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某大型LNG儲罐預應力施工模擬分析

文檔作者：李振寶１，林樹潮１，王冬雁２，謝利紅３，吳樹勤３，韋永斌２，廖　娟２（文檔來源：１．北京工業大學工程抗震與結構診治北京市重點實驗室２．中國建筑股份有限公司技術中心３．中建電力建設有限公司		點擊數：	更新時間： 2025年09月25日
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２０１４ 年１１ 月上
第４３ 卷　第２１ 期
施　工　技　術
ＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮ ＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ 　４９
ＤＯＩ：１０?? ７６７２／ ｓｇｊｓ２０１４２１００４９
某大型ＬＮＧ 儲罐預應力施工模擬分析?
李振寶１，林樹潮１，王冬雁２，謝利紅３，吳樹勤３，韋永斌２，廖　娟２
（１． 北京工業大學工程抗震與結構診治北京市重點實驗室，北京　１００１２４； ２． 中國建筑股份有限公司技術中心，
北京　１０１３００； ３． 中建電力建設有限公司，廣東　深圳　５１８０３４）
［摘要］ 儲罐外罐是確保ＬＮＧ 儲罐安全的關鍵設施，預應力筋施工過程是建立結構受力體系的重要環節，研究其建
立過程對ＬＮＧ 儲罐具有重要意義。以某大型ＬＮＧ 儲罐為背景，選用大型通用有限元軟件ＡＮＳＹＳ 建立有限元實體
模型，分析了ＬＮＧ 儲罐在預應力筋施工過程中罐體的變形、應力狀態以及預應力筋應力狀態，驗證了ＬＮＧ 儲罐罐
體在預應力施工過程中受力性能良好并在控制范圍內。
［關鍵詞］ ＬＮＧ 儲罐；預應力；施工技術；有限元分析
［中圖分類號］ ＴＵ３５９ ［文獻標識碼］ Ａ　　　　［文章編號］ １００２?８４９８（２０１４）２１?００４９?０５
Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｎ Ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｉｎｇ ｏｆ Ｓｏｍｅ Ｌａｒｇｅ ＬＮＧ Ｓｔｏｒａｇｅ Ｔａｎｋ
Ｌｉ Ｚｈｅｎｂａｏ１， Ｌｉｎ Ｓｈｕｃｈａｏ１， Ｗａｎｇ Ｄｏｎｇｙａｎ２， Ｘｉｅ Ｌｉｈｏｎｇ３， Ｗｕ Ｓｈｕｑｉｎ３，
Ｗｅｉ Ｙｏｎｇｂｉｎ２，Ｌｉａｏ Ｊｕａｎ２
（１． Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｅａｒｔｈｑｕａｋｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｒｅｔｒｏｆｉｔ， Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，
Ｂｅｉｊｉｎｇ　１００１２４， Ｃｈｉｎａ； ２． Ｃｈｉｎａ Ｓｔａｔｅ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｃｏ． ，Ｌｔｄ． Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ Ｃｅｎｔｅｒ， Ｂｅｉｊｉｎｇ　１０１３００， Ｃｈｉｎａ；
