳?、下兩層。根?jù)對稱性，取罐頂1/4建模，穹頂邊緣采用固定端約束，對稱面施加對稱彈性約束。每個(gè)澆筑帶澆筑時(shí)間間隔為7 d，采用ADINA中的單元生死法模擬混凝土的澆筑順序。數(shù)值計(jì)算時(shí)，溫度場與應(yīng)力場采用相同的有限單元網(wǎng)格，均采用8節(jié)點(diǎn)單元，計(jì)算步長均為4 h，該大型LNG儲(chǔ)罐球形穹頂有限元模型見圖2。在LNG儲(chǔ)罐穹頂現(xiàn)場施工過程中，第一澆筑帶設(shè)置了溫度傳感器，以監(jiān)測混凝土內(nèi)外的溫度變化。溫度傳感器記錄儀在混凝土澆筑3 d內(nèi)每隔2 h記錄一次，之后每隔4 h記錄一次，溫度傳感器測點(diǎn)位置分布見圖1。

圖2　LNG儲(chǔ)罐穹頂有限元模型Fig.2 Finite element model for LNG storage tank dome

3.2溫度場

采用有限單元法對式（1）進(jìn)行求解獲得LNG儲(chǔ)罐穹頂內(nèi)部的溫度場。各澆筑帶底部中心點(diǎn)溫度時(shí)程曲線見圖3。由圖3可知，各澆筑帶溫度變化曲線具有相同的趨勢，分為升溫、降溫、趨于穩(wěn)定3個(gè)過程，升溫速率大于降溫速率。早齡期混凝土熱應(yīng)力主要由溫度升降速率不一致及材料熱力學(xué)參數(shù)隨齡期變化引起。第1澆筑帶的溫度變化幅度明顯大于其他澆筑帶，為溫控重點(diǎn)部位，最高溫度為62℃，最高升溫為42℃；第2～4澆筑帶由于厚度較薄，最高溫度及最高升溫較小，其溫度曲線受環(huán)境影響而產(chǎn)生微小波動(dòng)。

圖3　各澆筑帶底部中心點(diǎn)溫度時(shí)程曲線Fig.3 Temperature time curve of center point at bottom of each pouring layer

第一澆筑帶部分監(jiān)測點(diǎn)溫度時(shí)程曲線如圖4所示。由圖4可知，A監(jiān)測點(diǎn)溫度在水化反應(yīng)進(jìn)行36 h時(shí)迅速達(dá)到峰值，其值為62.9℃，與環(huán)境之間的溫差較大，易導(dǎo)致混凝土的開裂；B監(jiān)測點(diǎn)需要28 h達(dá)到溫度峰值56℃，C監(jiān)測點(diǎn)需要20 h達(dá)到溫度峰值48℃；各測點(diǎn)在混凝土澆筑11 d后溫度趨于穩(wěn)定。由圖4還可知，數(shù)值計(jì)算值與現(xiàn)場實(shí)測值相吻合，兩者誤差在工程允許范圍內(nèi)，從而驗(yàn)證了采用ADINA有限元軟件分析由水化熱引起的LNG儲(chǔ)罐穹頂早期溫度場分布的可靠性和準(zhǔn)確性。

在混凝土澆筑完成8、16、24、36、44、72 h時(shí)溫度沿穹頂厚度的分布見圖5。由圖5可知，溫度沿穹頂厚度方向?qū)ΨQ分布，中心點(diǎn)溫度大于邊緣點(diǎn)溫度；由于LNG儲(chǔ)罐穹頂具有相對較小的厚長比，散熱較快，混凝土內(nèi)部與表面之間溫差較小，最大值為13.39℃，點(diǎn)A與D實(shí)測最大溫差為14.12℃；由于溫差（中心點(diǎn)與表面點(diǎn)）超過20℃才有可能引起早齡期混凝土開裂［14］，所以由溫度沿厚度方向非線性分布引起的內(nèi)約束應(yīng)力較小，不足以產(chǎn)生溫度裂縫。

