摘 要

摘　要：大型LNG儲(chǔ)罐外罐在混凝土澆筑過(guò)程中，水泥水化熱會(huì)導(dǎo)致外罐產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力，從而引起混凝土開(kāi)裂，將嚴(yán)重影響儲(chǔ)罐的耐久性。為此，以山東某大型LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐為研究對(duì)

摘　要：大型LNG儲(chǔ)罐外罐在混凝土澆筑過(guò)程中，水泥水化熱會(huì)導(dǎo)致外罐產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力，從而引起混凝土開(kāi)裂，將嚴(yán)重影響儲(chǔ)罐的耐久性。為此，以山東某大型LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐為研究對(duì)象，采用ADINA有限元軟件建立了精細(xì)化的LNG儲(chǔ)罐有限元模型，按照實(shí)際的施工順序與時(shí)間，模擬了LNG儲(chǔ)罐外罐混凝土分層澆筑過(guò)程中的早期溫度場(chǎng)分布；在考慮混凝土齡期效應(yīng)的基礎(chǔ)上，將外罐的溫度場(chǎng)和結(jié)構(gòu)場(chǎng)進(jìn)行耦合，分析了外罐的溫度應(yīng)力及裂縫分布情況，評(píng)估了外罐混凝土開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。結(jié)果表明：①外罐在施工期間將產(chǎn)生較大的內(nèi)外溫差，引起較大的溫度應(yīng)力；②第l澆筑層的溫度應(yīng)力明顯大于其他澆筑層，且第一主應(yīng)力為環(huán)向應(yīng)力，將使此處混凝土產(chǎn)生沿豎向開(kāi)展的裂縫；③因?yàn)榧s束作用減弱，其他澆筑層混凝土產(chǎn)生溫度裂縫的可能性很小。該研究成果為LNG儲(chǔ)罐外罐溫度裂縫控制提供了參考。

關(guān)鍵詞：LNG儲(chǔ)罐  早齡期混凝土  水化熱  溫度場(chǎng)  溫度應(yīng)力  裂縫分布  有限元分析

Thermal stress and crack distribution of the concrete outside of an LNG storage tank during construction

Abstract：The hydration heat of cement will cause a great thermal stress on the outside of an LNG storage tank in the concrete pouring process，resulting in the cracking of concrete，which will seriously affect the durability of this tank．In a case study of a large LNG storage tank in Shandong province，China，by adopting ADINA finite element software,we established a refined finite element model，and simulated，based on the actual construction sequence and time，the temperature field distribution in the layered concrete pouring process of the outer tank．Considering the concrete age effect，we coupled the temperature and structural fields of the outer tank，analyzed the distribution of thermal stress and cracks，and estimated the risks of concrete cracking．The following findings were achieved：an LNG storage tank during construction has a great temperature difference between the inside and the outside，which causes a great thermal stress；the thermal stress of the first pouring layer was significantly larger than that of the other pouring layers，and the first principal stress is a hoop stress，where vertical thermal cracks are thus produced；concrete cracking of other pouring layers is less likely due to the constraints weakening．This study provides a reference for thermal cracks control in the outside of LNG storage tanks during construction．

Keywords：LNG storage tank，early-age concrete，heat of hydration，temperature field，thermal stress，crack distribution，finite element analysis