３． Ｃｈｉｎａ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｃｏ． ， Ｌｔｄ． ， Ｓｈｅｎｚｈｅｎ， Ｇｕａｎｇｄｏｎｇ　５１８０３４， Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅ ｏｕｔｅｒ ｔａｎｋ ｉｓ ｔｈｅ ｋｅｙ ｆａｃｉｌｉｔｙ ｔｏ ｅｎｓｕｒｅ ｔｈｅ ｓａｆｅｔｙ ｉｎ ｔｈｅ ＬＮＧ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ， ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ
ｔｅｎｄｏｎ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｉｓ ａｎ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｐａｒｔ ｆｏｒ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｓｙｓｔｅｍ， ｓｏ ｉｔ ｉｓ ｏｆ ｇｒｅａｔ
ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ． Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｓｏｍｅ ＬＮＧ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ， ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｃｈｏｏｓｅｓ ａ
ｌａｒｇｅ ｇｅｎｅｒａｌ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｏｆｔｗａｒｅ ＡＮＳＹＳ ａｎｄ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｓ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｏｌｉｄ ｍｏｄｅｌ， ａｎａｌｙｚｅｓ ｔｈｅ
ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｅｓｓ ｓｔａｔｅ， ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｎｄ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｔｒｅｓｓ ｓｔａｔｅ， ｗｈｉｃｈ ｐｒｏｖｅｓ ｇｏｏｄ
ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ ｉｓ ｕｎｄｅｒ ｃｏｎｔｒｏｌ ｄｕｒｉｎｇ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ．
Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ＬＮＧ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ； ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｉｎｇ； ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ； ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ
? 中建二局有限公司科技研發課題（ＣＳＣＥＣ２Ｂ?２０１１?Ｋ?０２） ［作者簡介］ 李振寶，博士生導師，教授，Ｅ?ｍａｉｌ：ｌｉｚｂ＠ ｂｊｕｔ． ｅｄｕ． ｃｎ ［收稿日期］ ２０１３?１０?１４
　　ＬＮＧ 儲罐的外罐受力性能與施加的預應力有
關，國內外學者對外罐的優化分析做了很多工作。
