大型復材儲罐罐頂新型加固技術及穩定性分析*

梁 旭 王云浩 譚力豪 胡黎俐 馮 鵬

大型復材儲罐罐頂新型加固技術及穩定性分析*

梁 旭1王云浩1譚力豪2胡黎俐1馮 鵬3

(1. 上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海 200240；2. 北京航空航天大學交通科學與工程學院，北京 100191；3. 清華大學土木工程系，北京 100084)

大型儲罐罐頂的罐壁薄、跨度大，在外壓作用下容易出現失穩問題。以某大型2萬t復材儲罐典型工程為例，針對其罐頂穩定性提升的需求，提出復材拱加固、復材拱–工字鋼–槽鋼組合加固、工字鋼-槽鋼組合加固、三角鋼桁架加固罐頂等四種加固方案，并建立有限元模型對加固前后的儲罐進行特征值屈曲分析。結果表明，加固前罐頂穩定系數為1.29，遠小于GB150—1998《鋼制壓力容器》的要求（穩定系數為15）。除復材拱加固外，其余應用鋼結構與復材進行組合的加固方案均有較好的效果，加固后罐頂穩定系數均滿足GB150—1998的要求。在此基礎上，綜合分析了各加固方案的造價及施工工藝，結果表明小截面三角鋼桁架加固復材罐頂為最優方案，為大型復材儲罐罐頂的加固和優化設計提供技術參考。

復材；大型儲罐；加固；鋼桁架；穩定系數

0 引 言

儲罐結構是典型的薄殼結構，廣泛應用于能源、食品、化工產品等各類液體和固體的儲存。大型儲罐中，立式圓柱儲罐最為常見，其由罐頂、圓柱殼罐壁、底板以及附屬結構等組成[1]。罐頂是儲罐罐壁以上的結構部件，它的主要作用是為儲罐內的儲存介質提供一個封閉的空間，以保證儲存介質具有良好的儲存環境。工程案例表明，因儲罐內壓增大導致的罐頂與罐壁撕裂[2]、風力作用導致的罐頂凹癟[3]等事故會給罐體結構的作業帶來極大危險。因此，罐頂的結構安全至關重要[4]。國內傳統的儲罐材料大多采用鋼材，主要使用碳素鋼、低合金鋼和高合金鋼等，其具有價格低、操作性強、強度高、剛度大等特點[5]。近年來，隨著工業化的發展和能源戰略儲備需求的增加，儲罐發展趨于大型化，同時需滿足長壽命、高耐久等要求。為實現儲罐的大型化，罐頂跨度將大幅增加，使得結構自重增大，并增加了制造難度和成本。與此同時，鋼儲罐在自然環境和儲存介質影響下，其內外側均容易產生腐蝕，這對儲罐的功能影響很大[6]，使得結構難以滿足長壽命的要求。

復材具有輕質高強、耐腐蝕、可設計性強等優點，將其作為儲罐的主要材料可以較好地解決上述問題，因此以玻璃纖維復合材料（簡稱玻纖復材）為代表的復材儲罐在實際工程中得到了廣泛的發展[7-8]。市場調查表明，2021年全球玻纖復材儲罐市場規模和份額的需求價值約為23億美元，并預計將以高于4.5%的年復合增長率增長，預計到2028年將達到31億美元以上[9]。由于玻纖復材彈性模量較低、剛度小、易變形，在建造大型儲罐時容易出現穩定性問題[7]，必須在設計中引起重視。對此，徐書根等[10]在罐頂結構內部設槽鋼加強筋；張瑾等[7]設計了新型含夾芯層的復合結構罐頂；范虹等[11]提出罐頂設置加強圈和加強筋方案?；谏鲜鰡栴}和現有研究基礎，以國內某大型2萬t儲罐典型工程為例，針對其穩定性問題提出了復材拱加固、復材–工字鋼–槽鋼組合加固、工字鋼–槽鋼組合加固、三角鋼桁架加固等四類新型加固技術，參考文獻[12-14]的建模方法對加固前后的罐頂薄殼結構進行了精細化有限元建模和屈曲性能分析，并以提升穩定性、節約成本、施工便捷為綜合目標，進行了方案對比分析，獲得了最優加固方法。

