梁 旭 王云浩 譚力豪 胡黎俐 馮 鵬

大型復(fù)材儲(chǔ)罐罐頂新型加固技術(shù)及穩(wěn)定性分析*

梁 旭1王云浩1譚力豪2胡黎俐1馮 鵬3

(1. 上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240；2. 北京航空航天大學(xué)交通科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100191；3. 清華大學(xué)土木工程系，北京 100084)

大型儲(chǔ)罐罐頂?shù)墓薇诒?、跨度大，在外壓作用下容易出現(xiàn)失穩(wěn)問(wèn)題。以某大型2萬(wàn)t復(fù)材儲(chǔ)罐典型工程為例，針對(duì)其罐頂穩(wěn)定性提升的需求，提出復(fù)材拱加固、復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合加固、工字鋼-槽鋼組合加固、三角鋼桁架加固罐頂?shù)人姆N加固方案，并建立有限元模型對(duì)加固前后的儲(chǔ)罐進(jìn)行特征值屈曲分析。結(jié)果表明，加固前罐頂穩(wěn)定系數(shù)為1.29，遠(yuǎn)小于GB150—1998《鋼制壓力容器》的要求（穩(wěn)定系數(shù)為15）。除復(fù)材拱加固外，其余應(yīng)用鋼結(jié)構(gòu)與復(fù)材進(jìn)行組合的加固方案均有較好的效果，加固后罐頂穩(wěn)定系數(shù)均滿足GB150—1998的要求。在此基礎(chǔ)上，綜合分析了各加固方案的造價(jià)及施工工藝，結(jié)果表明小截面三角鋼桁架加固復(fù)材罐頂為最優(yōu)方案，為大型復(fù)材儲(chǔ)罐罐頂?shù)募庸毯蛢?yōu)化設(shè)計(jì)提供技術(shù)參考。

復(fù)材；大型儲(chǔ)罐；加固；鋼桁架；穩(wěn)定系數(shù)

0 引 言

儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)是典型的薄殼結(jié)構(gòu)，廣泛應(yīng)用于能源、食品、化工產(chǎn)品等各類液體和固體的儲(chǔ)存。大型儲(chǔ)罐中，立式圓柱儲(chǔ)罐最為常見(jiàn)，其由罐頂、圓柱殼罐壁、底板以及附屬結(jié)構(gòu)等組成[1]。罐頂是儲(chǔ)罐罐壁以上的結(jié)構(gòu)部件，它的主要作用是為儲(chǔ)罐內(nèi)的儲(chǔ)存介質(zhì)提供一個(gè)封閉的空間，以保證儲(chǔ)存介質(zhì)具有良好的儲(chǔ)存環(huán)境。工程案例表明，因儲(chǔ)罐內(nèi)壓增大導(dǎo)致的罐頂與罐壁撕裂[2]、風(fēng)力作用導(dǎo)致的罐頂凹癟[3]等事故會(huì)給罐體結(jié)構(gòu)的作業(yè)帶來(lái)極大危險(xiǎn)。因此，罐頂?shù)慕Y(jié)構(gòu)安全至關(guān)重要[4]。國(guó)內(nèi)傳統(tǒng)的儲(chǔ)罐材料大多采用鋼材，主要使用碳素鋼、低合金鋼和高合金鋼等，其具有價(jià)格低、操作性強(qiáng)、強(qiáng)度高、剛度大等特點(diǎn)[5]。近年來(lái)，隨著工業(yè)化的發(fā)展和能源戰(zhàn)略儲(chǔ)備需求的增加，儲(chǔ)罐發(fā)展趨于大型化，同時(shí)需滿足長(zhǎng)壽命、高耐久等要求。為實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)罐的大型化，罐頂跨度將大幅增加，使得結(jié)構(gòu)自重增大，并增加了制造難度和成本。與此同時(shí)，鋼儲(chǔ)罐在自然環(huán)境和儲(chǔ)存介質(zhì)影響下，其內(nèi)外側(cè)均容易產(chǎn)生腐蝕，這對(duì)儲(chǔ)罐的功能影響很大[6]，使得結(jié)構(gòu)難以滿足長(zhǎng)壽命的要求。