李志明等［１］ 分析了環向預應力筋豎向間距對內罐
泄露情況下外罐的受力性能和變形形態的影響。
Ｍｅｉｎｅｎ Ｅ［２］ 分析了外罐與樁基間隔震支座對罐體的
受力性能的影響。程旭東等［３］ 進行了大型ＬＮＧ 儲
罐預應力混凝土外罐應力分析與結構優化。李文
等［４］ 分析了ＬＮＧ 儲罐混凝土外罐環向預應力筋的
張拉順序，對比了混凝土最大Ｍｉｓｅｓ 應力和頂點豎
向位移，得出自上向下預應力筋施工方案優于自下
向上預應力筋施工方案。張云峰等［５］ 研究了ＬＮＧ
儲罐混凝土外罐豎向預應力筋的張拉順序，對比了
混凝土最大Ｍｉｓｅｓ 應力和頂點豎向位移。
綜上所述，目前國內外學者對儲罐外罐的優化
研究主要集中于罐體尺寸、預應力筋布置、隔震支
座以及環向預應力筋或豎向預應力筋施工順序，缺
乏環向預應力筋、豎向預應力筋與穹頂混凝土交叉
施工對儲罐罐體受力性能的影響，對實際工程的預
應力筋施工方案的研究更少。鑒于此，本文針對某
大型ＬＮＧ 儲罐外罐預應力筋施工方案進行了模擬
分析，確認了環向預應力筋、豎向預應力筋和混凝
土交叉施工對罐體應力、變形以及預應力筋應力的
影響，為ＬＮＧ 儲罐預應力筋施工技術的改進提供理
論依據。
１　儲罐結構參數
該ＬＮＧ 儲罐外罐剖面如圖１ 所示，承臺底板位
于－１?? ２００ ～ ±０?? ０００ｍ，半徑０ ～３６?? ８ｍ 范圍內厚度
為０?? ９ｍ，半徑３７?? ７ ～４３?? ７ｍ 范圍內厚度為１?? ２ｍ，半
徑３６?? ８ ～３７?? ７ｍ 范圍內的厚度為線性過渡段。±
　５０ 施工技術 第４３ 卷
０?? ０００ 以上區域為外罐主體部分，筒體內側半徑為
４１ｍ，壁厚為０?? ８ｍ，儲罐穹頂球半徑為８２ｍ，厚度為
０?? ４ｍ，外罐混凝土強度等級為Ｃ５０。該ＬＮＧ 儲罐的
４ 個扶壁柱的環向角度分別為４５°， １３５°，
２２５°，３１５°。
圖１　儲罐剖面示意
Ｆｉｇ． １　Ｐｒｏｆｉｌｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ
預應力筋系統由環向預應力筋和豎向預應力
筋構成（見圖２），其中豎向預應力筋９６ 根，大致均
勻分布于半徑為４１?? ４ｍ 的圓周上；環向預應力筋
１０３ 根，包絡角為１８０°，同一高度圍成一圈的２ 根環
向預應力筋分為Ａ 筋和Ｂ 筋，承臺底板環向預應力
筋８ 根，半徑為４３?? ３２５ｍ，筒身環向預應力筋９５ 根，
半徑為４１?? ５４５ｍ，１?? ６９６ ～ ７?? ０８３ｍ 標高范圍內環向
預應力筋間距約為０?? ２ｍ，隨著高度增加，其間距增
至０?? ６ｍ 左右，環梁區域的環向預應力筋間距為
０?? ２ｍ。環向預應力筋的控制應力為０?? ８０ｆｐｙｋ，豎向
預應力筋的控制應力為０?? ７５ｆｐｙｋ，其中，ｆｐｙｋ為預應力
筋強度標準值。
圖２　儲罐預應力筋體系
Ｆｉｇ． ２　Ｔｈｅ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｙｓｔｅｍ
２　有限元模型
２?? １　預應力模擬和施加方法
預應力筋單元選用ＡＮＳＹＳ 中Ｌｉｎｋ８ 單元，預應
力模擬方法選用降溫法，描述預應力筋不同位置的
應力分布，模擬預應力筋的應力損失。預應力施加
方法選用約束方程法［６］ ，可通過ＣＥＩＮＴＦ 命令在混
凝土節點和預應力筋節點之間建立約束方程，該方
法對混凝土網格密度要求不高，計算效率較高，受
力狀態比較符合實際情況。ＡＮＳＹＳ 命令ＮＲＯＴＡＴ
將處于筒身和承臺底板區域的預應力筋節點轉換
到柱坐標系下，不建立沿著預應力筋方向約束方
程，可真實地模擬預應力筋受力狀態。
２?? ２　混凝土
該ＬＮＧ 儲罐混凝土有限元模型選用Ｓｏｌｉｄ６５ 單