1 儲罐罐頂參數及屈曲性能

某大型2萬t儲罐罐頂采用大跨徑薄殼型玻纖復材結構，該復材結構通過濕法纏繞工藝制作而成。玻纖復材彈性模量為10 GPa，泊松比為0.3，兩個垂直方向的剪切模量分別為5 GPa和3 GPa。罐頂主體厚度及與罐壁連接處厚度分別為35，45 mm。罐頂底部到頂部的高度為4.158 m，罐頂跨度為31 m。根據HG/T 3983—2007《耐代子腐蝕現場纏繞玻璃鋼大型容器》[15]的要求，罐頂最大設計外壓為0.5 kN/mm2，因此，考慮最不利情況，沿罐頂表面法線方向施加0.5 kN/mm2荷載。為保證罐頂和罐壁連接處的強度，在連接處進行內外加強，如圖1所示。

圖1 罐頂結構細節（mm）

現有文獻表明，通過精細的有限元建模，可以較好地模擬出薄殼失穩的行為[12-14]?；诖?，采用ABAQUS[16]對此罐頂進行特征值屈曲分析，輸入實際的材料性能參數和罐頂薄殼結構的幾何形狀與尺寸，并根據實際結構的邊界條件設置有限元模型的邊界條件，以獲得反映實際工程情況的計算結果。罐頂采用S4R殼單元，并采用300 mm網格。在罐頂面施加法向荷載0.5 kN/mm2并考慮自重，約束罐頂底邊所有方向自由度模擬罐頂的邊界條件。玻纖復材罐頂一階屈曲模態為罐頂表面環向的連續鼓曲，如圖2所示。玻纖復材罐頂的穩定系數僅有1.29，遠低于GB 150—1998《鋼制壓力容器》[17]規定的罐頂的穩定系數值（15）。因此，亟需進行抗屈曲加固。

圖2 玻纖復材罐頂一階屈曲模態

2 大型復材儲罐罐頂新型加固設計

2.1 方案1：復材拱加固

為解決玻纖復材罐頂的連續鼓曲問題，在罐頂設置36個復材拱增強罐頂剛度，罐頂和復材拱的具體尺寸見圖3。施工工藝如下：罐頂和復材拱之間整體鋪設黏結層，黏結層覆蓋于罐頂和罐壁連接處。

圖3 復材拱加固（mm）

在ABAQUS有限元模型中，罐頂和復材拱采用S4R殼單元。罐頂和復材拱整體網格尺寸均為300 mm，如圖4所示。由于罐頂和復材拱之間整體鋪設黏結層，因此認為罐頂和復材拱之間接觸穩定且無相對滑移，在ABAQUS中將罐頂和復材拱綁定連接。在罐頂面施加給定的法向荷載并考慮自重，在罐頂底邊設置固定約束模擬罐頂的邊界條件。對加固后罐頂進行特征值屈曲分析，獲得其一階屈曲模態和特征值。加固后罐頂的一階屈曲模態見圖5，復材拱間隙的罐頂表面發生了鼓曲。加固后罐頂的穩定系數為5.05，仍小于GB 150—1998規定的橢圓形罐頂的穩定系數值。因此需要對薄弱位置進一步強化。

圖4 網格劃分及邊界條件

2.2 方案2：復材拱–工字鋼–槽鋼組合加固

在2.1節的基礎上，為有效提高罐頂穩定性，在各復材拱之間布置工字鋼，并在工字鋼跨度中部布置C型槽鋼以限制工字鋼的側向失穩，如圖6所示。工字鋼和C型槽鋼的屈服強度均取345 MPa，彈性模量取210 GPa。工字鋼、C型槽鋼和中心限位環的尺寸見圖7。此方案的施工工藝如下：將工字鋼和中心限位環吊裝至罐頂，工字鋼以及中心限位環下部與罐頂表面之間手糊黏結層固定，并將各工字鋼端部通過焊接固定在罐頂的中心限環上；之后將C型槽鋼吊裝至工字鋼上部，其下表面和工字鋼上表面貼合焊接。

