基于ANSYS的雙筏板LNG儲罐隔振設計分析

王子龍，高 輝

（中國天辰工程有限公司，天津 300400）

在LNG儲罐的隔振設計中，隔振系數的確定至關重要，目前行業常采用對帶內罐、液體的有限元整體模型進行時程分析，對比隔振前后加速度以獲取隔振系數的方法。儲罐三維整體有限元模型單元較多，處理復雜，本文對快速準確計算隔振系數進行研究，并對類似工程提供參考。

本文采用ANSYS軟件，對某20萬 m3LNG儲罐雙筏板模型進行隔振設計分析，提出基于質點簡化模型求解隔振系數的方法；此外，本文另建立此20萬 m3LNG儲罐的單筏板模型，以用來對比雙筏板基礎與單筏板基礎的抗震性能差異。

1 工程簡介

本文選取了某20萬 m3大型LNG儲罐為計算模型。該LNG儲罐類型為混凝土全容罐，內罐由9%鎳鋼制成，外罐可分為鋼筋混凝土底板、預應力鋼筋混凝土外罐壁和鋼筋混凝土穹頂三部分。內罐高43.81 m，外罐高47.00 m，外罐內表面直徑84.2 m，內罐直徑82.2 m。兩筏板間設置短柱，短柱頂與上筏板之間設置鉛芯橡膠隔振支座（LRB）。該LNG儲罐剖面尺寸如圖1所示。儲罐共布樁387 根，外部三圈為環形布樁，內部為方形布樁。樁基布置圖如圖2所示。

圖1 儲罐剖面尺寸

圖2 樁基布置圖

2 有限元模型

本文基于ANSYS有限元軟件建立雙筏板樁基礎LNG儲罐三維模型（圖3）。

圖3 LNG儲罐雙筏板基礎隔振/非隔振結構整體模型

其中，承臺、穹頂、外罐及內罐采用SHELL181單元；樁基采用BEAM188單元；對流及脈沖液體以質點方式建立，采用MASS21單元；一個隔震支座由三個單元模擬[1-2]：豎向剛度的模擬采用Combine14單元，兩個水平向剛度的模擬采用Combine40單元。

此外，根據規范ACI 350.3-06，建立OBE滿/空罐、SSE滿/空罐工況下的雙筏板樁基礎LNG儲罐水平質點簡化模型，如圖4所示。質點簡化模型包含外罐、對流液體、內罐+脈沖液體、基礎底板。其中各質點等效高度及等效質量均根據ACI 350.3-06相關公式進行計算。

圖4 水平質點簡化模型

3 LNG儲罐隔振設計流程

隔振設計流程如圖5所示。

圖5 LNG儲罐隔設計流程

在以上計算過程中，隔振系數的求解常需要對有內罐、液體質點的三維模型進行時程分析，儲罐三維模型單元較多，處理復雜，本文分別對雙筏板三維模型、質點簡化模型進行時程分析，對比隔振系數結果。結果表明：雙筏板質點簡化模型可以高效、精確模擬雙筏板儲罐隔震系數的計算，數據對比詳見本文第5部分內容。

4 設計反應譜和地震波的選取

4.1 設計反應譜

項目所在地確定設防烈度為7度0.15 g。依據《建筑抗震設計規范（2016年版）》（GB 50011—2016）[3]、《石油化工鋼制設備抗震設計標準》（GB/T 50761—2018）[4]及該項目的《地震安全性評價》報告，確定反應譜形式。LNG儲罐在地震響應中各部分阻尼比不同[5]，如表1所示，計算不同阻尼比下地震反應譜曲線。

表1 各部分阻尼比 %

4.2 地震波選取

根據《建筑抗震設計規范（2016年版）》（GB 50011—2010）， 采用時程分析法時，應按照建筑場地類別和設計地震分組選用實際強震記錄和人工模擬的加速度時程曲線，其中實際強震記錄的數量不應少于總數的2/3。

本工程在OBE及SSE工況下分別選用三條地震波（兩條實際波、一條人工波），各地震響應結果取用三條波結果的包絡值作為最終數值。地震波與反應譜曲線擬合良好，對比如圖6、圖7所示。

圖6 地震波與OBE反應譜對比

圖7 地震波與SSE反應譜對比

5 三維模型與簡化模型隔振系數計算

5.1 時程分析阻尼的設定

本文采用指定對數衰減率的方式，對結構設定全局阻尼比：

式中：δ為對數衰減率；ζ為結構全局等效阻尼比。

本文設定結構全局等效阻尼比為常用的0.05，時程分析求解各部分加速度后，根據BS EN 1998—1修正公式，對各部分加速度結果進行阻尼修正，以考慮儲罐不同部分的阻尼差異性，修正公式如下：

式中：η為修正系數；ζi為結構各部分阻尼比。

5.2 雙筏板三維模型與雙筏板質點簡化模型隔振系數對比

分別對雙筏板LNG儲罐三維模型及雙筏板LNG儲罐質點簡化模型在OBE水平滿/空罐、SSE水平滿/空罐四種正常工況下進行時程分析，根據隔振前后加速度結果求解隔振系數。

每個工況下，各部分隔振系數取三條波所計算的隔振系數包絡值作為最終數值，三維模型及質點簡化模型隔振系數對比如表2—表5所示。

表2 OBE滿罐各部分隔振系數

表3 SSE滿罐各部分隔振系數

表4 OBE空罐各部分隔振系數

表5 SSE空罐各部分隔振系數

由表2—表5可知，四種正常工況下，質點簡化模型與三維模型計算所得的隔振系數除個別質點外，誤差均保證在15%以內，大部分保證在10%以內，從側面證明質點簡化模型求解隔振系數的方法具有一定的可行性。

6 雙筏板與單筏板地震響應對比

為了對比雙筏板隔振基礎與單筏板隔振基礎抗震性能，本文另建立此20萬m3LNG儲罐的單筏板質點簡化模型，以用來對比雙筏板基礎與單筏板基礎隔振性能差異。相關數據如表6—表13所示。

表6 OBE滿罐雙筏板加速度結果 m/s2

表7 OBE滿罐單筏板加速度結果 m/s2

表8 SSE滿罐雙筏板加速度結果 m/s2

表9 SSE滿罐單筏板加速度結果 m/s2

表10 OBE空罐雙筏板加速度結果 m/s2

表11 OBE空罐單筏板加速度結果 m/s2

表12 SSE空罐雙筏板加速度結果 m/s2

表13 SSE空罐單筏板加速度結果 m/s2

由上述表格可知：雙筏板基礎與單筏板基礎相比，具有一定的抗震優勢，但應注意在OBE滿罐及SSE滿罐工況下，雙筏板基礎對外罐及穹頂加速度的放大影響。

7 結論

1）基于ANSYS對某20萬m3LNG儲罐雙筏板模型進行隔振設計分析，提出基于質點簡化模型求解隔振系數的方法；此外，本文另建立此20萬m3LNG儲罐的單筏板模型，以用來對比雙筏板基礎與單筏板基礎抗震性能差異。

2）對三維模型及質點簡化模型隔振系數結果進行對比分析，結果表明質點簡化模型求解隔振系數的方法具有一定的可行性，用質點簡化模型求解隔振系數的方法模型簡單，可操作性強，在工程報價以及詳細設計中可滿足精度要求且大大提升計算效率。

3）雙筏板模型與單筏板模型隔振結果對比，表明雙筏板基礎比單筏板基礎具有一定的抗震優勢，但應注意在OBE滿罐及SSE滿罐工況下，雙筏板基礎會對外罐及穹頂加速度帶來的放大影響。