圖4　各測點(diǎn)溫度時(shí)程曲線Fig.4 Temperature time curve of each measuring point

圖5　溫度沿穹頂厚度的變化Fig.5 Temperature variation along dome thickness

3.3應(yīng)力場

將不穩(wěn)定溫度場求解得到的節(jié)點(diǎn)溫度變化以荷載形式施加到混凝土結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)上進(jìn)行應(yīng)力場分析，采用式（4）對穹頂?shù)臒釕?yīng)力進(jìn)行計(jì)算。假設(shè)拉應(yīng)力為正、壓應(yīng)力為負(fù)，圖6為各澆筑層底部某點(diǎn)環(huán)向與經(jīng)絡(luò)向熱應(yīng)力時(shí)程曲線。根據(jù)圖6（a）可知，各澆筑帶熱應(yīng)力發(fā)展變化趨勢相同，分為壓應(yīng)力發(fā)展、壓應(yīng)力轉(zhuǎn)為拉應(yīng)力、拉應(yīng)力趨于殘余應(yīng)力3個(gè)階段；各澆筑帶熱應(yīng)力時(shí)程曲線受環(huán)境影響產(chǎn)生微小的波動(dòng)，波動(dòng)周期與氣溫變化相吻合；第1澆筑帶因靠近罐壁而受到相對較大的約束，所以其熱應(yīng)力明顯大于其他澆筑帶；第2～4澆筑帶由于澆筑尺寸及約束狀況相似，所以其應(yīng)力變化曲線相近。由圖6可知，環(huán)向熱應(yīng)力明顯大于經(jīng)絡(luò)向熱應(yīng)力，與彈性力學(xué)分析結(jié)果相吻合，而且現(xiàn)場施工經(jīng)驗(yàn)表明LNG儲(chǔ)罐穹頂邊緣經(jīng)常產(chǎn)生經(jīng)絡(luò)向裂縫。根據(jù)文獻(xiàn)［21］可知，在后期LNG儲(chǔ)罐運(yùn)行過程中，因罐內(nèi)氣壓的作用穹頂邊緣產(chǎn)生較大拉應(yīng)力，此拉應(yīng)力與熱應(yīng)力疊加，增大穹頂開裂的危險(xiǎn)。在LNG儲(chǔ)罐穹頂混凝土澆筑過程中應(yīng)采取有效措施降低第1澆筑帶的溫差，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮溫度荷載，增加第1澆筑帶穹頂邊緣附近的構(gòu)造配筋。

圖6　各澆筑帶底部某點(diǎn)環(huán)向熱應(yīng)力及經(jīng)絡(luò)向熱應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.6 Hoop and meridian thermal stress time curve of a point at bottom of each pouring layer

第1澆筑帶監(jiān)測點(diǎn)（圖1）環(huán)向熱應(yīng)力時(shí)程曲線如圖7所示。由圖7可知，各監(jiān)測點(diǎn)分為受壓和受力兩個(gè)階段，A點(diǎn)混凝土澆筑96 h時(shí)，混凝土由受壓轉(zhuǎn)為受拉，混凝土澆筑132 h后，A點(diǎn)的拉應(yīng)力超過其抗拉強(qiáng)度，混凝土開始產(chǎn)生溫度裂縫；B點(diǎn)所受最大拉應(yīng)力接近混凝土抗拉強(qiáng)度，混凝土具有開裂危險(xiǎn)；比較A、B、C三條曲線可知，混凝土離LNG儲(chǔ)罐環(huán)梁（罐壁）越近，所受的熱應(yīng)力就越大，數(shù)值分析表明，沿經(jīng)絡(luò)線弧長距離環(huán)梁0～5 m范圍內(nèi)，穹頂產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，其他范圍熱應(yīng)力較小。

圖7　監(jiān)測點(diǎn)環(huán)向熱應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.7 Hoop thermal stress time curve of monitoring point