大型LNG儲(chǔ)罐由內(nèi)罐和外罐組成，內(nèi)罐采用9％鎳鋼建造，外罐采用預(yù)應(yīng)力混凝土建造，中間采用膨脹珍珠巖作為隔熱層^[1-4]。LNG儲(chǔ)罐作為儲(chǔ)存液化天然氣的壓力容器，對(duì)外罐混凝土的裂縫具有嚴(yán)格限制，目前國(guó)內(nèi)有不少的LNG儲(chǔ)罐外罐在施工期間因過(guò)大的溫度應(yīng)力而導(dǎo)致混凝土開(kāi)裂^[5-8]。雖然早齡期混凝土裂縫在預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉后可能會(huì)全部或者部分閉合，但在某些工況下，閉合的裂縫有可能再次張開(kāi)；由于大型LNG儲(chǔ)罐一般建在沿海城市，裂縫會(huì)破壞鋼筋的混凝土保護(hù)層，加快Cl^-對(duì)鋼筋的腐蝕，嚴(yán)重影響儲(chǔ)罐的耐久性及使用壽命。因此，對(duì)LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的溫度應(yīng)力及裂縫分析意義重大。裂縫產(chǎn)生的主要原因是：混凝土在硬化過(guò)程中，水泥水化熱使混凝土產(chǎn)生溫度變形，而其變形受到內(nèi)外約束，產(chǎn)生熱應(yīng)力，隨著混凝土有效剛度的不斷增加，熱應(yīng)力可能超過(guò)混凝土的抗拉強(qiáng)度，導(dǎo)致混凝土開(kāi)裂。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的研究主要集中在靜力分析、抗震分析及預(yù)應(yīng)力筋優(yōu)化設(shè)計(jì)方面^[9-12]，也有學(xué)者分析了混凝土材料的超低溫力學(xué)性能及超低溫對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土外罐的影響^[13-15]，而對(duì)混凝土外罐施工期間由水化熱引起的溫度裂縫研究還比較少，為此筆者采用ADINA有限元軟件模擬了山東某LNG儲(chǔ)罐外罐的施工過(guò)程，分析了LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的早期溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)以及裂縫分布情況。

1　數(shù)值分析流程

1．1　溫度場(chǎng)分析

混凝土的熱傳導(dǎo)是一個(gè)瞬態(tài)過(guò)程，溫度場(chǎng)是齡期和空間函數(shù)，混凝土中三維不穩(wěn)定溫度場(chǎng)的熱傳導(dǎo)微分方程為：

 

式中T為溫度，℃；t為時(shí)間，d；x，y，z為直角坐標(biāo)；l、c、p分別為混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容及質(zhì)量密度；m是單位體積混凝土中水泥的質(zhì)量，kg；Q是齡期為t時(shí)單位質(zhì)量水泥累積水化熱。Q的表達(dá)式為^[16]：

Q(t)=Q0(1-e^-pt)       (2)

式中Q0，為單位質(zhì)量水泥最終產(chǎn)生的水化熱，kJ；p是常數(shù)，與水泥品種、比表面及澆筑溫度有關(guān)。

混凝土熱傳導(dǎo)過(guò)程的初始條件為：

T½t=0＝T0＝常數(shù)      (3)

混凝士與空氣及固體接觸面邊界條件為：

 

式中tf為空氣溫度，℃；hc為固體邊界面與流體之間的熱對(duì)流系數(shù)。

1．2　應(yīng)力場(chǎng)分析

在有限元分析時(shí)，考慮到約束度和徐變對(duì)早齡期混凝土溫度應(yīng)力的影響，根據(jù)微積分方法將時(shí)間離散化，按增量法求得各節(jié)點(diǎn)t時(shí)刻應(yīng)力場(chǎng)為^[17-18]：

 

式(5)對(duì)應(yīng)于第i時(shí)間段，a為混凝土熱膨脹系數(shù)，1／℃；K(ti，t)為應(yīng)力松弛系數(shù)；Ri為約束系數(shù)，其值與構(gòu)件長(zhǎng)高比及混凝土彈性模量比有關(guān)；Ei為彈性模量，MPa；DTi為混凝土的內(nèi)外溫差，℃。

1．3　裂縫開(kāi)裂判斷

根據(jù)溫度應(yīng)力預(yù)測(cè)和判斷混凝土是否發(fā)生開(kāi)裂，采用開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)評(píng)估，一般認(rèn)為當(dāng)開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)達(dá)到0.7時(shí)，混凝土開(kāi)裂的可能性已經(jīng)很大。

h＝s1/ft        (6)

式中h為開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)；s1為混凝土的第一主應(yīng)力，MPa；ft為混凝土的抗拉強(qiáng)度，MPa。

