一种新的大型LNG储罐钢穹顶稳定性分析方法

2022-04-29程旭东艾金兴高思远韩明一

中国石油大学学报（自然科学版） 2022年2期

程旭东, 甄聪, 艾金兴, 高思远, 韩明一

(1.中国石油大学(华东)储运与建筑工程学院,山东青岛 266580; 2.廊坊中油朗威工程项目管理有限公司,河北廊坊 065000)

液化天然气(LNG)储罐钢穹顶由蒙皮板和单层肋环型网壳焊接而成,通常被称为带蒙皮板网壳结构[1]。此种结构形式充分发挥了蒙皮板的蒙皮作用,大幅提高了单层肋环型网壳的稳定极限承载力及整体稳定性[2],具有良好的受力性能和出色的经济效益,成为大型LNG储罐穹顶常采用的形式。钢穹顶体系的稳定性分析是储罐设计的重要组成部分[3]。目前中国在进行大型LNG储罐钢穹顶稳定性分析时无相关规范可以依循,多参照单层网壳规范[4]进行设计,没有合理考虑蒙皮板和单层肋环型网壳间的协同作用,可能导致钢穹顶存在局部失稳的风险[5-6],造成上覆混凝土开裂。由于LNG储罐多建设在沿海港口,处于海洋环境,混凝土开裂会加速氯离子侵蚀,导致内部钢筋和蒙皮板的锈蚀,降低LNG储罐的耐久性和安全性,甚至引发严重的次生灾害[7]。如何正确、合理地考虑蒙皮板和单层肋环型网壳间的协同作用成为进行LNG储罐钢穹顶稳定性分析的关键。现有文献对钢穹顶稳定性分析中蒙皮板及单层网壳间协同作用的考虑方法研究较少,国内外学者[8-9]主要依据拟壳法的理论,将带蒙皮板网壳等效为连续薄壳进行分析,然而此种方法会忽略梁的加劲作用,低估网壳稳定极限承载力的同时还使结构存在局部失稳的可能。笔者提出一种新的大型LNG储罐钢穹顶稳定性分析方法,该方法通过把梁壳组合截面换算成异型梁截面,从而将带蒙皮板网壳结构等效为单层网壳结构进行稳定性计算。利用ABAQUS有限元软件,对比等效前后结构的稳定性能,验证该等效方法的合理性。

1 工程概况

图1 LNG储罐钢穹顶结构示意图Fig.1 Schematic diagram of steel dome of LNG storage tank

研究对象为国内某16万方大型LNG储罐钢穹顶,结构示意图如图1(单位:mm)所示,具体结构形式为带蒙皮板网壳结构,矢高和跨度分别为11 000和82 000 mm(矢跨比为1/7.5),曲率半径为82 000 mm,环向梁间距由内向外分别为2.3、4.4、3×5、2×4.8、2×4.2 m,其中蒙皮板厚度为6 mm,采用Q345E钢材;单层肋环型网壳中,径向梁由内至外分别为8、24、48和96根,环向梁共9环,材质为Q345E钢材,具体截面尺寸见表1。

表1 钢穹顶梁构件规格

2 梁壳组合截面的等效截面方法

在进行LNG储罐钢穹顶稳定性分析时,常采用的方法有两种:①完全考虑蒙皮板作用,在有限元分析中对蒙皮板常规建模,然而网格划分问题可能导致板内部出现节点,在蒙皮板单元内产生错误的失稳模式;②完全忽略蒙皮板作用,将其作为结构设计的安全储备,使得设计保守,用钢量激增[2]。在LNG储罐钢穹顶结构体系中,蒙皮板通过与单层肋环型网壳间可靠的连接,提高H型梁的平面外稳定性的同时也提升了单层网壳的整体刚度[2],因此应合理考虑蒙皮板作用。采用将一定范围内蒙皮板截面换算成H型梁上翼缘截面的方法,既合理考虑了蒙皮板的加劲作用,又可避免因网格划分导致蒙皮板局部屈曲。

2.1 等效假定

为保证带蒙皮板网壳结构在静力荷载作用下的整体性,提出基本等效假定如下:①蒙皮板和H型梁沿梁长范围曲率相等,梁壳组合截面受力后符合平截面假定;②忽略蒙皮板与H型梁间的滑移;③钢材为理想弹塑性材料。

