李成兵，雷 鵬

（1.西南石油大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，四川成都610500；2.西南石油大學(xué)石油天然氣裝備教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川成都610500）

隨著我國(guó)石油化工行業(yè)的不斷發(fā)展，拱頂儲(chǔ)罐因低造價(jià)、易操作而得到廣泛應(yīng)用［1］。有研究表明［2-3］，儲(chǔ)罐發(fā)生火災(zāi)時(shí)，弱頂結(jié)構(gòu)儲(chǔ)罐的罐頂與罐壁在其連接處脫離，儲(chǔ)罐及時(shí)釋放內(nèi)壓，使罐頂以下結(jié)構(gòu)保存完好，而非弱頂結(jié)構(gòu)儲(chǔ)罐會(huì)整體傾倒并報(bào)廢。因此，為了減少因內(nèi)部超壓而引發(fā)的安全事故，通常將儲(chǔ)罐設(shè)計(jì)成弱頂結(jié)構(gòu)，即罐頂和罐壁連接處采用弱連接，使得儲(chǔ)罐內(nèi)部發(fā)生超壓時(shí)，頂壁連接焊縫先于其他部位破壞，從而及時(shí)泄壓，防止事故擴(kuò)大化，達(dá)到減少人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失的目的［4-6］。

目前已有許多學(xué)者對(duì)儲(chǔ)罐弱頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究。劉巨保等［7-9］利用有限元法分析了拱頂儲(chǔ)罐在不同工況下的應(yīng)力，提出通過(guò)改變罐頂曲率半徑和頂板厚度來(lái)使儲(chǔ)罐滿(mǎn)足弱連接定義；對(duì)比基于國(guó)內(nèi)外3種標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)的弱頂結(jié)構(gòu)，得到了3種弱頂結(jié)構(gòu)的差別；研究了20 000 m3大容量網(wǎng)殼頂儲(chǔ)罐的應(yīng)力分布，并提出了實(shí)現(xiàn)網(wǎng)殼頂儲(chǔ)罐弱頂性能的方法。劉明等［10］研究了4種邊界條件下罐體的應(yīng)力分布和罐底的接觸狀態(tài)，提出通過(guò)錨固措施來(lái)限制儲(chǔ)罐罐底提離。丁宇奇等［11］以3 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐為研究對(duì)象，計(jì)算了3種工況下儲(chǔ)罐的應(yīng)力分布，并探討了將該類(lèi)儲(chǔ)罐設(shè)計(jì)成弱頂?shù)目赡苄浴u等［12］研究了在爆炸載荷作用下儲(chǔ)罐容積、罐頂形式等因素對(duì)固定頂儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)應(yīng)力大小和分布的影響。邱水才等［13］通過(guò)電鏡分析和數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，拱頂罐失效形式為韌性斷裂，且儲(chǔ)罐最大應(yīng)力分布在弱頂結(jié)構(gòu)處。此外，黃曉明、尹曄昕等［14-15］采用簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)即忽略焊縫結(jié)構(gòu)，對(duì)儲(chǔ)罐弱頂結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，但采用該方法往往會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不準(zhǔn)確，無(wú)法準(zhǔn)確反映焊縫區(qū)的應(yīng)力分布情況。

現(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)弱頂結(jié)構(gòu)研究主要參考GB 50341—2003《立式圓筒形鋼制焊接油罐設(shè)計(jì)規(guī)范》［16］，而很少應(yīng)用最新的GB 50341—2014《立式圓筒形鋼制焊接油罐設(shè)計(jì)規(guī)范》［17］。為此，以工程上較為常用的5 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐為例，依據(jù)GB 50341—2014，對(duì)其結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)，并判斷是否滿(mǎn)足GB 50341—2014中弱頂結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)要求；利用ANSYS建立儲(chǔ)罐有限元模型，分析其應(yīng)力分布、強(qiáng)度狀況以及弱連接強(qiáng)度比等；通過(guò)改變儲(chǔ)罐的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)，探討實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)罐具備弱頂性能的方法，旨在為拱頂儲(chǔ)罐弱頂結(jié)構(gòu)的改進(jìn)提供依據(jù)。

1 儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及弱頂性能評(píng)價(jià)

1.1 儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)

