立式儲罐環墻滾動隔震體系地震響應數值仿真分析

李 想，孫建剛，崔利富，王 振，劉偉兵，楊海光

(1. 大連民族大學 土木工程學院，遼寧 大連116605;2.大慶油田有限責任公司 第二采油廠，黑龍江 大慶163000)

立式儲罐由于存貯易爆、易燃、有毒介質，一旦發生地震災害，容易誘發火災和環境污染等次生災害，甚至威脅到人的生命和財產安全。基礎隔震技術是降低儲罐地震響應比較成熟的方法。目前關于隔震儲罐的研究大多采用單一隔震裝置［1-7］，雖能有效降低儲罐的地震響應，但不能有效控制儲罐基礎的不均勻沉降。文獻［8］將滾動隔震［9］和砂墊層隔震［10］并聯到一起，提出了一種新型的環墻滾動隔震支撐與砂墊層組合的隔震基礎，該新型隔震裝置在地震荷載作用下環墻滾動和砂墊層共同作用，起到具有隔震減震的效果，支撐由上下滾動環墻、砂墊層和墊板構成，可以起到調整儲罐中心點沉降和不均勻沉降的作用。本文在文獻［8］的基礎上，將環墻滾動隔震基礎應用于15 ×104m3大型立式儲罐如圖1，應用ADINA 有限元數值仿真程序，建立環墻滾動隔震儲罐的有限元分析模型，對水平地震激勵作用下環墻滾動隔震儲罐進行減震效應分析。

圖1 環梁滾動隔震儲罐

1 有限元模型建立

1.1 儲罐參數

以15 ×104m3立式儲罐為研究對象，儲罐半徑為50 m，總高度為21.7 m，儲液高度為20.1 m，罐壁沿高度方向共分8 層，每層厚度和高度見表1。

表1 15 ×104 m3 立式儲罐罐壁高度和厚度

材料屬性:罐壁鋼材密度7800 kg·m-3，彈性模量2.1 ×1011N·m-2，泊松比0.3，屈服強度3.7×108N·m-2。設計安全考慮，儲罐內液體密度取為1000 kg·m-3。

1.2 環墻滾動隔震裝置參數

初步設計隔震上下環墻直徑同為100.65 m，截面尺寸為650 mm ×1700 mm，鋼球直徑0.325 m，墊板直徑99.35 m，高度0.12 m。

材料屬性:鋼板密度為7800 kg·m-3，彈性模量2.1×1011N·m-2，泊松比0.3，屈服強度3.7 ×108N·m-2。環墻和墊板均為鋼筋混凝土材料，密度2500 kg·m-3，彈性模量2 ×1010N·m-2，泊松比0.3。砂墊層為中砂，基本參數見表2。

取環墻滾動隔震周期T=2s，阻尼比ξ=0.1，按式(1)和式(2)計算出線彈簧總剛度和總阻尼，然后平均分配到上下環墻所對應的線彈簧上，為簡化計算考慮豎向彈簧單元剛度無窮大，阻尼為0，具體參數詳見表3。

表2 中砂參數表

表3 線彈簧剛度系數K 和阻尼系數C

1.3 單元選取及有限元模型建立

環墻和墊板采用八節點3 -D 實體單元;砂墊層如圖2，采用摩爾庫倫單元;鋼球如圖3，假定成帶有高度的線彈簧單元。儲罐罐壁采用4 節點殼單元來模擬;液體采用三維勢流體單元。有限元模型如圖4。

圖2 摩爾庫倫單元模型

圖3 線彈簧單元模型

圖4 隔震儲罐有限元模型

2 地震波選取

采用El -centro 波作為輸入地震波，加速度峰值為1.96 m·s-2，加速度時程如圖5。

圖5 El-centro 地震波加速度時程曲線

3 水平地震激勵下環墻滾動隔震儲罐減震效應分析

3.1 罐壁加速度和動液壓力分析

圖6 沿罐壁高度加速度峰值分布

由圖6 可知非隔震儲罐沿罐壁高度方向加速度峰值逐漸放大，且峰值加速度為19.5 m·s-2，較輸入的地震波峰值相比放大了9.94 倍。從圖中可以看出環墻滾動隔震儲罐與非隔震儲罐相比加速度峰值明顯降低，減震效果明顯。