2　參數(shù)計(jì)算   

混凝土的溫度裂縫分析是一個(gè)復(fù)雜的過(guò)程，必須考慮混凝土材料的齡期效應(yīng)。隨著水泥水化的進(jìn)行，其力學(xué)性質(zhì)(如彈性模量、抗拉強(qiáng)度等)與熱學(xué)性質(zhì)(如熱膨脹系數(shù)，熱傳導(dǎo)系數(shù)等)發(fā)生了顯著的變化。本文采用等效齡期方法考慮齡期和養(yǎng)護(hù)溫度對(duì)混凝土力學(xué)性質(zhì)的影響。

筆者采用Hansen等”提出的方法計(jì)算等效齡期：

 

式中te為在參考溫度下的等效齡期，d；Ea為活化能，筆者取其值為22590J／mol；R為氣體常數(shù)，其值為8.314J／mol·K；T為Dt時(shí)間內(nèi)混凝土的平均溫度，℃。

2．1　熱學(xué)參數(shù)的確定

在對(duì)LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐進(jìn)行熱分析時(shí)，需要的熱學(xué)參數(shù)主要包括水泥的水化熱發(fā)展曲線、混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容、熱對(duì)流系數(shù)以及密度，這些參數(shù)與原材料、混凝土配合比及混凝土的齡期等有關(guān)。筆者采用C50混凝土，水泥采用425硅酸鹽水泥；混凝土的質(zhì)量配合比水泥：中粗砂：碎石：水：外加劑為490：540：1024：160：6，密度為2400kg／m³，比熱容為0.963kJ／(kg·℃)；鋼筋采用HRB400級(jí)鋼筋，密度為7800kg／m³，熱傳導(dǎo)系數(shù)為163.4kJ／(m·h·℃)，比熱容為0.64kJ／(kg·℃)。

水泥的水化熱采用本文參考文獻(xiàn)[16]提供的計(jì)算模型，其表達(dá)式為：

Q(t)＝Q0(1-e^-atb)             (8)

式中t為齡期，d；Q(t)為t時(shí)刻累積的水化熱；Q0為最終的水化熱，筆者取350kJ／kg；a、b為常數(shù)，與水泥品種有關(guān)，筆者取a為0.36，b為0.74。

混凝土的導(dǎo)熱系數(shù)采用本文參考文獻(xiàn)[20]提供的計(jì)算模型，其表達(dá)式為：

K(t)＝k0[1.1-0.1(1-e^-0.36t0.74)]        (9)

式中k(t)為t時(shí)刻混凝土熱傳導(dǎo)系數(shù)；k0為已經(jīng)硬化混凝土熱傳導(dǎo)系數(shù)，文中k0取為8.5kJ／(m·h·℃)。

混凝土結(jié)構(gòu)在澆筑期附有模板，筆者采用等效熱對(duì)流系數(shù)的方法來(lái)考慮模板對(duì)溫度場(chǎng)的影響，混凝土的等效熱對(duì)流系數(shù)采用下式計(jì)算^[16]：

 

式中hfree為模板熱對(duì)流系數(shù)，kJ／(m²·h·℃)；v為風(fēng)速，m／s，文中取v為5.6m／s；li為混凝土模板厚度，文中取li為0.018m；ki為模板導(dǎo)熱系數(shù)，文中取ki為0.837kJ／(m·h·℃)。

2．2　力學(xué)參數(shù)的確定

在有限元分析時(shí)，力學(xué)參數(shù)主要包括熱膨脹系數(shù)、泊松比、彈性模量、抗拉強(qiáng)度、抗壓強(qiáng)度，本文取混凝土熱膨脹系數(shù)為1×10⁵／℃；泊松比為0.17；混凝土的養(yǎng)護(hù)溫度為20℃，則t＝te，混凝土的彈性模量可采用下式計(jì)算^[21-22]：

 

式中Ec(28)為齡期28d混凝土的彈性模量，筆者取34500MPa；t0為0.2d；s為0.173，nE為試驗(yàn)常數(shù)，nE為0.394。

混凝土的抗拉強(qiáng)度可采用下式計(jì)算^[21-22]：

 