根據(jù)GB 50341—2014，5 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐選用Q235-B 鋼，其屈服應(yīng)力為225 MPa，許用應(yīng)力為150 MPa。儲(chǔ)罐直徑為20 000 mm，高度為17 820 mm，罐壁板由10 層壁板組成，每層壁板的高度為1 780 mm，自底往上壁板的厚度分別取為13，11，10，9，8，7，6，6，6，6 mm，罐頂曲率半徑為24 000 mm，罐頂厚度為6 mm，罐頂焊角高度為4 mm，中幅板厚度為8 mm，邊緣板厚度為11 mm，包邊角鋼型號(hào)選用∠75 mm×75 mm×10 mm。地基由外側(cè)的混凝土圈梁和內(nèi)部的回填砂組成。

1.2 儲(chǔ)罐弱頂結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)要求

GB 50341—2014 規(guī)定［17］，直徑不小于15 000 mm的儲(chǔ)罐采用弱連接結(jié)構(gòu)連接罐頂與罐壁時(shí)，應(yīng)滿(mǎn)足：連接處的罐頂坡度不大于1/6；罐頂支撐構(gòu)件不與頂板相連；頂板與包邊角鋼僅在外側(cè)連續(xù)角焊，焊腳尺寸不大于5 mm，內(nèi)側(cè)不得焊接；連接結(jié)構(gòu)在對(duì)接、搭接時(shí)應(yīng)滿(mǎn)足：

式中：A為罐頂與罐壁連接處的有效截面積，mm2；mt為罐壁和由罐壁、罐頂支撐的構(gòu)件（不包括罐頂板）的質(zhì)量，kg；θ為罐頂與罐壁連接處罐頂與水平面的夾角，（°）；g為重力加速度，取9.81 m/s2。

1.3 儲(chǔ)罐弱頂性能評(píng)價(jià)

2 儲(chǔ)罐有限元分析模型的建立

拱頂儲(chǔ)罐徑厚比很大，屬于薄壁圓柱殼結(jié)構(gòu)。在進(jìn)行應(yīng)力分析時(shí)，不可忽略罐頂與包邊角鋼、罐壁與邊緣板的連接焊縫對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響，同時(shí)還需考慮整體結(jié)構(gòu)失穩(wěn)的臨界壓力，以得出儲(chǔ)罐的破壞形式。故分別建立拱頂儲(chǔ)罐的軸對(duì)稱(chēng)有限元模型及空間有限元模型，以進(jìn)行強(qiáng)度分析與穩(wěn)定性分析。

取任一軸對(duì)稱(chēng)面為研究對(duì)象，采用PLANE82建立拱頂儲(chǔ)罐罐體和地基的軸對(duì)稱(chēng)有限元模型，其中：回填砂半徑為9 850 mm，高度假定為1 500 mm，混凝土圈梁內(nèi)徑為9 850 mm、外徑為10 150 mm，高度假定為1 500 mm；罐底和地基接觸面采用CONTA172 和TARGE169 接觸單元；模型共劃分為6 782個(gè)單元和22 124個(gè)節(jié)點(diǎn)；地基底面施加全約束，模型對(duì)稱(chēng)軸處設(shè)定軸對(duì)稱(chēng)邊界條件。儲(chǔ)罐強(qiáng)度分析有限元模型如圖1（a）所示。在進(jìn)行儲(chǔ)罐穩(wěn)定性分析時(shí)，地基的影響可忽略，取整個(gè)儲(chǔ)罐為研究對(duì)象，建立儲(chǔ)罐空間有限元模型，采用SHELL181 殼單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格，共劃分為2 912個(gè)單元和3 120個(gè)節(jié)點(diǎn)；對(duì)罐底板下表面施加全約束。儲(chǔ)罐穩(wěn)定性分析有限元模型如圖1（b）所示。

圖1 儲(chǔ)罐有限元模型Fig.1 Finite element model of storage tank

3 儲(chǔ)罐有限元計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 儲(chǔ)罐強(qiáng)度分析

選取3種典型的液面高度，將工況分為空罐、半罐和滿(mǎn)罐三種工況?？展薰r下儲(chǔ)罐受靜壓及罐體自重的影響，半罐和滿(mǎn)罐工況下儲(chǔ)罐受靜壓、相應(yīng)儲(chǔ)液產(chǎn)生的梯度壓力及罐體自重的影響，其中儲(chǔ)液密度為840 kg/m3。

