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某大型LNG储罐预应力施工模拟分析

文档作者：李振宝１，林树潮１，王冬雁２，谢利红３，吴树勤３，韦永斌２，廖　娟２（文档来源：１．北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室２．中国建筑股份有限公司技术中心３．中建电力建设有限公司		点击数：	更新时间： 2025年09月25日
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上一篇：安全生产工作如何促进油田发展

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２０１４ 年１１ 月上
第４３ 卷　第２１ 期
施　工　技　术
ＣＯＮＳＴＲＵＣＴＩＯＮ ＴＥＣＨＮＯＬＯＧＹ 　４９
ＤＯＩ：１０􀆰 ７６７２／ ｓｇｊｓ２０１４２１００４９
某大型ＬＮＧ 储罐预应力施工模拟分析∗
李振宝１，林树潮１，王冬雁２，谢利红３，吴树勤３，韦永斌２，廖　娟２
（１． 北京工业大学工程抗震与结构诊治北京市重点实验室，北京　１００１２４； ２． 中国建筑股份有限公司技术中心，
北京　１０１３００； ３． 中建电力建设有限公司，广东　深圳　５１８０３４）
［摘要］ 储罐外罐是确保ＬＮＧ 储罐安全的关键设施，预应力筋施工过程是建立结构受力体系的重要环节，研究其建
立过程对ＬＮＧ 储罐具有重要意义。以某大型ＬＮＧ 储罐为背景，选用大型通用有限元软件ＡＮＳＹＳ 建立有限元实体
模型，分析了ＬＮＧ 储罐在预应力筋施工过程中罐体的变形、应力状态以及预应力筋应力状态，验证了ＬＮＧ 储罐罐
体在预应力施工过程中受力性能良好并在控制范围内。
［关键词］ ＬＮＧ 储罐；预应力；施工技术；有限元分析
［中图分类号］ ＴＵ３５９ ［文献标识码］ Ａ　　　　［文章编号］ 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发课题（ＣＳＣＥＣ２Ｂ⁃２０１１⁃Ｋ⁃０２） ［作者简介］ 李振宝，博士生导师，教授，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｌｉｚｂ＠ ｂｊｕｔ． ｅｄｕ． ｃｎ ［收稿日期］ ２０１３⁃１０⁃１４
　　ＬＮＧ 储罐的外罐受力性能与施加的预应力有
关，国内外学者对外罐的优化分析做了很多工作。
李志明等［１］ 分析了环向预应力筋竖向间距对内罐
泄露情况下外罐的受力性能和变形形态的影响。
Ｍｅｉｎｅｎ Ｅ［２］ 分析了外罐与桩基间隔震支座对罐体的
受力性能的影响。程旭东等［３］ 进行了大型ＬＮＧ 储
罐预应力混凝土外罐应力分析与结构优化。李文
等［４］ 分析了ＬＮＧ 储罐混凝土外罐环向预应力筋的
张拉顺序，对比了混凝土最大Ｍｉｓｅｓ 应力和顶点竖
向位移，得出自上向下预应力筋施工方案优于自下
向上预应力筋施工方案。张云峰等［５］ 研究了ＬＮＧ
储罐混凝土外罐竖向预应力筋的张拉顺序，对比了
混凝土最大Ｍｉｓｅｓ 应力和顶点竖向位移。
综上所述，目前国内外学者对储罐外罐的优化
研究主要集中于罐体尺寸、预应力筋布置、隔震支
座以及环向预应力筋或竖向预应力筋施工顺序，缺
乏环向预应力筋、竖向预应力筋与穹顶混凝土交叉