式中ft為齡期28d混凝土的抗拉強(qiáng)度，筆者取2.64MPa；nt為試驗(yàn)常數(shù)，取值為0.658。

3　工程實(shí)例

3．1　有限元模型的建立

以山東某液化天然氣接收站的一個(gè)160000m³大型LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐為例進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，混凝土外罐內(nèi)徑為41m，外徑為41.8m，壁厚為0.8m，高為41.1m?；炷镣夤薹?/span>ll層進(jìn)行澆筑，其中1～9層澆筑高度為4m，第l0層澆筑高度為l.5m，第ll層環(huán)梁澆筑高度為2.6m，模板采用20mm膠合板，相鄰施工層時(shí)間間隔為4d。由于結(jié)構(gòu)的對(duì)稱(chēng)性，取罐壁的四分之一(相鄰扶壁柱之間部分)進(jìn)行有限元分析(圖1)，外墻地板采用固定端約束，由于扶壁柱對(duì)外墻的約束，在其兩側(cè)面上施加對(duì)稱(chēng)彈性約束。監(jiān)測(cè)點(diǎn)分布位置如圖2所示。

 

 

3．2　溫度場(chǎng)分析

混凝土的內(nèi)部溫度與水泥種類(lèi)、水灰比、初始條件、邊界條件、熱傳導(dǎo)系數(shù)等有關(guān)，還與位置、時(shí)間有關(guān)，有限元分析時(shí)采用式(1)對(duì)早齡期混凝土內(nèi)部的溫度場(chǎng)進(jìn)行求解，各澆筑層中心點(diǎn)溫度時(shí)程曲線如圖3所示。

 

根據(jù)圖3可知，各施工層混凝土內(nèi)部經(jīng)歷了升溫、降溫、趨于穩(wěn)定3個(gè)階段，升溫速率明顯大于降溫速率，這種溫度速率變化不一致以及材料參數(shù)隨齡期的變化是產(chǎn)生溫度應(yīng)力的主要原因；由于前9個(gè)混凝土的澆筑層高度都為4m，分析的位置也相同，所以其溫度時(shí)程變化曲線相似；第10澆筑層溫度曲線出現(xiàn)了2個(gè)波峰，其原因是第10澆筑層高度只有1.6m；第11澆筑層因環(huán)梁較厚而產(chǎn)生的溫度峰值大于其他澆筑層，且其達(dá)到峰值的時(shí)間相對(duì)延遲。

第1澆筑層部分點(diǎn)溫度時(shí)程曲線如圖4所示。由圖4可知，在外界恒溫條件下，混凝土內(nèi)部溫度在其澆筑約ld后迅速達(dá)到峰值，之后開(kāi)始緩慢降溫，在其澆筑約10d后趨于穩(wěn)定。由圖4還可知，外罐罐壁厚度中心最高升溫約為60℃，混凝土易產(chǎn)生深層裂縫；混凝土內(nèi)部與表面溫差為25℃，混凝土表面具有開(kāi)裂的危險(xiǎn)；頂部}昆凝土塊內(nèi)部溫度受上層新澆筑混凝土的影響比較大。因此A、B測(cè)點(diǎn)在溫度下降階段有20～30℃的溫度波動(dòng)，數(shù)值分析表明，新澆筑混凝土對(duì)下層混凝土的影響深度約為1.2m。

 

3．3　應(yīng)力場(chǎng)分析

有限元分析時(shí)，通過(guò)將三維不穩(wěn)定溫度場(chǎng)分析得到的節(jié)點(diǎn)溫度變化轉(zhuǎn)化為等效荷載作用于結(jié)構(gòu)上進(jìn)行溫度應(yīng)力分析，分析時(shí)采用式(5)對(duì)LNG儲(chǔ)罐外罐的溫度應(yīng)力進(jìn)行求解。

 