圖5 復材拱加固罐頂一階屈曲模態

在ABAQUS有限元模型中，工字鋼和C型槽鋼均采用SR4殼單元，中心限位環采用C3D8R實體單元。鋼材采用理想彈塑性本構模擬。工字鋼與罐頂表面之間、工字鋼與C型槽鋼之間、工字鋼與中心限位環之間以及中心限位環與罐頂表面之間采用綁定連接。邊界條件為罐頂底邊設置固端約束。在罐頂表面施加給定法向荷載進行特征值屈曲分析。加固后罐頂的一階屈曲模態見圖8，部分工字鋼發生側向扭轉失穩。加固后罐頂的穩定性系數為17.22>15，滿足GB 150—1998的要求。

圖6 復材拱–工字鋼–槽鋼組合加固

圖7 構件位置及構件尺寸（mm）

圖8 復材拱–工字鋼–槽鋼組合加固罐頂一階屈曲模態

2.3 方案3：工字鋼–槽鋼組合加固

考慮材料成本，對罐頂進行優化，罐頂主體厚度減小為35 mm，與罐壁連接處厚度減小為25 mm。由于鋼材每噸價格低于復材，將復材拱去掉，全部改用工字鋼，并將中心限位環優化為薄壁構件形式。由方案2分析可知，工字鋼易發生側向失穩，因此布置更多C型槽鋼來約束工字鋼的側向位移，工字鋼、C型槽鋼和中心限位環的構件位置及尺寸見圖9和圖10。施工工藝如下：先吊裝工字鋼至罐頂頂面，將工字鋼下部與罐頂表面鋪設手糊黏結層，如圖9所示。之后將C型槽鋼吊裝至工字鋼上部指定位置并與工字鋼進行焊接。

在ABAQUS有限元模型中，工字鋼、C型槽鋼和中心限位環均采用SR4殼單元，整體網格尺寸均為100 mm，鋼材本構同2.2節。構件接觸定義，荷載施加及邊界條件同2.2節。特征值屈曲分析結果表明，薄弱位置在工字鋼之間的復合材料罐頂位置，如圖11所示，C型槽鋼的密集布置提高了工字鋼的抗扭能力。此方案加固后的穩定性系數為15.01>15，滿足GB 150—1998的要求。

圖9 工字鋼–槽鋼組合加固

圖10 工字鋼、槽鋼和中心限位環位置及尺寸（mm）

圖11 工字鋼–槽鋼加固罐頂一階屈曲模態

2.4 方案4：三角鋼桁架加固

2.4.1 大截面鋼桁架加固

對罐頂主體厚度和連接處厚度進行優化，分別減小到25，35 mm。為進一步提高鋼構件的抗扭剛度，將工字鋼替換為大截面三角鋼桁架，沿罐頂表面均勻布置16個鋼桁架，鋼桁架一端與中心限位環固定連接，如圖12所示。桁架的上下弦桿、腹桿和拉桿的具體尺寸見圖13。施工工藝如下：首先在工廠預制鋼桁架和中心限位環，并將各鋼桁架焊接至中心限位環，之后吊裝至罐頂，將下弦桿、腹桿以及斜向系桿和罐頂之間鋪設手糊黏結層，中間的空隙采用膩子進行填充。

圖12 大截面鋼桁架加固

圖13 大截面鋼桁架布置及構件尺寸（mm）

在ABAQUS有限元模型中，上下弦桿、腹桿和拉桿均采用SR4殼單元。鋼桁架中的鋼構件以及中心限位環網格尺寸均為100 mm，鋼材本構同2.2節。桁架的鋼構件之間、鋼桁架和罐頂頂面、中心限位環與罐頂頂面之間綁定連接。荷載施加和邊界條件同2.2節。加固后罐頂的一階屈曲模態見圖14，最外端腹桿發生了屈曲失穩。加強后結構的穩定性系數為15.726>15，滿足GB150—1998的要求。