元整體式配筋［７］ ，通過命令ＥＭＯＤＩＦ 將承臺底板和
筒身混凝土單元坐標系轉換為柱坐標系，將穹頂混
凝土單元坐標系轉換為球坐標系，對單元坐標系３
個方向的含筋情況分別按照實際配筋率進行定義。
為準確模擬混凝土與預應力筋間相互作用，并
防止出現約束方程過約束情況，嚴格控制混凝土網
格劃分，罐體徑向劃分為４ 份，依據豎向預應力筋的
數目，環向劃分為１８０ 份，豎向網格尺寸控制與網格
之間至多１ 束環向預應力筋。
為了避免預應力筋錨固區域混凝土因受力過
大而影響計算結果，同時考慮方便建立有限元模
型，用命令ＥＭＯＤＩＦ 將混凝土單元改為Ｓｏｌｉｄ４５
單元。
２?? ３　鋼襯里與角鋼
鋼襯里緊貼于儲罐外罐混凝土，不發生分離，
鋼襯里采用Ｓｈｅｌｌ１８１ 單元模擬，鋼襯里網格劃分依
賴于內殼混凝土網格，Ｓｈｅｌｌ１８１ 與Ｓｏｌｉｄ６５ 共用節
點。型鋼用于支撐穹頂鋼襯里，采用Ｂｅａｍ１８８ 單元
模擬，用ＣＥＲＩＧ 命令在型鋼與鋼襯里間建立剛性
區域。
３　預應力筋施工方案
該ＬＮＧ 儲罐首先澆筑承臺底板和筒身混凝土，
在環梁區域混凝土澆筑完后，開始張拉承臺底板預
應力筋，之后，筒身預應力筋張拉與穹頂混凝土澆
筑交互進行。
具體施工方案如表１ 所示。表１ 中，Ｃｔ 為混凝
土施工；Ｔｄ 為預應力筋施工；Ｒｉｂ 為扶壁柱；ｐｈ?ｉ?ｊ 為
第ｉ 預應力筋施工階段第ｊ 分階段（ｉ，ｊ ＝ １，２，…）；
ｖｖＴｄ 為豎向預應力筋；ｈｈＴｄ 為環向預應力筋；ＳｂＴｄ
為承臺底板處環向預應力筋；Ｄｍ?ｉ 為第ｉ 穹頂混凝
土施工階段（ｉ ＝ １，２，…）。穹頂混凝土各澆筑段如
圖３ 所示，環梁附近區域Ⅰ中環向預應力筋沿高度
分布如圖４ 所示，方括號前數字為預應力筋編號，方
括號內數字為預應力筋施工階段。
筒身豎向預應力筋和環向預應力筋張拉與穹
頂混凝土澆筑交互順序如下：①ｐｈ?２ 張拉環梁區域
環向預應力筋，其位置和編號如圖４ 所示；②澆筑
Ｄｍ?１ 的混凝土，其位置如圖３ 所示；③ｐｈ?３ 的豎向
預應力筋為除了結構洞口外的９２ 根豎向預應力筋，
采用隔一取一兩階段張拉法；④澆筑Ｄｍ?２ 的混凝
土；⑤ｐｈ?４ 張拉環梁區域環向預應力筋；⑥先激活
型鋼與鋼襯里，再澆筑Ｄｍ?３ 至Ｄｍ?６ 的混凝土；
２０１４ Ｎｏ． ２１ 李振寶等：某大型 ＬＮＧ 儲罐預應力施工模擬分析 　５１
　　　表１　預應力筋施工方案
Ｔａｂｌｅ １　Ｔｈｅ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎｓ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｃｈｅｍｅ
荷載步Ｃｔ ／ Ｔｄ 根數Ｒｉｂ
（１ ＋０?? ０） 混凝土筒身
（１ ＋１?? ０） ＳｂＴｄ ｐｈ?１ ８
（１ ＋２?? ０） ｈｈＴｄ ｐｈ?２ ４
（２ ＋２?? ０） 混凝土Ｄｍ?１
（２ ＋２?? ５） ｖｖＴｄ ｐｈ?３?１ ４６
（２ ＋３?? ０） ｖｖＴｄ ｐｈ?３?２ ４６
（３ ＋３?? ０） 混凝土Ｄｍ?２
（３ ＋４?? ０） ｈｈＴｄ ｐｈ?４ ８
（４ ＋４?? ０） 混凝土Ｄｍ?３ 至Ｄｍ?６
（４ ＋４?? ５） ｈｈＴｄ ｐｈ?５?１ ７０ １／３
（４ ＋５?? ０） ｈｈＴｄ ｐｈ?５?２ ７０ ２／４
（４ ＋６?? ０） ｈｈＴｄ ｐｈ?６ ８
（４ ＋７?? ０） ｖｖＴｄ ｐｈ?７ ４
（４ ＋７?? ５） ｈｈＴｄ ｐｈ?８?１ １６ １／３
（４ ＋８?? ０） ｈｈＴｄ ｐｈ?８?２ １４ ２／４
圖３　穹頂混凝土施工階段
Ｆｉｇ． ３　Ｄｏｍｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