圖5為各澆筑層底部某點(diǎn)環(huán)向應(yīng)力時(shí)程曲線，圖6為部分澆筑層底部某點(diǎn)豎向應(yīng)力時(shí)程曲線。由圖5可知，在LNG儲(chǔ)罐外罐施工期間，溫度應(yīng)力分為壓應(yīng)力發(fā)展、壓應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力及拉應(yīng)力趨于殘余應(yīng)力3個(gè)階段。比較圖5和圖6可知，混凝土外罐在溫度及重力荷載作用下，第一主應(yīng)力為環(huán)向應(yīng)力，與彈性力學(xué)理論分析的結(jié)果相符，而且現(xiàn)場(chǎng)施工經(jīng)驗(yàn)表明混凝土外罐在施工期間底部經(jīng)常產(chǎn)生豎向裂縫。由圖5還可知，第1澆筑層所受的溫度應(yīng)力明顯大于其他澆筑層，產(chǎn)生這種狀況的原因是第1澆筑層混凝土受到罐底的約束度相對(duì)較大；因第3～9澆筑層澆筑高度及約束狀況相近，所以其應(yīng)力變化曲線相似；第10澆筑層環(huán)向應(yīng)力曲線因受環(huán)梁澆筑的影響而產(chǎn)生2MPa的應(yīng)力波動(dòng)。

 

在LNG儲(chǔ)罐外罐施工期間，離地板0～6m范圍內(nèi)的外罐因其變形受到地板的約束而產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力，而根據(jù)本文參考文獻(xiàn)[23]，在后期預(yù)應(yīng)力鋼絞線張拉階段，預(yù)應(yīng)力的作用會(huì)使外罐底部產(chǎn)生較大的拉應(yīng)力，溫度應(yīng)力與張拉應(yīng)力疊加，將進(jìn)一步增大第1澆筑層混凝土開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。因此，在施工期間應(yīng)采取有效措施控制第l澆筑層的溫差，加強(qiáng)第l澆筑層的養(yǎng)護(hù)，在設(shè)計(jì)時(shí)還應(yīng)充分考慮水化熱引起的溫度應(yīng)力，增加第l澆筑層的配筋。

圖7為第l澆筑層部分點(diǎn)環(huán)向溫度應(yīng)力時(shí)程曲線。由圖7可知，在外罐施工期間，混凝土先受壓后受拉，在混凝土澆筑68h后，混凝土由受壓狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)槭芾瓲顟B(tài)，在混凝土澆筑120h后，第1澆筑層底部某點(diǎn)所受拉應(yīng)力超過(guò)了混凝土的抗拉強(qiáng)度，底部混凝土開(kāi)始產(chǎn)生溫度裂縫。B點(diǎn)應(yīng)力曲線存在上下波動(dòng)是由于B點(diǎn)易受上層新澆筑混凝土的影響；比較B、C、E點(diǎn)應(yīng)力時(shí)程曲線可知，混凝土離罐底越近，產(chǎn)生的溫度應(yīng)力越大。

 

有限元分析時(shí)，采用式(6)對(duì)各澆筑層裂縫開(kāi)裂情況進(jìn)行判斷，取1、2、3、9澆筑層外壁底部某點(diǎn)為監(jiān)測(cè)點(diǎn)，各澆筑層在混凝土澆筑后開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)變化如圖8所示，第l澆筑層的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)明顯大于1，將產(chǎn)生溫度裂縫；第2澆筑層開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)系數(shù)接近0.8，混凝土具有產(chǎn)生溫度裂縫的危險(xiǎn)；第9澆筑層受環(huán)梁澆筑影響，在混凝土澆筑5d時(shí)將產(chǎn)生溫度裂縫；其他澆筑層混凝土產(chǎn)生溫度裂縫的可能較小。由圖8還可知，各澆筑層在混凝土澆筑完成6d時(shí)，混凝土的開(kāi)裂風(fēng)險(xiǎn)最大。

 

4　結(jié)論

1)在LNG儲(chǔ)罐外罐混凝土澆筑過(guò)程中，各澆筑層溫度變化曲線相似，混凝土先升溫后降溫，升溫速率明顯大于降溫速率，溫度峰值在混凝十澆筑約1d后出現(xiàn)。