基于儲(chǔ)罐強(qiáng)度分析有限元模型，得到空罐工況下罐頂破壞壓力為4.32 kPa時(shí)儲(chǔ)罐的應(yīng)力分析結(jié)果和提離狀況，分別如圖2至圖5所示。由圖2可知，儲(chǔ)罐的等效應(yīng)力范圍為0～288.894 MPa。由圖3可知，儲(chǔ)罐的最大環(huán)向應(yīng)力為126.626 MPa，出現(xiàn)在頂壁連接處。由圖4（a）可知，頂壁連接處的最大等效應(yīng)力為288.894 MPa，出現(xiàn)在罐頂與包邊角鋼連接焊縫處，該值大于材料屈服強(qiáng)度，故頂壁連接處將發(fā)生強(qiáng)度破壞。由圖4（b）可知，罐壁的最大等效應(yīng)力為115.313 MPa，出現(xiàn)在底層壁板處。由圖4（c）可知，罐底與罐壁連接處的最大等效應(yīng)力為184.234 MPa，出現(xiàn)在罐底板與罐壁連接的內(nèi)側(cè)大角焊縫處。由圖5可知，罐底板在半徑為7 746.5 mm處發(fā)生提離，在半徑為10 000 mm處達(dá)到最大提離高度，為66.5 mm。

圖2 空罐工況下儲(chǔ)罐的等效應(yīng)力Fig.2 Equivalent stress of storage tank under empty tank condition

圖3 空罐工況下儲(chǔ)罐的環(huán)向應(yīng)力Fig.3 Hoop stress of storage tank under empty tank condition

為判斷儲(chǔ)罐的強(qiáng)度狀況，依據(jù)JB 4732—1995［18］中的應(yīng)力分類(lèi)法對(duì)儲(chǔ)罐的一次局部薄膜應(yīng)力、薄膜加彎曲應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，并由此評(píng)定儲(chǔ)罐的強(qiáng)度。結(jié)合儲(chǔ)罐的應(yīng)力分布情況，選取危險(xiǎn)截面，確定應(yīng)力評(píng)定路徑1、路徑2 和路徑3，3 條路徑分別位于頂壁連接焊縫處、一二層壁板連接處、底壁連接內(nèi)側(cè)焊縫處，如圖6所示。

圖4 空罐工況下儲(chǔ)罐各部件的等效應(yīng)力Fig.4 Equivalent stress of storage tank components under empty tank condition

圖5 空罐工況下罐底板提離高度沿徑向的變化曲線(xiàn)Fig.5 Change curve of lifting height of tank bottom plate along radial direction under empty tank condition

圖6 儲(chǔ)罐危險(xiǎn)截面評(píng)定路徑Fig.6 Dangerous section assessment paths of storage tank

結(jié)合儲(chǔ)罐強(qiáng)度分析有限元模型和危險(xiǎn)截面評(píng)定路徑，得出在罐頂破壞壓力作用下，3 種工況下儲(chǔ)罐的提離狀況、應(yīng)力及強(qiáng)度評(píng)定結(jié)果，如表1所示。

由表1可知，各工況下儲(chǔ)罐最大等效應(yīng)力均位于頂壁連接焊縫處，且相差不大。因儲(chǔ)液重力作用，罐壁最大等效應(yīng)力隨液位高度增大而增大?？展薰r下，罐底發(fā)生了較大的提離，因此該處等效應(yīng)力較大；半罐和滿(mǎn)罐工況下，儲(chǔ)液重力作用限制了罐底提離，故這2種工況下罐底最大等效應(yīng)力較空罐工況小，但儲(chǔ)液作用導(dǎo)致滿(mǎn)罐工況下罐底最大等效應(yīng)力比半罐工況大；除頂壁連接焊縫處發(fā)生強(qiáng)度破壞外，其余部位均滿(mǎn)足強(qiáng)度要求。

3.2 儲(chǔ)罐穩(wěn)定性分析

壓力容器失穩(wěn)是指所受載荷超過(guò)臨界值時(shí)容器失去原有規(guī)則幾何形狀的現(xiàn)象。由圖3可知，拱頂儲(chǔ)罐頂壁連接焊縫處易產(chǎn)生較大的環(huán)向應(yīng)力。由于抗壓環(huán)始終位于儲(chǔ)液液面上方，抗壓環(huán)的穩(wěn)定性不受工況影響，因此只需考慮儲(chǔ)罐內(nèi)壓而不用考慮儲(chǔ)液靜壓作用。選取空罐工況下儲(chǔ)罐空間有限元模型進(jìn)行儲(chǔ)罐失穩(wěn)模態(tài)分析，結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，當(dāng)罐頂臨界失穩(wěn)壓力為5.731 kPa時(shí)，頂壁連接處開(kāi)始出現(xiàn)失穩(wěn)波形，即頂壁連接處出現(xiàn)失穩(wěn)破壞。