圖４　區域Ⅰ中環向預應力筋分布
Ｆｉｇ． ４　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｈｏｏｐ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ
ｔｅｎｄｏｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｒｅｇｉｏｎ Ⅰ
⑦ｐｈ?５ 的環向預應力筋位于４?? ７０７ ～３６?? ５１３ｍ 標高
范圍內，采用隔一取一兩階段張拉法；⑧ｐｈ?６ 張拉
環梁區域環向預應力筋；⑧ｐｈ?７ 張拉結構洞口處４
根豎向預應力筋；⑩ｐｈ?８ 環向預應力筋位于１?? ６９６
～４?? ５０９ｍ 標高范圍內，采用隔一取一兩階段張拉
法。預應力筋與混凝土交叉施工方案的各施工階
段與ＡＮＳＹＳ 荷載時間步一一對應。采用生死單元
技術，逐步激活相應施工階段的預應力筋單元或混
凝土單元。
４　預應力筋施工時罐體受力性能
４?? １　預應力筋應力分析
４?? １?? １　承臺底板環向預應力筋
承臺底板區域環向預應力筋控制應力為
１ ４８８ＭＰａ，承臺底板徑向剛度較大，承臺底板環向
預應力筋應力平均值為１ ４８６ＭＰａ，預應力損失僅為
０?? １３％，可以看出，徑向剛度決定環向預應力筋的應
力損失。
４?? １?? ２　筒身豎向預應力筋
各施工階段豎向預應力筋應力值如圖５ 所示，
豎向預應力筋應力最小（最大、平均）值為該預應力
筋施工階段所有激活的豎向預應力筋應力最小（最
大、平均）值。所有激活的豎向預應力筋應力值變
化幅度較小，豎向預應力筋應力值比較穩定。ｐｈ?５
和ｐｈ?８ 張拉筒身絕大部分環向預應力筋，引起筒身
混凝土豎向位移增大，而豎向預應力筋限制其豎向
位移，豎向預應力筋被超張拉。預應力筋張拉完畢
后豎向預應力筋應力平均值為１ ４００ＭＰａ，其中豎向
預應力筋應力最大值為１ ４０３ＭＰａ，位于扶壁柱附近
區域，超張拉０?? ５７％，最小值為１ ３９６ＭＰａ。
圖５　各施工階段豎向預應力筋應力值
Ｆｉｇ． ５　Ｖｅｒｔｉｃａｌ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｔｒｅｓｓ
ｉｎ ｅａｃｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
４?? １?? ３　筒身環向預應力筋
各施工階段環向預應力筋應力值如圖６ 所示，
環向預應力筋應力最小（最大、平均）值為該預應力
筋施工階段所有激活的環向預應力筋應力最小（最
大、平均）值。所有激活的豎向預應力筋應力最大
值趨于常值，ｐｈ?５ 張拉筒身環向預應力筋，引起鄰
近區域環向預應力筋應力值急劇降低，導致環向預
應力筋應力平均值減小。預應力筋張拉完畢后環
向預應力筋應力平均值為１ ４４６ＭＰａ，其中環向預應
力筋應力最大值為１ ４８０ＭＰａ，２２ 根環向預應力筋應
力損失超過瞬時損失，即為控制應力水平的３％，位
于內凹最小值附近，環向預應力筋應力最小值為
１ ３９５ＭＰａ，應力損失為６?? ２５％。
４?? ２　混凝土應力分析
４?? ２?? １　筒身混凝土等效Ｍｉｓｅｓ 應力
各施工階段筒身混凝土Ｍｉｓｅｓ 應力極大值如圖
７ 所示，ｐｈ?５ 張拉筒身中上部環向預應力筋時，混凝
土Ｍｉｓｅｓ 應力最大值由８?? ５７ＭＰａ 至１９?? ０８ＭＰａ，ｐｈ?８
張拉筒身下部環向預應力筋，混凝土Ｍｉｓｅｓ 應力最
大值增至３０?? ５５ＭＰａ，位于扶壁柱與內凹最小值交接
處（見圖８），可以看出筒身環向預應力筋對混凝土
　５２ 施工技術 第４３ 卷
圖６　各施工階段環向預應力筋應力值
