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基于罐底接觸模擬的大型立式原油儲罐有限元分析

文檔作者：趙繼成段成紅趙慧磊錢才富文檔來源：北京化工大學		點擊數(shù)：	更新時間： 2021年02月06日
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第37卷第6期
2008年11月
石油化工設(shè)備
PETRO—CHEMICAI EQUIPMENT
Vo1．37 No．6
Nov． 2008
文章編號：1000—7466(2008)06—0049—04
基于罐底接觸模擬的大型立式
原油儲罐有限元分析
趙繼成，段成紅，趙慧磊，錢才富
(北京化工大學，北京100029)
摘要：應用ANSYS有限元分析軟件建立了5×10 m。原油儲罐的有限元分析模型，其中采用接
觸單元模擬罐底與地基間的相互作用。通過對該儲罐進行水壓試驗工況下的強度分析，發(fā)現(xiàn)最大
沉降梯度發(fā)生在混凝土環(huán)墻附近區(qū)域，并在底板邊緣附近引起了較大的徑向和環(huán)向的應力，而罐壁
最大環(huán)向應力出現(xiàn)在罐壁中下部，并且沿軸向的應力變化和液柱靜壓力已不存在線性關(guān)系。
關(guān)鍵詞：儲罐；立式；接觸模擬；有限元分析
中圖分類號：TE 972 文獻標志碼：A
FEA of Large Vertical Oil Tank based on Contact Simulation of the
Interaction between Bottom Plate and Foundation
ZHAO Ji—cheng，DUAN Cheng-hong，ZIIAO Hui—lei，QIAN Cai-fu
(Beijing University of Chemical Technology，Beijing 100029，China)
Abstract：Finite element analysis with ANSYS software was performed on a 5O 000 m。crude oil
tank under hydraulic test loading．Contact elements were used to simulate the interaction between
tank bottom plate and its foundation．It was found that the largest sink gradient took place in the
edge area of concrete foundation，producing large radial and hoop stresses in the corresponding ar—
ea of bottom plate．The largest hoop stress，however，was located at middle and low part of tank
shell，and axial change of hoop stress was no longer proportional to the hydraulic pressure．
Key words：tank；vertical；contact simulation；finite element analysis
隨著國家石油戰(zhàn)略儲備的發(fā)展，大型儲罐的需
”— ”— 一十一十”4 ,-”—- -．十
求量越來越多，體積越來越大，但其危險性也越來越
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油化工設(shè)備技術(shù)，2002，23(6)：2卜25．
(張編)
收稿日期：2008—05—28
作者簡介：趙繼成(1983一)，男，安徽利辛人，在讀碩士，從事計算機輔助工程研究。
石油化工設(shè)備 2008年第37卷
大l1]。國內(nèi)對大型立式原油儲罐的結(jié)構(gòu)和強度設(shè)計
還不完善，其中地基對儲罐支撐作用的模擬就是問
題之一。迄今為止，很多國內(nèi)外專家對大型立式儲
罐的強度分析主要是基于winkler理論_2 ，把地
基簡化為彈簧桿單元。而實際上，地基是以彈性整
體與罐底發(fā)生接觸變形，因此，文中以5×10 Ill。外
浮頂儲罐為例，應用ANSYS有限元分析軟件對該
儲罐進行強度分析，其中采用接觸單元模擬罐底與
地基間的相互作用。
1 立式儲罐簡介
5×10 Ill。儲罐結(jié)構(gòu)簡圖見圖1。儲罐內(nèi)徑為
6O m，高為21．8 rn。罐底邊緣板材料為日本牌號
SPV490Q鋼(材料特性與12MnNiVR相近)，厚度
為21 mm；罐底中幅板材料為Q235一A，厚12 mm。
自下而上分為第1至第8帶罐壁。其中第1至第5
帶罐壁材料為SPV490Q，厚度依次為36．5 mm、
28 mm、22．5 mm、18 mm 和13．5 mm；第6帶罐壁
材料為16MnR，厚12 mm；第7、第8帶罐壁材料為
Q235一A，厚度為12 mm。在第5至第7帶罐壁處有
加強筋，距離罐頂距離分別為4．3 ITI、6．2 rn和
8．7 m。在第7、第8帶罐壁處有2圈抗風圈，距離罐
頂1 Ill和2．6 m。地基由混凝土環(huán)墻和回填沙組
成，厚度均為2 1TI，罐壁處罐底邊緣板支撐在混凝土