2.2 等效原则

基于这3条等效假定,提出将梁壳组合截面等效成异型梁截面时采用的等效原则。

(1)等面积原则。为保证弹性阶段的梁壳组合截面受压区应变和等效后异型梁上翼缘截面应变相等以及等效前后所受外荷载F不变,提出等面积原则,表示为

(1)

式中,Acom为等效前梁壳组合截面有效截面面积,mm2;L和d分别为蒙皮板计算板宽和板厚,mm;AH为等效前H型梁截面面积,mm2;Ab为等效后异型梁有效截面面积,mm2;b和h分别为等效后异型梁上翼缘宽度和厚度,mm;Aweb和Aflange分别为等效后异型梁腹板和下翼缘截面面积,mm2;ε为等效前后截面压应变;E为钢材弹性模量,MPa。

(2)等刚度原则。为保证等效前梁壳组合截面和等效后异型梁截面变形相等,提出等刚度原则,表示为

EIcom=EIb.

(2)

式中,Icom为等效前组合截面的截面惯性矩,mm4;Ib为等效后异型梁的截面惯性矩,mm4。

(3)保证局部稳定原则。为保证等效后异型梁(空间压弯构件)不出现局部失稳,翼缘宽厚比应满足规范[10]要求(腹板截面较等效前无改变,此处不再考虑),基于此,提出保证局部稳定原则,表示为

(3)

式中,tw为等效后异型梁腹板厚度,mm;εk为钢号修正系数,其值为Q235钢材屈服点与选用钢材牌号屈服点数值的比值的平方根[10],对于本文中所选用的Q345E钢材,εk可取0.825。

以上等效原则中共包含2个等式和3个未知量,即蒙皮板有效计算宽度L、等效后异型梁的上翼缘宽度b和厚度h,无法通过联立方程组将所有未知量求解出来。因此具体等效方法采用假定计算板宽L,根据方程(1)和(2)求解b和h,最后根据等效结果确定蒙皮板计算板宽。

2.3 等效结果

当蒙皮板计算宽度过小时,无法体现出蒙皮板对于单层肋环型网壳空间整体刚度的增强作用,并且受限于肋、环梁梁间距以及等效后异型梁上翼缘宽厚比的限制,计算板宽不能无限增大。因此考虑100～300倍蒙皮板厚(d)的板宽对梁刚度的贡献,将梁壳组合截面换算为异型梁截面,如图2(图中“/”代表两种H型梁的不同截面尺寸)所示。表2和3给出了通过等效原则计算得到的等效后梁截面特性。

图2 等效结果示意图Fig.2 Schematic diagram of equivalent results

表2 梁H350-250-8-12等效后截面特性Table 2 Equivalent section characteristics of beam H350-250-8-12

表3 梁H350-174-6-10等效后截面特性Table 3 Equivalent section characteristics of beam H350-174-6-10

由表2和3可知,等效后各异型梁截面上翼缘宽厚比均满足规范要求。将梁壳组合截面换算为异型梁截面后,带蒙皮板网壳结构即可按照《空间网格结构技术规程》中推荐的稳定性计算方法进行稳定性分析。

3 等效前后结构稳定性能对比

为验证提出的等效方法在稳定性分析中的安全性、合理性同时确定蒙皮板计算板宽的取值范围,对带蒙皮板网壳结构和等效单层网壳结构进行了稳定性能对比,稳定性分析方法采用单层网壳规范中规定的考虑几何非线性和材料非线性的有限元法。

3.1 ABAQUS有限元模型建立

采用ABAQUS有限元软件分别对带蒙皮板网壳和等效单层网壳进行建模,如图3所示。带蒙皮板网壳模型中,蒙皮板采用S4R壳单元,网壳以蒙皮上附加Stringer的方式实现[11];同时将梁、壳截面进行偏移,实现梁、壳单元共节点,以模拟蒙皮板和网壳固结。等效单层网壳模型中,肋、环梁采用B31线性梁单元。带蒙皮板网壳模型的加载方式为均布面荷载,等效单层网壳则为满跨均布荷载,支座均为固支。选用有限元分析中常用的理想弹塑性模型对钢材材料进行模拟,其中弹性模量为2.06×105MPa,屈服强度为345 MPa,材料泊松比为0.3,密度为7 800 kg/m3。