復(fù)材具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，將其作為儲(chǔ)罐的主要材料可以較好地解決上述問(wèn)題，因此以玻璃纖維復(fù)合材料（簡(jiǎn)稱玻纖復(fù)材）為代表的復(fù)材儲(chǔ)罐在實(shí)際工程中得到了廣泛的發(fā)展[7-8]。市場(chǎng)調(diào)查表明，2021年全球玻纖復(fù)材儲(chǔ)罐市場(chǎng)規(guī)模和份額的需求價(jià)值約為23億美元，并預(yù)計(jì)將以高于4.5%的年復(fù)合增長(zhǎng)率增長(zhǎng)，預(yù)計(jì)到2028年將達(dá)到31億美元以上[9]。由于玻纖復(fù)材彈性模量較低、剛度小、易變形，在建造大型儲(chǔ)罐時(shí)容易出現(xiàn)穩(wěn)定性問(wèn)題[7]，必須在設(shè)計(jì)中引起重視。對(duì)此，徐書(shū)根等[10]在罐頂結(jié)構(gòu)內(nèi)部設(shè)槽鋼加強(qiáng)筋；張瑾等[7]設(shè)計(jì)了新型含夾芯層的復(fù)合結(jié)構(gòu)罐頂；范虹等[11]提出罐頂設(shè)置加強(qiáng)圈和加強(qiáng)筋方案。基于上述問(wèn)題和現(xiàn)有研究基礎(chǔ)，以國(guó)內(nèi)某大型2萬(wàn)t儲(chǔ)罐典型工程為例，針對(duì)其穩(wěn)定性問(wèn)題提出了復(fù)材拱加固、復(fù)材–工字鋼–槽鋼組合加固、工字鋼–槽鋼組合加固、三角鋼桁架加固等四類新型加固技術(shù)，參考文獻(xiàn)[12-14]的建模方法對(duì)加固前后的罐頂薄殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行了精細(xì)化有限元建模和屈曲性能分析，并以提升穩(wěn)定性、節(jié)約成本、施工便捷為綜合目標(biāo)，進(jìn)行了方案對(duì)比分析，獲得了最優(yōu)加固方法。

1 儲(chǔ)罐罐頂參數(shù)及屈曲性能

某大型2萬(wàn)t儲(chǔ)罐罐頂采用大跨徑薄殼型玻纖復(fù)材結(jié)構(gòu)，該復(fù)材結(jié)構(gòu)通過(guò)濕法纏繞工藝制作而成。玻纖復(fù)材彈性模量為10 GPa，泊松比為0.3，兩個(gè)垂直方向的剪切模量分別為5 GPa和3 GPa。罐頂主體厚度及與罐壁連接處厚度分別為35，45 mm。罐頂?shù)撞康巾敳康母叨葹?.158 m，罐頂跨度為31 m。根據(jù)HG/T 3983—2007《耐代子腐蝕現(xiàn)場(chǎng)纏繞玻璃鋼大型容器》[15]的要求，罐頂最大設(shè)計(jì)外壓為0.5 kN/mm2，因此，考慮最不利情況，沿罐頂表面法線方向施加0.5 kN/mm2荷載。為保證罐頂和罐壁連接處的強(qiáng)度，在連接處進(jìn)行內(nèi)外加強(qiáng)，如圖1所示。

圖1 罐頂結(jié)構(gòu)細(xì)節(jié)（mm）

現(xiàn)有文獻(xiàn)表明，通過(guò)精細(xì)的有限元建模，可以較好地模擬出薄殼失穩(wěn)的行為[12-14]?；诖耍捎肁BAQUS[16]對(duì)此罐頂進(jìn)行特征值屈曲分析，輸入實(shí)際的材料性能參數(shù)和罐頂薄殼結(jié)構(gòu)的幾何形狀與尺寸，并根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)的邊界條件設(shè)置有限元模型的邊界條件，以獲得反映實(shí)際工程情況的計(jì)算結(jié)果。罐頂采用S4R殼單元，并采用300 mm網(wǎng)格。在罐頂面施加法向荷載0.5 kN/mm2并考慮自重，約束罐頂?shù)走吽蟹较蜃杂啥饶M罐頂?shù)倪吔鐥l件。玻纖復(fù)材罐頂一階屈曲模態(tài)為罐頂表面環(huán)向的連續(xù)鼓曲，如圖2所示。玻纖復(fù)材罐頂?shù)姆€(wěn)定系數(shù)僅有1.29，遠(yuǎn)低于GB 150—1998《鋼制壓力容器》[17]規(guī)定的罐頂?shù)姆€(wěn)定系數(shù)值（15）。因此，亟需進(jìn)行抗屈曲加固。

圖2 玻纖復(fù)材罐頂一階屈曲模態(tài)

2 大型復(fù)材儲(chǔ)罐罐頂新型加固設(shè)計(jì)

2.1 方案1：復(fù)材拱加固

為解決玻纖復(fù)材罐頂?shù)倪B續(xù)鼓曲問(wèn)題，在罐頂設(shè)置36個(gè)復(fù)材拱增強(qiáng)罐頂剛度，罐頂和復(fù)材拱的具體尺寸見(jiàn)圖3。施工工藝如下：罐頂和復(fù)材拱之間整體鋪設(shè)黏結(jié)層，黏結(jié)層覆蓋于罐頂和罐壁連接處。