施工对储罐罐体受力性能的影响，对实际工程的预
应力筋施工方案的研究更少。鉴于此，本文针对某
大型ＬＮＧ 储罐外罐预应力筋施工方案进行了模拟
分析，确认了环向预应力筋、竖向预应力筋和混凝
土交叉施工对罐体应力、变形以及预应力筋应力的
影响，为ＬＮＧ 储罐预应力筋施工技术的改进提供理
论依据。
１　储罐结构参数
该ＬＮＧ 储罐外罐剖面如图１ 所示，承台底板位
于－１􀆰 ２００ ～ ±０􀆰 ０００ｍ，半径０ ～３６􀆰 ８ｍ 范围内厚度
为０􀆰 ９ｍ，半径３７􀆰 ７ ～４３􀆰 ７ｍ 范围内厚度为１􀆰 ２ｍ，半
径３６􀆰 ８ ～３７􀆰 ７ｍ 范围内的厚度为线性过渡段。±
　５０ 施工技术 第４３ 卷
０􀆰 ０００ 以上区域为外罐主体部分，筒体内侧半径为
４１ｍ，壁厚为０􀆰 ８ｍ，储罐穹顶球半径为８２ｍ，厚度为
０􀆰 ４ｍ，外罐混凝土强度等级为Ｃ５０。该ＬＮＧ 储罐的
４ 个扶壁柱的环向角度分别为４５°， １３５°，
２２５°，３１５°。
图１　储罐剖面示意
Ｆｉｇ． １　Ｐｒｏｆｉｌｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ
预应力筋系统由环向预应力筋和竖向预应力
筋构成（见图２），其中竖向预应力筋９６ 根，大致均
匀分布于半径为４１􀆰 ４ｍ 的圆周上；环向预应力筋
１０３ 根，包络角为１８０°，同一高度围成一圈的２ 根环
向预应力筋分为Ａ 筋和Ｂ 筋，承台底板环向预应力
筋８ 根，半径为４３􀆰 ３２５ｍ，筒身环向预应力筋９５ 根，
半径为４１􀆰 ５４５ｍ，１􀆰 ６９６ ～ ７􀆰 ０８３ｍ 标高范围内环向
预应力筋间距约为０􀆰 ２ｍ，随着高度增加，其间距增
至０􀆰 ６ｍ 左右，环梁区域的环向预应力筋间距为
０􀆰 ２ｍ。环向预应力筋的控制应力为０􀆰 ８０ｆｐｙｋ，竖向
预应力筋的控制应力为０􀆰 ７５ｆｐｙｋ，其中，ｆｐｙｋ为预应力
筋强度标准值。
图２　储罐预应力筋体系
Ｆｉｇ． ２　Ｔｈｅ ｓｔｏｒａｇｅ ｔａｎｋ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｙｓｔｅｍ
２　有限元模型
２􀆰 １　预应力模拟和施加方法
预应力筋单元选用ＡＮＳＹＳ 中Ｌｉｎｋ８ 单元，预应
力模拟方法选用降温法，描述预应力筋不同位置的
应力分布，模拟预应力筋的应力损失。预应力施加
方法选用约束方程法［６］ ，可通过ＣＥＩＮＴＦ 命令在混
凝土节点和预应力筋节点之间建立约束方程，该方
法对混凝土网格密度要求不高，计算效率较高，受
力状态比较符合实际情况。ＡＮＳＹＳ 命令ＮＲＯＴＡＴ
将处于筒身和承台底板区域的预应力筋节点转换
到柱坐标系下，不建立沿着预应力筋方向约束方
程，可真实地模拟预应力筋受力状态。
２􀆰 ２　混凝土
该ＬＮＧ 储罐混凝土有限元模型选用Ｓｏｌｉｄ６５ 单
元整体式配筋［７］ ，通过命令ＥＭＯＤＩＦ 将承台底板和
筒身混凝土单元坐标系转换为柱坐标系，将穹顶混
凝土单元坐标系转换为球坐标系，对单元坐标系３
个方向的含筋情况分别按照实际配筋率进行定义。
为准确模拟混凝土与预应力筋间相互作用，并
防止出现约束方程过约束情况，严格控制混凝土网
格划分，罐体径向划分为４ 份，依据竖向预应力筋的
数目，环向划分为１８０ 份，竖向网格尺寸控制与网格
之间至多１ 束环向预应力筋。
为了避免预应力筋锚固区域混凝土因受力过