圖14 大截面鋼桁架加固罐頂一階屈曲模態

2.4.2 小截面鋼桁架加固

將罐頂主體和連接處的厚度分別進一步優化為20，30 mm。在2.4.1節基礎上，將鋼桁架優化為小截面三角鋼桁架并用C型槽鋼進一步限制鋼桁架的側向位移。小截面三角鋼桁架布置及構件尺寸見圖15，16。此方案的施工工藝和2.4.1節類似。此外，將中心限位環與鋼桁架焊接后的整體結構吊裝至罐頂后，在桁架上方指定位置焊接C型槽鋼。

在ABAQUS有限元模型中，上下弦桿、腹桿和C型槽鋼均采用SR4殼單元。鋼桁架中的鋼構件以及中心限位環網格尺寸均為100 mm，鋼材本構同2.2節。桁架和罐頂表面接觸，中心限位環和罐頂表面接觸，C型槽鋼和上弦桿以及上弦桿和中心限位環接觸均為綁定連接。荷載施加和邊界條件同2.1節。加固后罐頂的一階屈曲模態見圖17，C型槽鋼發生扭轉失穩，部分腹桿發生屈曲。穩定性系數為16.04>15，滿足GB 150—1998的要求。

圖15 小截面三角鋼桁架加固

圖16 小截面鋼桁架布置及構件尺寸（mm）

圖17 小截面鋼桁架加固罐頂一階屈曲模態

3 加固方案對比分析

綜合考慮加固方案的造價、加固后的罐頂穩定性以及施工復雜程度，對各加固方案進行對比分析。

首先，4種加固方案的總價格和穩定系數對比見表1。復材拱、復材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面和小截面鋼桁架加固罐頂后的穩定系數相較于未加固罐頂提升了2.9%、12.3%、10.6%、11.2%和11.4%，結果表明，除復材拱加固外，其余加固方式均能有效提高罐頂的穩定性，加固后的穩定系數均大于GB 150–1998規定的穩定系數值。復材拱、復材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面鋼桁架加固罐頂后的總造價比未加固罐頂造價提升了52.1%、86.6%、28.3%、5.16%，而小截面鋼桁架加固方案造價則比加固前減小了19.4%

第二，分析四類方案的施工工藝。復材拱加固方案的施工工藝為手糊黏結層工藝，施工效率比較低。復材拱–工字鋼–槽鋼組合加固除了上述手糊復材拱的工藝外，還需將工字鋼和槽鋼吊裝至罐頂后進行焊接，再進行粘貼，工藝較為復雜。相較于復材拱–工字鋼–槽鋼組合加固，工字鋼–槽鋼組合加固施工工藝中減少了復材拱與罐頂之間的手糊黏結層，但仍需進行鋼結構的焊接和粘貼。值得注意的是，由于工字鋼截面高度較低，焊接過程中產生的火花和高溫會對復材罐頂和復材拱產生不利影響。三角鋼桁架加固方案則可以在保證工藝便捷的同時，較好地避免該不利影響。施工前，需將鋼桁架和中心限位環在工廠預制，并將各鋼桁架焊接至中心限位環，之后吊裝至罐頂，再采用手糊黏結層固定鋼桁架，其中小截面三角鋼桁架加固時還需在桁架側焊接C型槽鋼，但由于鋼桁架較高，焊接產生的高溫對復材罐頂影響較小。相較于大截面三角鋼桁架加固，小截面三角鋼桁架結構更加簡單，施工更加便捷。

綜合上述分析，將各類方案進行對比，結果如圖18所示?？梢?，小截面鋼桁架加固方案造價最低（比復材拱、復材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面鋼桁架加固方案總造價低47.0%、56.8%、37.2%，24.9%），且穩定性強，施工簡便，為最優加固方案。