環(huán)墻上，罐壁以內(nèi)部分邊緣板及中幅板支撐在回填
沙上。常溫下罐體材料和地基材料的力學及物理性
能見表1l1 。
— —
-
． ￡ l 第8帶罐壁～ 、
! 圍I 第7帶缺席壁—— '＼
i 罐壁 第6帶罐壁—— ’～
— —
—．§—￡ S{ 囂 二 '／
— — 罐底{ 第3帶罐壁～— ． i
— — ￡ i 籬 二== l —— 罐底中幅板＼ 罐底邊緣板、
圖1 5×10 In。大型儲罐結(jié)構(gòu)圖
2 有限元模擬計算
2．1 計算模型
對于大型原油儲罐，水壓試驗工況比正常儲油
工況更加危險。因此，文中選用水壓試驗工況進行
表1 常溫下罐體材料的力學性能
強度分析。一般情況下，外浮頂儲油罐設(shè)計液位低
于罐頂頂端l Ill。由于儲罐幾何結(jié)構(gòu)、載荷及約束
具有軸對稱性，因此，采用軸對稱模型建模，取縱向
剖面一半進行分析，其有限元模型見圖2。由于罐
體壁厚與整體尺寸相比太小，因此圖中罐壁厚度截
面呈現(xiàn)為一條直線。選用Plane183進行有限元模
型網(wǎng)格劃分，總共38 669個單元，包含122 905個
節(jié)點。
在地基模型的處理上，參考了文獻[3～5，7]的
彈簧桿單元的建模經(jīng)驗。建模時，根據(jù)winkler理
論，采用彈性桿單元或彈簧單元模擬彈性地基，假定
地基任一點的壓力強度與地基沉降量成正比。由于
地基沉降并非簡單的彈簧系統(tǒng)，壓力與沉降是非線
性的，故改用接觸單元處理罐底與地基的關(guān)系。罐
體與地基模型是相互獨立的2個部分，為了進行載
荷的傳遞，在它們之間創(chuàng)建接觸單元。罐底下表面
為目標面，采用二維目標單元TARGE 170，地基上
表面為接觸面，采用二維接觸單元CONTA 172，這
樣更加真實地反映了罐底與地基的關(guān)系。
抗風圈
r
【===洳強筋
【／
r、、罐壁
l
} 罐底 1 ．． ．
■z j■ ●——■■—■——_ l 一大角焊縫
彈性地基
圖2 5×10 iTI。儲罐有限元模型
2．2 邊界條件與載荷
本模型為軸對稱結(jié)構(gòu)。在彈性體中軸線剖面上
施加工===0的約束，在地基彈性體底邊與土壤接觸
面上施加全約束。大型儲罐有限元模型加載示意圖
見圖3。在水壓試驗工況下，除了罐體及其附件的
自重載荷外，還有罐壁承受的呈三角形分布、從上到
下逐漸增大的液體靜壓力(圖3中在側(cè)壁施加的線
性分布壓力)以及罐底承受的液體靜壓力。為了模
第6期 趙繼成，等：基于罐底接觸模擬的大型立式原油儲罐有限元分析
擬罐體自重，對整個罐體模型施加 軸反方向的重
力加速度。為了模擬罐壁所受液體靜壓力，對罐壁
施加按三角形分布、從上到下逐漸增加的液體靜壓
力，距離液面高度h的罐壁承受的液體壓力聲一
pgh。儲液高度為20．8 m，液體壓力由液面的0增
大至罐底的203 840 Pa，該載荷呈三角形線性增加。
呻 ■1 ■nd loods
圖3 大型儲罐有限元模型加載示圖
2．3 結(jié)果分析
2．3．1 罐壁應力
對罐壁而言，環(huán)向應力是主要的，軸向應力是相
對次要的_1 ，計算結(jié)果也證明了這點。罐壁環(huán)向應
力沿壁高的分布見圖4，其最大值為182 MPa，在第
3帶罐壁下部與第2帶焊縫附近。罐壁應力變化從
上至下大體可以分為3個區(qū)域：① 第8帶罐壁至第
5帶罐壁之間，應力值逐漸增大。② 第5帶罐壁至
第2帶罐壁，應力變化幅度很小，且應力最大值出現(xiàn)
在這一區(qū)域。③ 第1帶罐壁頂部到大角焊縫處，應
力值快速衰減。由此看出，從罐壁頂端至罐底，雖然
上半段高度上環(huán)向應力幾乎呈線性增加，但中部至
最下層倒數(shù)第2個罐壁帶應力值變化幅度很小，幾
乎保持定值，說明在液體靜壓力和罐體自重作用下，
罐壁下半部分環(huán)向應力與液面深度已不成簡單的線
性關(guān)系。第1帶罐壁受到罐底的約束，其應力值變
化很大。
圖4 罐壁環(huán)向應力沿壁高分布
罐壁軸向應力沿壁高的分布見圖5。軸向應力
最大為223 MPa，在大角焊縫與罐壁連接處，其值向
上快速衰減到絕對值小于25 MPa，且內(nèi)、外壁軸向
應力幾乎大小相等、方向相反，可見軸向應力主要是
彎曲應力。在抗風圈和加強圈附近，應力值又突然
增大，但其絕對值仍小于75 MPa。由此可見，除大
角焊縫處邊緣峰值應力外，其罐壁中的軸向應力總
體上明顯小于環(huán)向應力。
22．5f
20．o}
17．5}
l&amp;amp;o}
12．5}
lO．0}
Z5}
&amp;amp;o}
2 5}
0卜
— 2 5L
一2∞
第8帶罐壁
第7帶罐壁。
第6帶罐壁—一
第5帶罐壁—
第4帶罐壁
第3帶罐壁
第2帶罐壁
第l帶罐壁一
抗風圈
加強筋
— 一內(nèi)壁環(huán)向應力
— — 外壁環(huán)向應力
最大值223肝a
150 —1o0 —5o O 6O l∞ 15o 200 250
罐壁環(huán)向應力／：MPa
圖5 罐壁軸向應力沿壁高分布
2．3．2 罐底應力
對罐底而言，環(huán)向應力是次要的，徑向彎曲應力
是主要的_l 。罐底徑向彎曲和環(huán)向應力沿半徑方
向的分布見圖6。最大徑向應力為512 MPa，．位于
內(nèi)焊縫與罐底板上表面連接處。從罐底中 到中幅
板邊緣處(0～27 m)，徑向應力維持在10 MPa以
下，如圖6中曲線A。從中幅板到邊緣板_的過渡區(qū)
域(27～28．6 m)，徑向應力值逐漸變小并轉(zhuǎn)變?yōu)樨?