大而影响计算结果，同时考虑方便建立有限元模
型，用命令ＥＭＯＤＩＦ 将混凝土单元改为Ｓｏｌｉｄ４５
单元。
２􀆰 ３　钢衬里与角钢
钢衬里紧贴于储罐外罐混凝土，不发生分离，
钢衬里采用Ｓｈｅｌｌ１８１ 单元模拟，钢衬里网格划分依
赖于内壳混凝土网格，Ｓｈｅｌｌ１８１ 与Ｓｏｌｉｄ６５ 共用节
点。型钢用于支撑穹顶钢衬里，采用Ｂｅａｍ１８８ 单元
模拟，用ＣＥＲＩＧ 命令在型钢与钢衬里间建立刚性
区域。
３　预应力筋施工方案
该ＬＮＧ 储罐首先浇筑承台底板和筒身混凝土，
在环梁区域混凝土浇筑完后，开始张拉承台底板预
应力筋，之后，筒身预应力筋张拉与穹顶混凝土浇
筑交互进行。
具体施工方案如表１ 所示。表１ 中，Ｃｔ 为混凝
土施工；Ｔｄ 为预应力筋施工；Ｒｉｂ 为扶壁柱；ｐｈ⁃ｉ⁃ｊ 为
第ｉ 预应力筋施工阶段第ｊ 分阶段（ｉ，ｊ ＝ １，２，…）；
ｖｖＴｄ 为竖向预应力筋；ｈｈＴｄ 为环向预应力筋；ＳｂＴｄ
为承台底板处环向预应力筋；Ｄｍ⁃ｉ 为第ｉ 穹顶混凝
土施工阶段（ｉ ＝ １，２，…）。穹顶混凝土各浇筑段如
图３ 所示，环梁附近区域Ⅰ中环向预应力筋沿高度
分布如图４ 所示，方括号前数字为预应力筋编号，方
括号内数字为预应力筋施工阶段。
筒身竖向预应力筋和环向预应力筋张拉与穹
顶混凝土浇筑交互顺序如下：①ｐｈ⁃２ 张拉环梁区域
环向预应力筋，其位置和编号如图４ 所示；②浇筑
Ｄｍ⁃１ 的混凝土，其位置如图３ 所示；③ｐｈ⁃３ 的竖向
预应力筋为除了结构洞口外的９２ 根竖向预应力筋，
采用隔一取一两阶段张拉法；④浇筑Ｄｍ⁃２ 的混凝
土；⑤ｐｈ⁃４ 张拉环梁区域环向预应力筋；⑥先激活
型钢与钢衬里，再浇筑Ｄｍ⁃３ 至Ｄｍ⁃６ 的混凝土；
２０１４ Ｎｏ． ２１ 李振宝等：某大型 ＬＮＧ 储罐预应力施工模拟分析 　５１
　　　表１　预应力筋施工方案
Ｔａｂｌｅ １　Ｔｈｅ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎｓ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｃｈｅｍｅ
荷载步Ｃｔ ／ Ｔｄ 根数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
图３　穹顶混凝土施工阶段
Ｆｉｇ． ３　Ｄｏｍｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
图４　区域Ⅰ中环向预应力筋分布
Ｆｉｇ． ４　Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｈｏｏｐ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ
ｔｅｎｄｏｎｓ ｉｎ ｔｈｅ ｒｅｇｉｏｎ Ⅰ
⑦ｐｈ⁃５ 的环向预应力筋位于４􀆰 ７０７ ～３６􀆰 ５１３ｍ 标高
范围内，采用隔一取一两阶段张拉法；⑧ｐｈ⁃６ 张拉
环梁区域环向预应力筋；⑧ｐｈ⁃７ 张拉结构洞口处４
根竖向预应力筋；⑩ｐｈ⁃８ 环向预应力筋位于１􀆰 ６９６
～４􀆰 ５０９ｍ 标高范围内，采用隔一取一两阶段张拉
法。预应力筋与混凝土交叉施工方案的各施工阶
段与ＡＮＳＹＳ 荷载时间步一一对应。采用生死单元
技术，逐步激活相应施工阶段的预应力筋单元或混