由圖7可知，混凝土徐變對早齡期混凝土熱應(yīng)力發(fā)展具有顯著影響。徐變引起的應(yīng)力松弛效應(yīng)使早齡期混凝土拉應(yīng)力大幅度減小，對混凝土壓應(yīng)力增長也有削弱作用；在混凝土澆筑100 h前，徐變引起的應(yīng)力松弛效應(yīng)比較小，在混凝土澆筑100 h后，徐變引起的應(yīng)力松弛效應(yīng)比較大，熱應(yīng)力減小幅度約為35%，導(dǎo)致混凝土所受拉應(yīng)力大幅度降低，延緩了混凝土開裂時(shí)間，降低了混凝土開裂程度。

3.4裂縫開裂風(fēng)險(xiǎn)

數(shù)值計(jì)算時(shí)，采用式（5）對第1澆筑帶重點(diǎn)位置混凝土的開裂風(fēng)險(xiǎn)進(jìn)行了評估，第1澆筑帶部分監(jiān)測點(diǎn)混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)曲線見圖8。A點(diǎn)的開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)明顯大于1，穹頂邊緣將產(chǎn)生沿環(huán)向分布的經(jīng)絡(luò)向溫度裂縫；B點(diǎn)的開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)約為1，

圖8　監(jiān)測點(diǎn)開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)發(fā)展曲線Fig.8 Cracking risk factor development curve of monitoring point

與B點(diǎn)經(jīng)絡(luò)向相等處產(chǎn)生溫度裂縫的風(fēng)險(xiǎn)很大；由于約束作用減弱，B點(diǎn)以上位置混凝土的開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)小于1，混凝土開裂的風(fēng)險(xiǎn)較小。比較點(diǎn)A與D開裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)曲線可知，穹頂厚度中心點(diǎn)開裂風(fēng)險(xiǎn)大于邊緣點(diǎn)開裂風(fēng)險(xiǎn)，溫度裂縫將從厚度中心點(diǎn)向外表面擴(kuò)展。

3.5參數(shù)研究

在對LNG儲(chǔ)罐穹頂進(jìn)行熱力分析時(shí)，發(fā)現(xiàn)溫度場分布對應(yīng)力場具有顯著影響，水泥種類（主要通過水化熱體現(xiàn)）、環(huán)境溫度、熱對流系數(shù)對混凝土內(nèi)部的溫度場具有顯著影響，從而影響了混凝土內(nèi)部熱應(yīng)力分布。本文中采用數(shù)值計(jì)算方法對上述三參數(shù)的敏感性進(jìn)行了分析。

在其他條件不變情況下，單獨(dú)分析水泥種類的影響。表1記錄了不同水化熱（水泥種類）混凝土的最高升溫與最大內(nèi)外表面溫差。由表1可知，隨著水化熱降低，混凝土的最高升溫與最大溫差也不斷降低；工況1與工況3最高升溫相差9.7℃，取混凝土的線性膨脹系數(shù)為1×10-5/℃，早齡期混凝土彈性模量為20 GPa，由此溫差引起的熱應(yīng)力高達(dá)1.8 MPa。由此可見，水泥種類對LNG儲(chǔ)罐穹頂?shù)臏囟葓雠c應(yīng)力場有顯著影響，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡量采用低水化熱水泥以降低混凝土開裂的風(fēng)險(xiǎn)。

表1　不同水泥水化熱的溫度場分析結(jié)果Table 1 Results of temperature field analysis based on different cement hydration heat

在其他條件不變情況下，單獨(dú)分析熱對流系數(shù)的影響。表2為不同熱對流系數(shù)下最高升溫與最大溫差變化。由表2可知，熱對流系數(shù)對混凝土內(nèi)部溫度場分布影響較小，熱對流系數(shù)從20 kJ/（m2·h·℃）變?yōu)?0 kJ/（m2·h·℃）時(shí)，最高升溫只改變4.21℃，由此溫差引起的熱應(yīng)力比較小。數(shù)值分析還表明環(huán)境溫度與熱對流系數(shù)相似，對溫度場的影響很小，環(huán)境溫度從20℃變?yōu)?5℃時(shí)，最高升溫只改變1.68℃。由此可見，在對LNG儲(chǔ)罐穹頂進(jìn)行熱應(yīng)力分析時(shí)，環(huán)境溫度與熱對流系數(shù)的取值在合理范圍內(nèi)可以保證計(jì)算結(jié)果誤差在工程允許范圍內(nèi)。