Ｆｉｇ． ６　Ａｖｅｒａｇｅ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｔｒｅｓｓ
ｉｎ ｅａｃｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
Ｍｉｓｅｓ 應力最大值影響較大，筒身混凝土Ｍｉｓｅｓ 應力
最大值小于混凝土抗壓強度標準值，說明筒身混凝
土處于彈性狀態。
圖７　各施工階段Ｍｉｓｅｓ 應力極大值
Ｆｉｇ． ７　Ｍａｘｉｍｕｍ Ｍｉｓｅｓ ｓｔｒｅｓｓ ｉｎ ｅａｃｈ
ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
圖８　ｐｈ?８?２ 混凝土Ｍｉｓｅｓ 應力云圖
Ｆｉｇ． ８　Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｍｉｓｅｓ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ａｔ ｐｈ?８?２
４?? ２?? ２　筒身混凝土豎向應力
ｐｈ?８?２ 混凝土豎向應力云圖如圖９ 所示，筒身
中上部環向預應力筋沿著高度方向間距處于４００ ～
６００ｍｍ 范圍內，對混凝土豎向應力影響較小，混凝
土豎向應力約為－２ＭＰａ，與豎向預應力筋在筒身混
凝土中產生的預應力接近。
４?? ２?? ３　筒身混凝土環向應力
ｐｈ?８?２ 混凝土環向應力云圖如圖１０ 所示，在
６?? ８８０ｍ 高度，內凹值達到極值，筒身混凝土環向應
力約為－２０ＭＰａ，與環向預應力筋在筒身混凝土中
產生的預應力接近。
由預應力筋應力和筒身混凝土應力分析可知，
本文建立的計算模型和取用的參數能夠較好地描
述ＬＮＧ 儲罐罐體在預應力筋張拉過程中的受力
圖９　ｐｈ?８?２ 混凝土豎向應力云圖
Ｆｉｇ． ９　Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ａｔ ｐｈ?８?２
圖１０　ｐｈ?８?２ 混凝土環向應力云圖
Ｆｉｇ． １０　Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｈｏｏｐ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ａｔ ｐｈ?８?２
狀態。
４?? ３　頂點豎向位移
各施工階段頂點豎向位移如圖１１ 所示，施加
ｐｈ?２，ｐｈ?４ 和ｐｈ?６ 的環向預應力筋，導致穹頂環梁
徑向位移減小，該區域混凝土處于受壓狀態，穹頂
頂點位移上升，分別為－ ０?? ４２ ～ ３?? １４ｍｍ， － １?? ５１ ～
２?? ２０ｍｍ， －３?? １９ ～６?? ４７ｍｍ，使得罐體穹頂形成拱效
應，預應力筋提供足夠的徑向推力［８］ 。
圖１１　各施工階段頂點豎向位移
Ｆｉｇ． １１　Ｖｅｒｔｅｘ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ
ｉｎ ｅａｃｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
４?? ４　筒身徑向位移分析
環向預應力筋階段ｐｈ?５，ｐｈ?８ 的筒身徑向位移
如圖１２ 所示，通過對環向預應力筋施工階段分析，
ｐｈ?５ 和ｐｈ?８ 張拉筒身絕大部分環向預應力筋，導致
筒身發生內凹現象，ｐｈ?５?１，ｐｈ?５?２，ｐｈ?８?１ 和ｐｈ?８?２
內凹極值分別為－ ７?? ６９， － １６?? １５， － １８?? ２０，
－２０?? ６２ｍｍ，對應位置的高度分別為１０?? １６０，９?? ３７０，
７?? ８１０，６?? ８６０ｍ，可以看出，隨著各施工階段預應力