凝土单元。
４　预应力筋施工时罐体受力性能
４􀆰 １　预应力筋应力分析
４􀆰 １􀆰 １　承台底板环向预应力筋
承台底板区域环向预应力筋控制应力为
１ ４８８ＭＰａ，承台底板径向刚度较大，承台底板环向
预应力筋应力平均值为１ ４８６ＭＰａ，预应力损失仅为
０􀆰 １３％，可以看出，径向刚度决定环向预应力筋的应
力损失。
４􀆰 １􀆰 ２　筒身竖向预应力筋
各施工阶段竖向预应力筋应力值如图５ 所示，
竖向预应力筋应力最小（最大、平均）值为该预应力
筋施工阶段所有激活的竖向预应力筋应力最小（最
大、平均）值。所有激活的竖向预应力筋应力值变
化幅度较小，竖向预应力筋应力值比较稳定。ｐｈ⁃５
和ｐｈ⁃８ 张拉筒身绝大部分环向预应力筋，引起筒身
混凝土竖向位移增大，而竖向预应力筋限制其竖向
位移，竖向预应力筋被超张拉。预应力筋张拉完毕
后竖向预应力筋应力平均值为１ ４００ＭＰａ，其中竖向
预应力筋应力最大值为１ ４０３ＭＰａ，位于扶壁柱附近
区域，超张拉０􀆰 ５７％，最小值为１ ３９６ＭＰａ。
图５　各施工阶段竖向预应力筋应力值
Ｆｉｇ． ５　Ｖｅｒｔｉｃａｌ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｔｒｅｓｓ
ｉｎ ｅａｃｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
４􀆰 １􀆰 ３　筒身环向预应力筋
各施工阶段环向预应力筋应力值如图６ 所示，
环向预应力筋应力最小（最大、平均）值为该预应力
筋施工阶段所有激活的环向预应力筋应力最小（最
大、平均）值。所有激活的竖向预应力筋应力最大
值趋于常值，ｐｈ⁃５ 张拉筒身环向预应力筋，引起邻
近区域环向预应力筋应力值急剧降低，导致环向预
应力筋应力平均值减小。预应力筋张拉完毕后环
向预应力筋应力平均值为１ ４４６ＭＰａ，其中环向预应
力筋应力最大值为１ ４８０ＭＰａ，２２ 根环向预应力筋应
力损失超过瞬时损失，即为控制应力水平的３％，位
于内凹最小值附近，环向预应力筋应力最小值为
１ ３９５ＭＰａ，应力损失为６􀆰 ２５％。
４􀆰 ２　混凝土应力分析
４􀆰 ２􀆰 １　筒身混凝土等效Ｍｉｓｅｓ 应力
各施工阶段筒身混凝土Ｍｉｓｅｓ 应力极大值如图
７ 所示，ｐｈ⁃５ 张拉筒身中上部环向预应力筋时，混凝
土Ｍｉｓｅｓ 应力最大值由８􀆰 ５７ＭＰａ 至１９􀆰 ０８ＭＰａ，ｐｈ⁃８
张拉筒身下部环向预应力筋，混凝土Ｍｉｓｅｓ 应力最
大值增至３０􀆰 ５５ＭＰａ，位于扶壁柱与内凹最小值交接
处（见图８），可以看出筒身环向预应力筋对混凝土
　５２ 施工技术 第４３ 卷
图６　各施工阶段环向预应力筋应力值
Ｆｉｇ． ６　Ａｖｅｒａｇｅ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｔｅｎｄｏｎ ｓｔｒｅｓｓ
ｉｎ ｅａｃｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
Ｍｉｓｅｓ 应力最大值影响较大，筒身混凝土Ｍｉｓｅｓ 应力
最大值小于混凝土抗压强度标准值，说明筒身混凝
土处于弹性状态。
图７　各施工阶段Ｍｉｓｅｓ 应力极大值
Ｆｉｇ． ７　Ｍａｘｉｍｕｍ Ｍｉｓｅｓ ｓｔｒｅｓｓ ｉｎ ｅａｃｈ
ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
图８　ｐｈ⁃８⁃２ 混凝土Ｍｉｓｅｓ 应力云图
Ｆｉｇ． ８　Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｍｉｓｅｓ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ａｔ ｐｈ⁃８⁃２
４􀆰 ２􀆰 ２　筒身混凝土竖向应力
ｐｈ⁃８⁃２ 混凝土竖向应力云图如图９ 所示，筒身
中上部环向预应力筋沿着高度方向间距处于４００ ～
６００ｍｍ 范围内，对混凝土竖向应力影响较小，混凝
土竖向应力约为－２ＭＰａ，与竖向预应力筋在筒身混
凝土中产生的预应力接近。
４􀆰 ２􀆰 ３　筒身混凝土环向应力
ｐｈ⁃８⁃２ 混凝土环向应力云图如图１０ 所示，在
６􀆰 ８８０ｍ 高度，内凹值达到极值，筒身混凝土环向应
力约为－２０ＭＰａ，与环向预应力筋在筒身混凝土中
产生的预应力接近。
由预应力筋应力和筒身混凝土应力分析可知，
本文建立的计算模型和取用的参数能够较好地描
述ＬＮＧ 储罐罐体在预应力筋张拉过程中的受力
图９　ｐｈ⁃８⁃２ 混凝土竖向应力云图
Ｆｉｇ． ９　Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ａｔ ｐｈ⁃８⁃２
图１０　ｐｈ⁃８⁃２ 混凝土环向应力云图
Ｆｉｇ． １０　Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｈｏｏｐ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ａｔ ｐｈ⁃８⁃２
状态。
４􀆰 ３　顶点竖向位移
各施工阶段顶点竖向位移如图１１ 所示，施加
ｐｈ⁃２，ｐｈ⁃４ 和ｐｈ⁃６ 的环向预应力筋，导致穹顶环梁
径向位移减小，该区域混凝土处于受压状态，穹顶
顶点位移上升，分别为－ ０􀆰 ４２ ～ ３􀆰 １４ｍｍ， － １􀆰 ５１ ～
２􀆰 ２０ｍｍ， －３􀆰 １９ ～６􀆰 ４７ｍｍ，使得罐体穹顶形成拱效
应，预应力筋提供足够的径向推力［８］ 。
图１１　各施工阶段顶点竖向位移
Ｆｉｇ． １１　Ｖｅｒｔｅｘ ｖｅｒｔｉｃａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ
ｉｎ ｅａｃｈ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｓｔａｇｅ
４􀆰 ４　筒身径向位移分析
环向预应力筋阶段ｐｈ⁃５，ｐｈ⁃８ 的筒身径向位移
如图１２ 所示，通过对环向预应力筋施工阶段分析，
ｐｈ⁃５ 和ｐｈ⁃８ 张拉筒身绝大部分环向预应力筋，导致
筒身发生内凹现象，ｐｈ⁃５⁃１，ｐｈ⁃５⁃２，ｐｈ⁃８⁃１ 和ｐｈ⁃８⁃２
内凹极值分别为－ ７􀆰 ６９， － １６􀆰 １５， － １８􀆰 ２０，
－２０􀆰 ６２ｍｍ，对应位置的高度分别为１０􀆰 １６０，９􀆰 ３７０，
７􀆰 ８１０，６􀆰 ８６０ｍ，可以看出，随着各施工阶段预应力
筋合力点的位置下移，内凹极值点对应的高度下移。
预应力筋张拉完毕后，下部筒身受承台底板约
束作用，内凹不明显，随着高度升高，内凹值迅速减
２０１４ Ｎｏ． ２１ 李振宝等：某大型 ＬＮＧ 储罐预应力施工模拟分析 　５３
图１２　ｐｈ⁃５，ｐｈ⁃８ 时的筒身径向位移