圖7 儲(chǔ)罐失穩(wěn)模態(tài)Fig.7 Instability mode of storage tank

表1 3種工況下儲(chǔ)罐的提離狀況、應(yīng)力及強(qiáng)度評(píng)定結(jié)果Table 1 Lifting conditions, stress and strength evaluation results of storage tank under three working conditions

3.3 儲(chǔ)罐破壞形式

由3.1和3.2節(jié)分析可知，在空罐和半罐工況下，儲(chǔ)罐頂壁連接處發(fā)生強(qiáng)度破壞的壓力為4.32 kPa，滿(mǎn)罐工況下為4.35 kPa，均小于儲(chǔ)罐頂壁連接處的失穩(wěn)壓力（穩(wěn)定性破壞壓力）5.731 kPa，由此可知罐頂應(yīng)先發(fā)生強(qiáng)度破壞。

3.4 儲(chǔ)罐弱頂性能評(píng)價(jià)

為了判定上述拱頂儲(chǔ)罐是否滿(mǎn)足弱頂結(jié)構(gòu)性能要求，基于儲(chǔ)罐強(qiáng)度分析有限元模型及API 650［19］中的弱頂結(jié)構(gòu)評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)對(duì)該儲(chǔ)罐的弱頂性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。API 650 建議采用弱連接強(qiáng)度比對(duì)儲(chǔ)罐弱連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行評(píng)價(jià)，其計(jì)算式為：

式中：Pbot為底壁連接區(qū)域破壞壓力，Ptop為頂壁連接區(qū)域破壞壓力。

API 650指出當(dāng)儲(chǔ)罐為弱頂結(jié)構(gòu)時(shí)，空罐工況下K≥1.5，滿(mǎn)罐工況下K≥2.5。

對(duì)儲(chǔ)罐強(qiáng)度分析有限元模型進(jìn)行分析，得到各工況下儲(chǔ)罐的底壁連接區(qū)域破壞壓力、頂壁連接區(qū)域破壞壓力及弱連接強(qiáng)度比，如表2所示。

表2 不同工況下儲(chǔ)罐弱頂性能評(píng)價(jià)結(jié)果Table 2 Weak roof performance evaluation result of storage tank underdifferent working conditions

由表2可得，空罐工況下弱連接強(qiáng)度比為1.3（小于1.5），滿(mǎn)罐工況下弱連接強(qiáng)度比為2.2（小于2.5）。由此可知，該儲(chǔ)罐不具備弱頂性能。

4 儲(chǔ)罐弱頂性能提升方法分析

為了得到上述拱頂儲(chǔ)罐弱頂性能的提升方法，結(jié)合弱連接強(qiáng)度比的影響因素，分析頂壁連接焊角高度、罐頂曲率半徑、邊緣板厚度及罐體高徑比等參數(shù)對(duì)儲(chǔ)罐弱頂性能的影響。鑒于判斷弱頂性能是依據(jù)空罐和滿(mǎn)罐工況下的弱連接強(qiáng)度比，且半罐工況下弱連接強(qiáng)度比介于空罐和滿(mǎn)罐工況下弱連接強(qiáng)度比之間，故以下分析僅針對(duì)空罐和滿(mǎn)罐工況。

4.1 頂壁連接焊角高度對(duì)弱頂性能的影響分析

取頂壁連接焊角高度為3.50，3.75，4.00，4.25 和4.50 mm，得到在罐頂破壞壓力作用下，儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力隨頂壁連接焊角高度的變化情況，如圖8所示。不同頂壁連接焊角高度下儲(chǔ)罐的弱頂性能如表3所示。

圖8 不同頂壁連接焊角高度下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力Fig.8 Maximum equivalent stress of each component of storage tank with different roof-wall connection weld angles heights

由圖8可知：隨著頂壁連接焊角高度的增大，罐頂和罐壁的最大等效應(yīng)力基本不變；空罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力逐漸增大，當(dāng)頂壁連接焊角高度為4.5 mm 時(shí)，空罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力超過(guò)材料屈服應(yīng)力；滿(mǎn)罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力處于較小的變化區(qū)間內(nèi)。

表3 不同頂壁連接焊角高度下儲(chǔ)罐的弱頂性能Table 3 Weak roof performance of storage tank with different roof-wall connection weld angle heights

