大型储罐不均匀沉降及地震力作用下应力仿真分析

2023-10-12张继旺王建琳丁克勤

中国特种设备安全 2023年9期

张继旺王建琳丁克勤陈光

(1．中国特种设备检测研究院北京 100029）

(2．中国石油天然气股份有限公司西藏销售分公司拉萨 850000）

大型和超大型石油储罐是国家战略能源的“心脏”，一旦发生失效泄漏将导致灾难性后果[1-3]。在储罐的失效案例中，不均匀沉降和地震是2 个典型的致因因素[4-6]，对这2 种因素下的储罐罐体主要结构进行应力分析具有重要的实际应用价值和理论研究意义[7-9]，也是设计建造的理论基础。文献[10-11]指出日本超大型浮顶油罐中采用的主体材料为日本工业标准JSIG3115《压力容器用钢板》[12]中的SPV49OQ，这种材料为调质状态供货，屈服强度要求不低于490 MPa，拉伸强度为610 ～740 MPa。文献[13]指出对油罐用钢限制屈强比来自API 650《Welded Steel Tanks for Oil Storage》[14]中选用国家标准的材料时，要求钢板的屈强比不大于0.75。设计者在初期使用12MnNIVR时，限制底层圈板，第2 层圈板和罐底边缘板的实物屈强比不大于0.9，主要考虑这3 个部位受力较其他部位要大很多。当局部达到屈服时，担心其会很快断裂，发生强度破坏，出现灾难性事故。刘小文等[15]通过现场实测发现，大角焊缝附近的弯曲应力高达729.8 MPa，此值是许用应力261 MPa 的2.8 倍。受计算机硬件发展的限制，过去多采用组合圆柱壳法对罐壁应力进行理论计算，对不均匀沉降和地震力作用下的罐体应力精确计算较为困难。随着科技进步，现在采用实体单元及精细单元划分对大型和超大型浮顶油罐及回填土夯实基础整体进行有限元分析得以实现，克服了板壳单元有限元应力分析的剪切闭锁等缺点，可以提高应力分析的精度和可靠性。基于此，本文以某5×104m3大型浮顶储罐为例，开展了大型储罐在不均匀沉降、地震力及两因素耦合作用下的罐体力学响应分析，为储罐运维和设计提供指导。

1 大型储罐模型建立及有限元网格划分

以某5×104m3大型浮顶储罐的实际构造为例，首先利用Solidwork 软件建立包括罐体、地基基础、回填土夯实基础及外围岩土实体模型，其中罐体包括罐壁、加强圈、罐底和大角缝，地基基础包括混凝土环梁、水泥找平层、100 mm 混凝土垫层、100 mm 沥青砂、900 mm 砂垫层和1 000 mm 级配碎石夹粗砂，然后将所建模型导入Ansys/Workbench 有限元结构分析软件中得到有限元模型，见图1。

图1 大型浮顶储罐实体模型

利用Ansys/Workbench 有限元结构分析软件采用实体单元及精细单元对大型储罐实体模型进行精细三维有限元网格划分，效果见图2，共划分节点1 573 805 个、三维有限元单元428 864 个。

图2 大型储罐实体模型有限元网格划分

2 大型储罐结构应力分析

2.1 理想状态下大型储罐静载应力分析

以该储罐实际设计参数为例，分析储罐在最大液面下的应力分布特性，假设注入液体为水（油比水略轻，更为安全），最大注入液面高度为16.3 m，最大充装速度为3 500 m3/h，单盘浮顶质量为1.44×105kg，产生的压强为487.83 N/m2。考虑最大注水高度产生的净水压力(最大值为0.162 2 MPa)和单盘浮顶引起的面压力(487.83 Pa)联合自重作用，对大型储罐进行静态分析，边界条件为回填土夯实基础底部固支，得到罐体结构在自重、净水压力和单盘浮顶的影响产生的面压力联合作用下的整体Mises 应力分布见图3。

图3 罐体Mises 应力分布示意图

储罐罐壁、加强圈、罐底和大角缝的Mises 应力分布见图4。

图4 储罐主要结构Mises 应力分布情况

图4 储罐主要结构Mises 应力分布情况（续）

由图3 和图4 可以看出，罐体罐壁、加强圈、罐底、大角缝等结构各部分的Mises 应力最大值分别为331.02 MPa、688.46 MPa、46.86 MPa 和46.05 MPa，整体Mises 应力最大值位于第2 个加强圈(从下向上)的某支架上，细节见图5。