表1 各加固方案價格與穩定性對比

鋼材價格取6 000元/t；玻纖復材價格取15 000元/t。

圖18 不同加固方案對比分析

4 結 論

1）大型儲罐復材罐頂剛度小、易變形，其屈曲失效模式為罐頂頂面環向的連續鼓曲。未加固的玻纖復材罐頂的穩定系數僅有1.29，遠遠低于GB 150—1998要求的穩定系數值。

2）基于玻纖復材罐頂穩定性差的問題，提出復材拱、復材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面和小截面三角鋼桁架加固等方案，通過增強罐頂剛度限制其鼓曲來增加罐頂穩定性，穩定系數分別提升到5.05，15.01，17.22，15.73，16.04；各方案加固后的屈曲模式分別為復材拱之間罐頂鼓曲、工字鋼側向失穩、工字鋼之間罐頂表面鼓曲、大截面鋼桁架最外側腹桿的屈曲以及約束小截面桁架的槽鋼扭轉屈曲。除復材拱加固方案外，其余加固方案加固后的罐頂穩定性系數均滿足GB 150—1998要求的穩定性系數值（15）。

3）鋼–復材組合加固方案中，鋼材剛度大、價格低和施工方便，復材輕質、高強和耐腐，結合兩種材料各自的優點，鋼–復材組合加固表現出較好的經濟性施工可行性及穩定性。所提出的加固方案中，小截面鋼桁架加固方案造價最低，比加固前的造價還減小了47.0%，并且由于其同時具備穩定性強和施工簡便的特點，因此為玻纖復材罐頂的最優加固方案。

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A New Reinforcement Technique and Stability Analysis for Large Composite Storage Tank Roofs

LIANG Xu1WANG Yunhao1TAN Lik-ho2HU Lili1FENG Peng3

(1. School of Naval Architecture, Ocean and Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China; 2. School of Transportation Science and Engineering, Beihang University, Beijing 100191, China; 3. Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

The roof of large storage tank is prone to instability under external pressure due to its thin wall and large span. Taking a large 20 000-ton composite storage tank as an example, in order to improve the stability of the tank roof, four reinforcement schemes were proposed, such as composite arch reinforcement, composite arch-I-beam-channel steel combined reinforcement, I-beam-channel steel combined reinforcement, and triangular steel truss reinforcement. A finite element model was established to perform buckling analysis of the tank roof before and after reinforcement. It was shown that the stability coefficient of the tank roof before reinforcement was 1.29, which was much smaller than the requirements of a stability coefficient of 15 in(GB 150—1998). Except for the composite arch reinforcement, other reinforcement schemes that combined steel structures with composite materials exhibited favorable effects, and the stability coefficient of the tank roof after reinforcement could meet the requirements of GB 150—1998. Based on this, the cost and construction processes of each reinforcement scheme were systematically analyzed. The small cross-sectional triangular steel truss reinforcement scheme was identified as the optimal solution for the composite tank roof, which could provid technical reference for the reinforcement and optimization design of large composite storage tank roofs.

composite material; large storage tank; reinforcement; steel truss; stability coefficient

梁旭, 王云浩, 譚力豪, 等. 大型復材儲罐罐頂新型加固技術及穩定性分析[J]. 工業建筑, 2024, 54(1): 140-146. LIANG X, WANG YH, TAN LH, et al. A New Reinforcement Technique and Stability Analysis for Large Composite Storage Tank Roofs[J]. Industrial Construction, 2024, 54(1): 140-146 (in Chinese).

10.3724/j.gyjzG23092009

*國家重點研發計劃（2022YFC3801800）；中國青年人才托舉基金（2022QNRC001）。

梁旭，碩士，主要從事高性能復合材料–鋼新型組合結構穩定性研究的工作。

胡黎俐，博士，主要從事高性能復合材料結構、新型組合結構、既有建筑結構加固等相關方向的科研工作，lilihu@sjtu.edu.cn。

2023-09-20