由表3可知：隨著頂壁連接焊角高度的增大，頂壁連接區(qū)域破壞壓力逐漸增大；罐底提離僅在空罐工況下發(fā)生，且頂壁連接焊角高度越大，罐底提離半徑越小，而提離高度越大；各工況下儲(chǔ)罐的弱連接強(qiáng)度比隨頂壁連接焊角高度的增大而減小，且當(dāng)頂壁連接焊角高度減小到3.75 mm 及以下時(shí)，儲(chǔ)罐具備弱頂性能。

綜合圖8和表3結(jié)果可得，適當(dāng)減小頂壁連接焊角高度能提升儲(chǔ)罐的弱頂性能，使它滿(mǎn)足弱頂結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)要求，但需注意該方式會(huì)降低儲(chǔ)罐承壓能力。

4.2 罐頂曲率半徑對(duì)弱頂性能的影響分析

取罐頂曲率半徑為1.2D，1.5D，2.0D，3.0D和4.0D（D為儲(chǔ)罐直徑），得到在罐頂破壞壓力作用下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力隨罐頂曲率半徑的變化情況，如圖9所示。不同罐頂曲率半徑下儲(chǔ)罐的弱頂性能如表4所示。

由圖9可知：隨著罐頂曲率半徑的增大，罐頂和罐壁的最大等效應(yīng)力基本不變；當(dāng)罐頂曲率半徑為1.2D～2.0D時(shí)，空罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力急劇減小，當(dāng)罐頂曲率半徑大于2.0D后，空罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力變化很小；滿(mǎn)罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力有微量減小。

圖9 不同罐頂曲率半徑下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力Fig.9 Maximum equivalent stress of each component of storage tank with different tank roof curvature radiuses

表4 不同罐頂曲率半徑下儲(chǔ)罐的弱頂性能Table 4 Weak roof performance of storage tank with different tank roof curvature radiuses

由表4可知：隨著罐頂曲率半徑的增大，頂壁連接區(qū)域破壞壓力逐漸減?。还薜滋犭x僅在空罐工況下發(fā)生，且罐頂曲率半徑越大，罐底提離半徑越小，而提離高度越大，當(dāng)罐頂曲率半徑達(dá)到2.0D后，罐底將不再提離；當(dāng)罐頂曲率半徑達(dá)到3.0D后，該儲(chǔ)罐將滿(mǎn)足GB 50341—2014中弱連接結(jié)構(gòu)儲(chǔ)罐的罐頂坡度不大于1/6的要求；各工況下儲(chǔ)罐的弱連接強(qiáng)度比隨罐頂曲率半徑的增大而增大，當(dāng)罐頂曲率半徑增大到3.0D以上時(shí)，儲(chǔ)罐具備弱頂性能。

綜合圖9和表4結(jié)果可得，適當(dāng)增大罐頂曲率半徑能提升儲(chǔ)罐的弱頂性能，使它逐漸滿(mǎn)足弱頂結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)要求，但這也會(huì)降低儲(chǔ)罐的承壓能力。

4.3 邊緣板厚度對(duì)弱頂性能的影響分析

取邊緣板厚度為11，12，13，14 和15 mm，得到在罐頂破壞壓力作用下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力隨邊緣板厚度的變化情況，如圖10所示。不同邊緣板厚度下儲(chǔ)罐的弱頂性能如表5所示。

由圖10可知：隨著罐底邊緣板厚度的增大，罐頂和罐壁的最大等效應(yīng)力基本不變；空罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力逐漸減小，滿(mǎn)罐工況下罐底的最大等效應(yīng)力先減小后增大，但總體變化幅度均較小。

圖10 不同邊緣板厚度下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力Fig.10 Maximum equivalent stress of each component of storage tank with different boundary plate thicknesses

表5 不同邊緣板厚度下儲(chǔ)罐的弱頂性能Table 5 Weak roof performance of storage tank with different boundary plate thicknesses

由表5可知：隨著邊緣板厚度的增大，頂壁連接區(qū)域破壞壓力基本不變；罐底提離僅在空罐工況下發(fā)生，且邊緣板厚度越大，罐底提離半徑越大，而提離高度越??；各工況下儲(chǔ)罐的弱連接強(qiáng)度比隨邊緣板厚度的增大而增大，當(dāng)邊緣板厚度達(dá)到15 mm時(shí)，儲(chǔ)罐具備弱頂性能。

綜合圖10 和表5 結(jié)果可得，適當(dāng)增大邊緣板厚度能提升儲(chǔ)罐的弱頂性能，使它滿(mǎn)足弱頂結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)要求。