表2　不同熱對流系數(shù)的溫度場分析結(jié)果Table 2 Results of temperature field analysis based on different thermal convection coefficients

4　結(jié) 論

（1）在LNG儲(chǔ)罐穹頂施工期間，溫度場具有相似的變化趨勢，分為升溫、降溫和趨于穩(wěn)定3個(gè)過程，升溫速率明顯大于降溫速率，溫度在混凝土澆筑1 d左右達(dá)到峰值，在11 d后趨于環(huán)境溫度；LNG儲(chǔ)罐穹頂?shù)?澆筑帶溫度變化幅度明顯大于其他澆筑帶，為溫控重點(diǎn)部位。

（2）LNG儲(chǔ)罐穹頂因水泥水化熱產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，混凝土先受壓后受拉，環(huán)向熱應(yīng)力明顯大于經(jīng)絡(luò)向熱應(yīng)力。在混凝土澆筑6 d時(shí)，穹頂邊緣所受的熱應(yīng)力超過混凝土的抗拉強(qiáng)度，將使此處混凝土產(chǎn)生經(jīng)絡(luò)向溫度裂縫，裂縫將從厚度中心向外表面擴(kuò)展；徐變可以延緩混凝土的開裂，降低混凝土開裂風(fēng)險(xiǎn)，在混凝土澆筑4 d后，徐變引起的應(yīng)力松弛效應(yīng)比較明顯。

（3）水泥種類對LNG儲(chǔ)罐穹頂溫度場和應(yīng)力場具有顯著影響，熱對流系數(shù)及環(huán)境溫度參數(shù)對LNG儲(chǔ)罐穹頂溫度場與應(yīng)力場影響較小。

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（編輯 沈玉英）

Thermal stress and crack distribution of concrete dome of spherical LNG storage tank

CHENG Xudong1，SUN Lianfang1，MA Hong2，HAN Mingyi1，ZHANG Rulin1
（1.College of Pipeline and Civil Engineering in China University of Petroleum，Qingdao 266580，China；2.China Petroleum Engineering Southwest Company，Chengdu 610041，China）

During the construction process of large-scale LNG storage tanks，the hydration heat of cement causes a great thermal stress to LNG storage tank dome，which leads to concrete cracking and seriously affects the durability of the dome.An improved finite element model for a large-scale LNG storage tank was established using the finite element program ADINA，and the temperature field in tank dome was determined in the process of segmented pouring of concrete，the numerical simulation results were compared with the field test results.The temperature field and the structure were coupled by considering concrete creep and age effects，the distributions of thermal stress and crack were determined，and the risks of concrete cracking were estimated.Furthermore，the sensitivity of the parameter was analyzed.The results show that a great temperature difference between the inside and the outside of the dome is generated in the process of concrete pouring，which will cause a great thermal stress.The thermal stress of the first pouring is greater than others，the hoop stress is greater than the meridian stress，and it will make the edge of dome produce meridian cracks along the circumferential direction.Types of cement have an important effects on the results of thermal stress.

LNG storage tank；hydration heat；temperature field；thermal stress；concrete cracking

TE 821

A

1673-5005（2015）05-0130-07

10.3969/j.issn.1673-5005.2015.05.018

2015-01-08

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51408609）；山東省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（ZR2012EEL23）；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)（15CX05004A）

程旭東（1971-），男，教授，博士，研究方向?yàn)橥聊竟こ獭⒂吞锏孛婀こ探Y(jié)構(gòu)及LNG儲(chǔ)罐。E-mail：chengxd@upc.edu.cn。

引用格式：程旭東，孫連方，馬紅.LNG儲(chǔ)罐球形混凝土穹頂?shù)臒釕?yīng)力及裂縫分布［J］.中國石油大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2015，39（5）：130-136.

CHENG Xudong，SUN Lianfang，MA Hong，et al.Thermal stress and crack distribution of concrete dome of spherical LNG storage tank during construction［J］.Journal of China University of Petroleum（Edition of Natural Science），2015，39（5）：130-136.