2)在LNG儲(chǔ)罐外罐施工期間，外罐因水泥水化熱而產(chǎn)生較大的溫度應(yīng)力，混凝土先受壓后受拉，在混凝土澆筑完成約5d時(shí)，第1澆筑層底部所受的拉應(yīng)力超過(guò)了混凝土的抗拉強(qiáng)度，混凝土開(kāi)始產(chǎn)生溫度裂縫。

3)在溫度荷載作用下，因罐底約束作用，外罐離地面0～6m內(nèi)產(chǎn)生的溫度應(yīng)力較大；第1澆筑層將產(chǎn)生溫度裂縫，第2、9澆筑層混凝十具有開(kāi)裂的危險(xiǎn)。因此，在施工期間應(yīng)采取有效措施控制第1、2、9澆筑層的溫差，并加強(qiáng)養(yǎng)護(hù)。

 

參考文獻(xiàn)

[1]程旭東，朱興吉．LNG儲(chǔ)罐外墻溫度應(yīng)力分析及預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計(jì)[J]．石油學(xué)報(bào)，2012，33(3)：499-505．

CHENG Xudong，ZHU Xingji．Thermal stress analyse on the external walls of LNG storage tank and the design of prestressed reinforcement[J]．Acta Petrolei Sinica，2012．33(3)：499-505．

[2]余曉峰，王松生，蘇軍偉．基于安全閥火災(zāi)輻射的LNG全容罐瞬態(tài)熱力耦合分析[J]．天然氣工業(yè)，2014，34(1)：146-150．

YU Xiaofeng，WANG Songsheng，SU Junwei．Transient thermal-mechanical coupling analysis of full-containment LNG tanks with relief valves against fire and radiation[J]．Natural Gas Industry，2014，34(1)：146-150．

[3]TURNER F H．Concrete and cryogenics[M]．London：Cement and Concrete Association，1979．

[4]REDDY GORLA R S．Probabilistic analysis of a liqHefied natural gas storage tank[J]．Applied Thermal Engineering，2010，30(17／18)：2763-2769．

[5]張超，張海．LNG儲(chǔ)罐穹頂裂縫控制及防治措施[J]．山西建筑．2009，35(J)：116-117．

ZHANG Chao，ZHANG Hai．Controlling and prevention of cracks on dome of LNG tank[J]．Shanxi Architecture，2009，35(14)：116-117．

[6]尤國(guó)英，馮其，華君，等．核電站用儲(chǔ)氣罐抗震分析[J]．油氣儲(chǔ)運(yùn)，2013，32(2)：139-142．

YOU Guoying，FENG Qi，HUA Jun，et al．Seismic analysis of gas tank used in a nuclear power station[J]．Oil&Gas Storage and Transportation，2013，32(2)：139-142．

[7]劉佳，袁玲，唐悅影，等．中美大型儲(chǔ)罐設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)抗震計(jì)算對(duì)比[J]．油氣儲(chǔ)運(yùn)，2013，32(4)：421-425．

LIU Jia，YUAN Ling，TANG Yueying，et al．Comparison between Chinese and American design standards of antiseismic calculation for large-scale storage tank[J]．Oil＆Gas Storage and Transportation，2013，32(4)：421-425．

[8]蔣國(guó)輝，張曉明，閆春暉，等．國(guó)內(nèi)外儲(chǔ)罐事故案例及儲(chǔ)罐標(biāo)準(zhǔn)修改建議[J]．油氣儲(chǔ)運(yùn)，2013，32(6)：633-637．

JIANG Guohui，ZHANG Xiaoming，YAN Chunhui，et al．Worldwide tank accidents and tank standards revision advices[J]．Oil&Gas Storage and Transportation，2013，32(6)：633-637．

[9]程旭東，朱興吉，胡晶晶．大型LNG儲(chǔ)罐預(yù)應(yīng)力混凝土外墻應(yīng)力分析與結(jié)構(gòu)優(yōu)化[J]．油氣儲(chǔ)運(yùn)，2011，30(11)：819-823．

CHENG Xudong，ZHU Xingji，HU Jingjing．Stress analysis and structure optimization for pre-stressed concrete exterior wail of large scale LNG storage tank[J]．Oil&Gas Storage and Transportation，2011，30(11)：819-823．