4.4 罐體高徑比對(duì)弱頂性能的影響分析

大型儲(chǔ)罐的高徑比一般在0.5～2.0之間，因此取高徑比為0.5，1.0，1.5，1.78和2.0，得到在罐頂破壞壓力作用下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力隨罐體高徑比的變化情況，如圖11所示。在不同罐體高徑比下儲(chǔ)罐的弱頂性能如表6所示。

圖11 不同罐體高徑比下儲(chǔ)罐各部件的最大等效應(yīng)力Fig.11 Maximum equivalent stress of each component of storage tank with different tank height-diameter ratios

表6 不同罐體高徑比下儲(chǔ)罐的弱頂性能Table 6 Weak roof performance of storage tank with different tank height-diameter ratios

由圖11可知：隨著高徑比的增大，罐頂最大等效應(yīng)力基本不變；空罐工況下罐壁的最大等效應(yīng)力基本不變，但滿(mǎn)罐工況下罐壁的最大等效應(yīng)力逐漸增大，這主要是因?yàn)楦邚奖鹊脑龃髮?dǎo)致相同容量的儲(chǔ)液對(duì)壁層產(chǎn)生的壓力增大；罐底的最大等效應(yīng)力也逐漸增大。

由表6可知：隨著高徑比的增大，頂壁連接區(qū)域破壞壓力逐漸減大，空罐工況下罐底提離高度逐漸減小；各工況下儲(chǔ)罐的弱連接強(qiáng)度比隨高徑比的增大而增大，當(dāng)高徑比達(dá)到2.0時(shí)，儲(chǔ)罐具備弱頂性能。

綜合圖11 和表6 結(jié)果可得，適當(dāng)增大高徑比能提升儲(chǔ)罐的弱頂性能，使它滿(mǎn)足弱頂結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)要求。

4.5 立式拱頂儲(chǔ)罐弱頂結(jié)構(gòu)改進(jìn)

通過(guò)以上分析可知，頂壁連接焊角高度、罐頂曲率半徑、邊緣板厚度和罐體高徑比均會(huì)對(duì)儲(chǔ)罐形成弱頂結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響。為使儲(chǔ)罐具備弱頂性能并保證儲(chǔ)罐的承壓能力，可對(duì)所設(shè)計(jì)的拱頂儲(chǔ)罐采用適當(dāng)減小頂壁連接焊角高度、增大罐頂曲率半徑、增大邊緣板厚度或增大罐體高徑比的方法。

5 結(jié) 論

1）基于GB 50341—2014設(shè)計(jì)的5 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐的罐頂坡度不滿(mǎn)足該標(biāo)準(zhǔn)中弱連接定義的要求，因此該儲(chǔ)罐不具備弱頂性能。

2）對(duì)基于GB 50341—2014設(shè)計(jì)的5 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐分別進(jìn)行強(qiáng)度分析與穩(wěn)定性分析，得到儲(chǔ)罐強(qiáng)度破壞壓力小于失穩(wěn)壓力，因此儲(chǔ)罐先發(fā)生強(qiáng)度破壞。

3）對(duì)基于GB 50341—2014設(shè)計(jì)的5 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐進(jìn)行有限元分析，得出它在空罐工況下發(fā)生提離，在半罐與滿(mǎn)罐工況下不發(fā)生提離；各工況下儲(chǔ)罐在破壞壓力作用下均在罐頂與罐壁連接焊縫處發(fā)生破壞，空罐和滿(mǎn)罐工況下儲(chǔ)罐的弱連接強(qiáng)度比不滿(mǎn)足要求，說(shuō)明該儲(chǔ)罐不具備弱頂性能。

4）通過(guò)分析儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其弱頂性能的影響，得出將頂壁連接焊角高度減小到3.75 mm，或?qū)⒐揄斍拾霃皆龃蟮?.0D，或?qū)⑦吘壈搴穸仍黾拥?5 mm，或?qū)?chǔ)罐高徑比增大到2.0，均能使5 000 m3立式拱頂儲(chǔ)罐具備弱頂性能。但減小頂壁連接焊角高度和增大罐頂曲率半徑會(huì)使儲(chǔ)罐承壓能力下降，而增加邊緣板厚度對(duì)儲(chǔ)罐承壓能力影響不大，增大高徑比則可提升儲(chǔ)罐承壓能力，因此在利用上述方法來(lái)改進(jìn)儲(chǔ)罐的弱頂性能時(shí)，需同時(shí)考慮儲(chǔ)罐的承壓能力。研究結(jié)果可為立式拱頂儲(chǔ)罐弱頂結(jié)構(gòu)的改進(jìn)提供一定參考。