图3 结构有限元模型Fig.3 Structural finite element model

3.2 等效前后结构稳定性能对比

网壳的稳定性能可以从结构的失稳模式、稳定极限承载力和稳定安全系数等方面体现,分别对这3种特征响应进行对比。

3.2.1 失稳模式

失稳模式是结构稳定性能的最直观体现,为获得等效前后结构失稳模式,采用现行《空间网格结构技术规程》推荐的“一致缺陷模态法”对网壳进行稳定性分析。首先对结构进行特征值屈曲分析,求得最低阶屈曲模态以模拟初始几何缺陷的分布,将几何缺陷添加至非线性全过程分析中即可求得结构失稳模式。

(1)特征值屈曲分析。图4为结构特征值屈曲分析结果。由图4可以看出,等效后结构的最低阶屈曲模态发生改变。由于单层网壳和等效后单层网壳模型中缺少蒙皮板作为整体球面壳对网壳稳定性提供的加劲作用,使得其最低阶屈曲模态为反对称变形的分枝失稳,而带蒙皮板网壳结构则是波状整体失稳。

(2)非线性全过程分析。采用弧长法对等效前后有限元模型进行非线性全过程分析,初始几何缺陷取跨度1/300[4],具体缺陷形式取特征值屈曲分析中不同模型的最低阶屈曲模态,得到不同蒙皮板计算宽度条件下结构的失稳模式,如图5所示。由图5可知,带蒙皮板网壳结构失稳模式为多处的局部失稳,表现为No.4～No.7环梁及其之间蒙皮板的凹陷。而等效后单层网壳由于初始缺陷形式不同,局部失稳区域数量减少为一处,失稳模式为No.3～No.4环向梁及与之相邻径向梁的竖向凹陷。

对比等效前后结构失稳模式,可知本文中提出的稳定性分析方法将蒙皮板作用体现在对肋、环梁上翼缘截面的增强上,在有限元模型中没有出现蒙皮板,避免了因网格大小不合理导致蒙皮板内部出现新的节点,从而产生错误的蒙皮板屈曲。

但采用新的稳定性分析方法进行分析后,结构依然存在局部失稳现象,说明产生局部失稳的原因并非由不同分析方法导致,而是源于网壳结构杆件配置的不合理,若能从结构设计阶段入手,对结构进行合理优化,将避免产生局部失稳。

图4 不同计算板宽下结构最低阶屈曲模态Fig.4 Lowest buckling mode of structure with different covering plate widths

3.2.2 稳定极限承载力

为验证提出的等效方法对单层网壳结构的整体稳定性的增强作用,绘制了不同计算板宽下网壳失稳时最大竖向位移位置处的荷载-位移全过程曲线。曲线峰值即为结构稳定极限承载力,如表4所示。

由表4可知,采用等效截面方法增强了单层网壳结构的稳定极限承载力,当蒙皮板计算宽度为板宽的100～300倍时,较不考虑蒙皮板作用的网壳有1.82～3.98倍的增幅。随蒙皮板计算宽度增大,等效后单层网壳结构稳定极限承载力上升,在完全考虑蒙皮板作用时,结构的稳定极限承载力达到最大值。

由图6可知,弹性阶段结构的荷载-位移曲线的斜率随计算板宽增大而增大,表明本文中提出的钢穹顶稳定性分析方法合理考虑了蒙皮板对结构空间整体刚度的增强作用。由带蒙皮板网壳结构的荷载-位移曲线可以看出,结构失稳破坏时竖向结点位移小,变形不明显,具有一定突发性,文献[12]中将此种现象定义为提前失稳。对比曲线峰值处的结构位移可知,等效后单层网壳结构失稳破坏时的竖向位移较带蒙皮板网壳结构增大5.48～10.58倍,减缓了结构提前失稳程度,降低出现失稳时的突发性。

3.2.3 稳定安全系数

表5给出了不同计算板宽下网壳稳定安全系数,以验证新型稳定性分析方法的安全性。由表5可知,随着蒙皮板计算宽度增大,等效后网壳结构的整体稳定安全系数逐步上升,当计算板宽增至150d时,结构稳定安全系数满足规范要求(大于2)。当计算板宽为蒙皮板厚的300倍时,结构稳定极限承载力远小于完全考虑蒙皮板作用时(带蒙皮板网壳)的极限承载力,表明(150～300)d计算宽度处在较为安全的范围内。