[10]彭文山，程旭東，林楠，等．LNG儲(chǔ)罐環(huán)向預(yù)應(yīng)力筋設(shè)計(jì)方法[J]．低溫建筑技術(shù)，2013，35(5)：38-40．

PENG Wenshan，CHENG Xudong，LIN Nan，et al．The design method ci^rcular prestressed reinforcement of large LNG storage tanks[J]．Low Temperature Architecture Technology，2013，35(5)：38-40．

[11]HAMDAN F H．Seismic behaviour of cylindrical steel liquid storage tanks[J]．Journal of Constructional Steel Research，2000，53(3)：307-333．

[12]CUI Hongcheng，LI Jinyuan，HE Qiang，et al．Research on seismic response of large concrete storage tank[C]//9^th International Conference on Fracture&Strength of Solids，9-13 June，2013，Jeju，Korea．Jeju：Gas Technology Institute，2013．

[13]DAHMANI L，KHENANE A，KACT S．Behavior of the reinforced concrete at cryogenic temperatures[J]．Cryogenics，2007，47(9／l0)：517-525．

[14]KRSTULOVIC-OPARA N．Liquefied natural gas storage：Material behavior of concrete at cryogenic temperatures[J]．ACI Materials Journal，2007，104(3)：297-306．

[15]蘇娟，周美珍，余建星，等．泄露工況下大型LNG預(yù)應(yīng)力混凝土儲(chǔ)罐低溫分析[J]．低溫工程，2012，176(4)：47-52．

SU Juan，ZHOU Meizhen，YU Jianxing．Low temperature analysis of LNG prestressed concrete tank for spill conditions[J]．Cryogenics，2012，176(4)：47-52．

[16]朱伯芳．大體積混凝土溫度應(yīng)力與溫度控制[M]．北京：中國(guó)電力出版社，1999．

ZHU Baifang．Thermal stress of mass concrete and temperature control[M]．Beijing：China Electric Power Press，1999．

[17]XIANG Yanyong，ZHANG Zhihe，HE Shaohui，et al．Thermal mechanical analysis of a newly cast concrete wall of a subway structure[J]．Tunneling and Underground Space Technology，2005，20(5)：442-451．

[18]王鐵夢(mèng)．工程結(jié)構(gòu)裂縫控制[M]．北京：中國(guó)建筑工業(yè)出版社，l997．

WANG Tiemeng．Crack control of engineering structure[M]．Beijing：China Architecture&Building Press，1997．

[19]HANSEN P F，PEDERSEN E J．Maturity computer for controlled curing and hardening of concrete[J]．Nordiska Betongfoerbundet，1977，1(1)：21-25．

[20]ZHOU Jikai，CHENG Xudong，ZHANG Jian．Early agetemperature and strain in basement concrete walls：Field monitoring and numerical modeling[J]．Journal of Performance of Constructed Facilities，2012，26(6)：754-765．

[21]Comite euro international du b6ton．CEB-FIP model code 1990[S]．London：Thomas Telford，1993．

[22]KANSTAD T，HAMMER T A，BJNTEGAARD，et al．Mechanical properties of young concrete：Part Il：Determination of model parameters and test program proposals[J]．Materials and Structures，2003，36(4)：226-230．

[23]俞然剛，李志明，張健，等．大型LNG儲(chǔ)罐預(yù)應(yīng)力筋張拉數(shù)值模擬與優(yōu)化[J]．油氣儲(chǔ)運(yùn)，2013，32(3)：291-294．

YU Rangang，LI Zhiming，ZHANG Jian，et al．Numerical simulation and optimization of pre-stressed tendon tensioning for large-scale LNG storage tank[J]．Oil&Gas Storage and Transportation，2013，32(3)：291-294．

 

 

本文作者：程旭東  韓明一  彭文山  朱興吉  李金玲

作者單位：中國(guó)石油大學(xué)(華東)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院

  韓國(guó)高麗大學(xué)土木、環(huán)境與建筑工程系