筋合力點的位置下移，內凹極值點對應的高度下移。
預應力筋張拉完畢后，下部筒身受承臺底板約
束作用，內凹不明顯，隨著高度升高，內凹值迅速減
２０１４ Ｎｏ． ２１ 李振寶等：某大型 ＬＮＧ 儲罐預應力施工模擬分析 　５３
圖１２　ｐｈ?５，ｐｈ?８ 時的筒身徑向位移
Ｆｉｇ． １２　Ｒａｄｉａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ａｔ ｐｈ?５ ａｎｄ ｐｈ?８
小［９］ ，在６?? ８８０ｍ 高度，內凹值達到－ ２０?? ６２ｍｍ，隨
后，內凹值逐漸增大，上部筒身受環梁和鋼箍的影
響較大，內凹徑向位移迅速增大。
綜上所述，從預應力筋的應力值、混凝土應力
值、頂點豎向位移和筒身徑向位移分析，該ＬＮＧ 儲
罐在預應力筋施工過程中的受力性能良好并在控
制范圍內。
５　結語
本文針對某大型ＬＮＧ 儲罐外罐預應力筋施工方
案首次進行了環向預應力筋、豎向預應力筋與穹頂混
凝土交叉施工的有限元分析，主要研究結論如下。
１）從預應力筋的應力值、混凝土應力值，頂點
豎向位移和筒身徑向位移方面分析，該ＬＮＧ 儲罐在
預應力筋施工過程中的受力性能良好并在控制范
　　　
圍內。
２）環向預應力筋、豎向預應力筋與穹頂混凝土
交叉影響顯著：張拉筒身環向預應力筋時，易引起
鄰近區域環向預應力筋應力值降低；張拉筒身環向
預應力筋完畢后，引起豎向預應力筋超張拉；必須
先張拉環梁區域一定數量的環向預應力筋，提供足
夠的徑向水平推力，方可澆筑Ｄｍ?３ 至Ｄｍ?６ 的混
凝土。
參考文獻：
［ １ ］　李志明， 俞然剛， 王佳玲． 大型ＬＮＧ 儲罐外罐環向預應力筋
布置優化［Ｊ］． 科學技術與工程， ２０１２（１１）： ６９０８?６９１１．
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全生命周期工業化住宅上海面世
　　寶業集團上海建筑工業化示范項目（寶業萬華
城２３ 號樓）位于浦東惠南鎮，該示范工程積極響應
國務院下發的綠色建筑行動方案要求，以推動疊合
板式混凝土剪力墻結構裝配式住宅建筑發展、制定
相關行業標準為目標，探索上海地區裝配式住宅建
造新模式。
項目創新性地采用大開間設計手法，通過結構
優化將剪力墻全部布置在建筑外圍，內部空間無任
何剪力墻與結構柱，用戶可根據不同需求對室內空
間進行靈活分割。整個項目流程以ＢＩＭ 信息化技
術為平臺，通過模型數據的無縫傳遞，鏈接設計與
制造環節，提高質量和效率。同時結合環境性能分
析軟件，對建筑物周圍環境進行綜合考慮，為用戶
提供舒適的居住環境。
裝配式建筑的核心是“集成”，信息化是“集
成”的主線，通過信息化技術的運用，實現工業化
建筑的全生命周期建筑設計。從方案到施工圖、
構建深化設計圖紙、工廠制作和運輸、現場裝配的
全過程都可以通過專業的數字化平臺實現過程
控制。
在該示范樓的設計中，確立了基于全生命周期
的可變房型建筑設計方法。通過戶型平面調整，除
外圍護墻體以及固定的設備管井，內部所有墻體均
可調整位置，保證使用者有較大的自由可變空間。
通過可變房型的設計，對適老性住宅的空間進行針
對性的、合理的設計。
通過工業化設計和生產，實現了住宅性能化，
加快了建造速度，提高效率，有效進行控制成本，建
設適應全生命周期的住宅建筑。有關人士表示，通
過本項目的示范，希望能夠推動工業化技術在住宅
項目中的大規模運用，促進住宅可變房型設計、標
準化設計，推進住宅產業化進程，從而實現可持續
發展的社會意義和價值。
據悉，該示范項目為上海地區第一個全產業鏈
裝配式建筑。
（摘自《中國建設報》２０１４?１０?２２）

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