圖7 沿罐壁高度動液壓力峰值分布

從圖7 可知非隔震儲罐的動液壓力峰值沿液體高度方向先增大而后減小，液體在4.32 m 處非隔震儲罐動液壓力達到峰值83.81 KPa;從圖中可以明顯看出環墻滾動隔震儲罐與非隔震儲罐相比動液壓力明顯降低，峰值為60.97 KPa，減震率為27.25 %。

3.2 罐壁應力分析

圖8 和圖9 為環墻滾動隔震儲罐與非隔震儲罐環向應力和軸向應力沿罐壁高度的分布。

圖8 環向應力峰值沿罐壁高度分布

圖9 軸向應力峰值沿罐壁高度分布

從圖8 可以看出非隔震儲罐在3 m-15 m 范圍內儲罐罐壁的環向應力很大，環墻滾動隔震儲罐地震能量主要由隔震裝置吸收所以罐壁環向應力有所降低;從圖9 可以看出隔震儲罐和非隔震儲罐軸向應力呈現下部大上部小的特點。在儲罐底部的位置出現軸向應力的峰值，非隔震儲罐軸向應力峰值為90 MPa，隔震后39.9 MPa，降低了55.7 %。

3.3 基底剪力和基底彎矩分析

圖10 和圖11 給出了非隔震儲罐與環墻滾動隔震儲罐在地震作用下的基底剪力和基底彎矩時程曲線。

圖10 基底剪力時程曲線

圖11 基底彎矩時程曲線

從圖10 和圖11 可以看出:非隔震儲罐基底剪力與基底彎矩峰值均發生在2.24 s，環墻隔震儲罐基底剪力與基底彎矩峰值發生在2.42 s，這表明隔震可以使儲罐的基底剪力與基底彎矩峰值略有滯后。對比非隔震儲罐與環墻滾動隔震儲罐基底剪力與基底彎矩可得基底剪力減震率為34.69 %，基底彎矩減震率為28.94 %，減震效果較為明顯。

4 結 論

本文將環墻滾動隔震基礎應用于15 ×104m3大型立式儲罐，應用ADINA 有限元數值仿真程序，建立環墻滾動隔震儲罐的有限元分析模型，對水平地震激勵作用下環墻滾動隔震儲罐進行減震效應分析，得出以下結論:

(1)環墻滾動隔震基礎不但可以調整儲罐中心點沉降和不均勻沉降，同時具有降低儲罐地震響應的作用。

(2)采取環墻滾動隔震基礎后，罐壁環向應力和軸向應力有所降低，罐壁設計時可以在滿足承載力和變形要求的條件下，將罐壁厚度減薄;基底剪力和傾覆力矩減震效應明顯，基礎設計時可以在滿足承載力和沉降要求的條件下，節省材料，降低造價。

［1］孫建剛，呂睿，郝進鋒，等. 立式儲液容器自復位隔震體系研究［J］.地震工程與工程振動，2001，20(1):141-145.

［2］KIM N S，LEE D G. Pseudo-dynamic test for Evolution of seismic performance of base isolated liquid storage tanks［J］. Engineering Structures，1995，17(3):198 -208.

［3］WANG Y P，TENG M C，CHUNG K W. Seismic isolation of rigid cylindrical tanks using friction pendulum bearing［J］. Earthquake Engineering and Structural Dynamics，2001，30:1083 -1099.

［4］孫建剛，周麗，袁朝慶，等. 立式儲罐基礎隔震動力反應特性分析［J］.地震工程與工程振動，2001，21(3):140 -144.

［5］崔利富. 立式儲罐三維基礎隔震體系動響應分析研究［D］.大慶:大慶石油學院，2007.

［6］SHRIMALI M K，JANGID R S. Seismic Response of Base-Isolated Liquid Storage Tanks［J］. Journal of Vibration ＆ Control，2003，9(10):10 -17.

［7］SHRIMALI M K，JANGID R S. Seismic analysis of base-isolated liquid storage tanks［J］. Journal of Sound ＆Vibration，2004，275(1/2):59 -75.

［8］李想，郝進鋒，孫建剛，等. 立式儲罐環梁滾動隔震裝置力學性能分析［J］. 地震工程與工程振動，2014，34(1):249 -256.

［9］趙長軍.LNG 儲罐滾動自復位隔震研究［D］.大慶:東北石油大學，2011，20 -27.

［10］劉稚媛.砂墊層減震性能研究［D］.天津:河北工業大學，2003，4 -10.