值，但其絕對值小于80 MPa，過渡區(qū)應力值發(fā)生突
變，并在邊緣板中部接近0，這是由截面厚度變化和
材料改變引起的，如圖6中曲線B。從邊緣板中部
(29．2 m)開始，應力值急劇增加，并在焊縫處達到
512 MPa，如圖6中曲線C。接著由內(nèi)向外，應力值
急劇減小到負值，如圖6中曲線D。環(huán)向應力的變
化趨勢與徑向應力變化趨勢基本相同，但其最大值
僅為185 MPa。
由圖6的應力變化趨勢說明，在離開混凝土環(huán)
墻的邊界區(qū)域，整個罐底中幅板的徑向彎曲應力與
環(huán)向應力幾乎相等，且保持為較小定值。從中幅板
邊緣附近開始，徑向彎曲應力與環(huán)向應力的變化趨
勢雖然相似，但是應力值的變化幅度發(fā)生改變，徑向
彎曲應力變化的幅度明顯大于環(huán)向應力的，并且徑
向彎曲應力最大值達到512 MPa，幾乎是環(huán)向應力
坦制錯
石油化工設(shè)備 2008年第37卷
最大值的3倍?？梢钥闯?，大角焊縫內(nèi)焊縫處出現(xiàn)
峰值應力，是罐體的薄弱環(huán)節(jié)，施工時應注意此處的
焊接質(zhì)量。
600
500
0 5 1O l5 20 25 30
圖6 罐底徑向彎曲及環(huán)向應力沿半徑方向分布
2．3．3 罐底沉降量
罐底板沉降量沿半徑方向的分布見圖7。罐底
板沉降量最大為62．7 mlTl，位于中幅板上，并且中
幅板的沉降量基本維持在62．7 mlTl，如圖中曲線A，
說明回填沙部分的沉降量基本相同。在混凝土環(huán)墻
附近礫石彈性體上，沉降量很小，但是沉降梯度最
大，該區(qū)域?qū)挾燃s1．5 m，如圖7中曲線B。圖7中
曲線A沉降量大，但變形量小。相比較而言，曲線
B的變形量大、變形速度也很快，況且此區(qū)域的彎曲
應力值和變化幅度均較大，最大值也出現(xiàn)在此區(qū)域
內(nèi)，因此，曲線B所示區(qū)域為罐底板比較危險的一
部分?；炷镰h(huán)墻支撐處的罐底變形呈向上翹起狀
態(tài)，如圖7中曲線C。
． 罐底徑向尺寸／m
圖7 罐底板沉降量沿半徑方向的分布
3 結(jié)語
(1)采用接觸單元法模擬罐體與地基的接觸狀
態(tài)，能夠更加真實地反映罐體在地基上的變形，提高
了計算精度。
(2)通過有限元模型的計算發(fā)現(xiàn)，該儲罐罐體的
最大應力強度發(fā)生在大角焊縫內(nèi)焊縫與罐底連接
處。罐壁環(huán)向最大應力出現(xiàn)在第2圈罐壁上部與第
3圈罐壁下部的交界處。最大軸向應力為彎曲應
力，出現(xiàn)在罐底附近，底板的上最大徑向應力發(fā)生在
大角焊縫內(nèi)焊縫與罐底的連接處，但沿徑向向內(nèi)衰
減很快。
(3)地基沉降量最大值為62．7 1Tim，在整個回
填沙區(qū)域內(nèi)，沉降量基本維持在62．7 mm，說明罐
底在此區(qū)域內(nèi)為均勻沉降，且數(shù)值較大。最大沉降
梯度發(fā)生在混凝土環(huán)墻附近區(qū)域，在底板中引起了
較大的彎曲應力，這也是大型儲罐在大角焊縫處發(fā)
生失效的原因之一。
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(張編)

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