图5 罐体Mises 应力最大值局部细节图

2.2 不均匀沉降作用下储罐应力分析

在实际的回填土夯实基础中，由于水对土体的影响等各种原因会引起局部弱化，进而引起罐体随着基础产生不均匀沉降[12]。为了确保模拟结果的合理性和代表性，在计算过程中考虑软化比较严重的极端状态，将回填土夯实基础的1/4 扇形（图6 中绿色部分）的弹性模量降低50%（由于大型油罐圈梁和伐基设计阈值都比较高，这种方案计算结构能够涵盖比较小的不均匀沉降影响）。回填土夯实基础采用Ansys/Workbench 有限元结构分析软件给定的sandstone 材料，其弹性模量为3.4×1010。考虑由于各种外界因素引起部分回填土夯实基础出现软化现象而可能引起局部不均匀沉降，假设软化导致1/4 扇形绿色部分的弹性模量极大降低，设为1.7×1010。边界条件为回填土夯实基础底部固支，对大型储罐进行静态分析。

图6 1/4 扇形回填土夯实基础弱化

然后计算得到罐体结构在自重、净水压力、单盘浮顶的影响产生的面压力和不均匀沉降联合作用下的Mises 应力分布见图7。

图7 罐体结构Mises 应力分布示意图

储罐罐壁、加强圈、罐底和大角缝的Mises 应力分布见图8。

图8 不均匀沉降作用下储罐主要结构Mises 应力分布

由图7 和图8 可以看出，不均匀沉降条件下罐体罐壁、加强圈、罐底、大角缝等结构各部分的Mises 应力最大值分别为331.02 MPa、688.46 MPa、46.86 MPa 和46.05 MPa，整体Mises 应力最大值同样位于第2 个加强圈(从下向上)的某支架上，见图9。

图9 Mises 应力最大值的位置示意图

对比正常工况和不均匀沉降工况的应力可以看出，回填土夯实基础小局部产生刚度软化现象，对罐体应力变化影响较小，主要是由于3 m 高、0.5 m 宽的混凝土环梁相对刚度非常大，还有厚度加起来2 m 的基础层包括沥青砂层（100 mm)、砂垫层（900 mm)和级配碎石夹粗砂层，使得地基与基础层相对刚度非常大且相对变形比较小，所以小面积软化不会引起罐体结构应力发生比较大的变化，除非回填土夯实基础或更深层的原始岩石岩土层发生大面积软化或空洞而造成罐体失稳。

2.3 地震力作用下储罐应力分析

考虑由于地震动水压力作用引起的应力变化，地震作用采用等效静载荷。边界条件为回填土夯实基础底部固支，对大型储罐进行静态分析。由于一般大型和超大型储罐都不会建造在地震多发区和具有大型地震可能发生的区域[16]，采用吉林省地震局针对水坝建议在抗震设计时将防烈度设为VII 度，水平加速度峰值取0.16g。考虑到储罐水平尺度与库水水平尺度的区别，将地震动水压力的最大值等效成等效地震静载荷作用于1/8 罐壁上，将加速度方向载荷放大到法向载荷，见图10。

图10 地震动水压力作用等效载荷分布

罐壁、罐底、加强圈和大角缝Mises 应力分布见图11。

图11 地震力作用下储罐主要结构Mises 应力分布

由图10 和图11 可以看出，地震作用下罐体罐壁、加强圈、罐底、大角缝等结构各部分的Mises 应力最大值分别为644.08 MPa、674.93 MPa、92.40 MPa 和72.39 MPa。考虑到地震发生的时间长度比较短，起主导作用的是强度极限，所以在地震力加速度峰值取0.16g 的工况下储罐结构相对于实际运行结果是相对安全的。

2.4 不均匀沉降与地震力耦合作用下储罐应力分析

考虑最不利情况，地震等效压力作用在具有不均匀沉降区域的罐壁正上方1/8 区域，分析计算得到不均匀沉降与地震力耦合作用下储罐结构的Mises 应力分布见图12。

图12 不均匀沉降与地震力耦合作用下罐体Mises 应力分布

不均匀沉降工况与地震力耦合作用下储罐罐壁、加强圈、罐底和大角缝的Mises 应力分布见图13。

图13 不均匀沉降与地震力耦合作用下储罐各部件Mises 应力分布

图13 不均匀沉降与地震力耦合作用下储罐各部件Mises 应力分布（续）

由图12 和图13 可以看出，地震作用下罐体罐壁、加强圈、罐底、大角缝等结构各部分的Mises 应力最大值分别为643.48 MPa、835.03 MPa、98.61 MPa 和81.87 MPa。

对比罐体结构各部分在正常工况、非均匀沉降工况、地震力工况及不均匀沉降和地震力耦合工况下Mises 应力最大值，结果见图14。

图14 不同工况下储罐各部件Mises 最大应力对比

由图14 对不同工况下储罐各结构的Mises 应力最大值对比可以看出，局部不均匀沉降对罐体应力变化影响较小；地震力对罐壁、罐底和大角缝均有一定影响，但地震发生的时间长度比较短，起主导作用的是强度极限，所以在工程实际中该工况下也相对安全；但不均匀沉降与地震力耦合作用对大型储罐结构的应力影响较大，特别是对加强圈的Mises 应力最大值达到了835.03 MPa，已远大于强度极限值(610 ～740 MPa)，所以不均匀沉降和地震力耦合作用下的大型储罐结构已经处于不安全状态，在运行过程中要密切关注。