Ｆｉｇ． １２　Ｒａｄｉａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ａｔ ｐｈ⁃５ ａｎｄ ｐｈ⁃８
小［９］ ，在６􀆰 ８８０ｍ 高度，内凹值达到－ ２０􀆰 ６２ｍｍ，随
后，内凹值逐渐增大，上部筒身受环梁和钢箍的影
响较大，内凹径向位移迅速增大。
综上所述，从预应力筋的应力值、混凝土应力
值、顶点竖向位移和筒身径向位移分析，该ＬＮＧ 储
罐在预应力筋施工过程中的受力性能良好并在控
制范围内。
５　结语
本文针对某大型ＬＮＧ 储罐外罐预应力筋施工方
案首次进行了环向预应力筋、竖向预应力筋与穹顶混
凝土交叉施工的有限元分析，主要研究结论如下。
１）从预应力筋的应力值、混凝土应力值，顶点
竖向位移和筒身径向位移方面分析，该ＬＮＧ 储罐在
预应力筋施工过程中的受力性能良好并在控制范
　　　
围内。
２）环向预应力筋、竖向预应力筋与穹顶混凝土
交叉影响显著：张拉筒身环向预应力筋时，易引起
邻近区域环向预应力筋应力值降低；张拉筒身环向
预应力筋完毕后，引起竖向预应力筋超张拉；必须
先张拉环梁区域一定数量的环向预应力筋，提供足
够的径向水平推力，方可浇筑Ｄｍ⁃３ 至Ｄｍ⁃６ 的混
凝土。
参考文献：
［ １ ］　李志明， 俞然刚， 王佳玲． 大型ＬＮＧ 储罐外罐环向预应力筋
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全生命周期工业化住宅上海面世
　　宝业集团上海建筑工业化示范项目（宝业万华
城２３ 号楼）位于浦东惠南镇，该示范工程积极响应
国务院下发的绿色建筑行动方案要求，以推动叠合
板式混凝土剪力墙结构装配式住宅建筑发展、制定
相关行业标准为目标，探索上海地区装配式住宅建
造新模式。
项目创新性地采用大开间设计手法，通过结构
优化将剪力墙全部布置在建筑外围，内部空间无任
何剪力墙与结构柱，用户可根据不同需求对室内空
间进行灵活分割。整个项目流程以ＢＩＭ 信息化技
术为平台，通过模型数据的无缝传递，链接设计与
制造环节，提高质量和效率。同时结合环境性能分
析软件，对建筑物周围环境进行综合考虑，为用户
提供舒适的居住环境。
装配式建筑的核心是“集成”，信息化是“集
成”的主线，通过信息化技术的运用，实现工业化
建筑的全生命周期建筑设计。从方案到施工图、
构建深化设计图纸、工厂制作和运输、现场装配的
全过程都可以通过专业的数字化平台实现过程
控制。
在该示范楼的设计中，确立了基于全生命周期
的可变房型建筑设计方法。通过户型平面调整，除
外围护墙体以及固定的设备管井，内部所有墙体均
可调整位置，保证使用者有较大的自由可变空间。
通过可变房型的设计，对适老性住宅的空间进行针
对性的、合理的设计。
通过工业化设计和生产，实现了住宅性能化，
加快了建造速度，提高效率，有效进行控制成本，建
设适应全生命周期的住宅建筑。有关人士表示，通
过本项目的示范，希望能够推动工业化技术在住宅
项目中的大规模运用，促进住宅可变房型设计、标
准化设计，推进住宅产业化进程，从而实现可持续
发展的社会意义和价值。
据悉，该示范项目为上海地区第一个全产业链
装配式建筑。
（摘自《中国建设报》２０１４⁃１０⁃２２）

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