圖3 復(fù)材拱加固（mm）

在ABAQUS有限元模型中，罐頂和復(fù)材拱采用S4R殼單元。罐頂和復(fù)材拱整體網(wǎng)格尺寸均為300 mm，如圖4所示。由于罐頂和復(fù)材拱之間整體鋪設(shè)黏結(jié)層，因此認(rèn)為罐頂和復(fù)材拱之間接觸穩(wěn)定且無(wú)相對(duì)滑移，在ABAQUS中將罐頂和復(fù)材拱綁定連接。在罐頂面施加給定的法向荷載并考慮自重，在罐頂?shù)走呍O(shè)置固定約束模擬罐頂?shù)倪吔鐥l件。對(duì)加固后罐頂進(jìn)行特征值屈曲分析，獲得其一階屈曲模態(tài)和特征值。加固后罐頂?shù)囊浑A屈曲模態(tài)見(jiàn)圖5，復(fù)材拱間隙的罐頂表面發(fā)生了鼓曲。加固后罐頂?shù)姆€(wěn)定系數(shù)為5.05，仍小于GB 150—1998規(guī)定的橢圓形罐頂?shù)姆€(wěn)定系數(shù)值。因此需要對(duì)薄弱位置進(jìn)一步強(qiáng)化。

圖4 網(wǎng)格劃分及邊界條件

2.2 方案2：復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合加固

在2.1節(jié)的基礎(chǔ)上，為有效提高罐頂穩(wěn)定性，在各復(fù)材拱之間布置工字鋼，并在工字鋼跨度中部布置C型槽鋼以限制工字鋼的側(cè)向失穩(wěn)，如圖6所示。工字鋼和C型槽鋼的屈服強(qiáng)度均取345 MPa，彈性模量取210 GPa。工字鋼、C型槽鋼和中心限位環(huán)的尺寸見(jiàn)圖7。此方案的施工工藝如下：將工字鋼和中心限位環(huán)吊裝至罐頂，工字鋼以及中心限位環(huán)下部與罐頂表面之間手糊黏結(jié)層固定，并將各工字鋼端部通過(guò)焊接固定在罐頂?shù)闹行南蕲h(huán)上；之后將C型槽鋼吊裝至工字鋼上部，其下表面和工字鋼上表面貼合焊接。

圖5 復(fù)材拱加固罐頂一階屈曲模態(tài)

在ABAQUS有限元模型中，工字鋼和C型槽鋼均采用SR4殼單元，中心限位環(huán)采用C3D8R實(shí)體單元。鋼材采用理想彈塑性本構(gòu)模擬。工字鋼與罐頂表面之間、工字鋼與C型槽鋼之間、工字鋼與中心限位環(huán)之間以及中心限位環(huán)與罐頂表面之間采用綁定連接。邊界條件為罐頂?shù)走呍O(shè)置固端約束。在罐頂表面施加給定法向荷載進(jìn)行特征值屈曲分析。加固后罐頂?shù)囊浑A屈曲模態(tài)見(jiàn)圖8，部分工字鋼發(fā)生側(cè)向扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)。加固后罐頂?shù)姆€(wěn)定性系數(shù)為17.22>15，滿足GB 150—1998的要求。

圖6 復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合加固

圖7 構(gòu)件位置及構(gòu)件尺寸（mm）

圖8 復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合加固罐頂一階屈曲模態(tài)

2.3 方案3：工字鋼–槽鋼組合加固

考慮材料成本，對(duì)罐頂進(jìn)行優(yōu)化，罐頂主體厚度減小為35 mm，與罐壁連接處厚度減小為25 mm。由于鋼材每噸價(jià)格低于復(fù)材，將復(fù)材拱去掉，全部改用工字鋼，并將中心限位環(huán)優(yōu)化為薄壁構(gòu)件形式。由方案2分析可知，工字鋼易發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)，因此布置更多C型槽鋼來(lái)約束工字鋼的側(cè)向位移，工字鋼、C型槽鋼和中心限位環(huán)的構(gòu)件位置及尺寸見(jiàn)圖9和圖10。施工工藝如下：先吊裝工字鋼至罐頂頂面，將工字鋼下部與罐頂表面鋪設(shè)手糊黏結(jié)層，如圖9所示。之后將C型槽鋼吊裝至工字鋼上部指定位置并與工字鋼進(jìn)行焊接。

在ABAQUS有限元模型中，工字鋼、C型槽鋼和中心限位環(huán)均采用SR4殼單元，整體網(wǎng)格尺寸均為100 mm，鋼材本構(gòu)同2.2節(jié)。構(gòu)件接觸定義，荷載施加及邊界條件同2.2節(jié)。特征值屈曲分析結(jié)果表明，薄弱位置在工字鋼之間的復(fù)合材料罐頂位置，如圖11所示，C型槽鋼的密集布置提高了工字鋼的抗扭能力。此方案加固后的穩(wěn)定性系數(shù)為15.01>15，滿足GB 150—1998的要求。

圖9 工字鋼–槽鋼組合加固

圖10 工字鋼、槽鋼和中心限位環(huán)位置及尺寸（mm）

圖11 工字鋼–槽鋼加固罐頂一階屈曲模態(tài)

2.4 方案4：三角鋼桁架加固

2.4.1 大截面鋼桁架加固

對(duì)罐頂主體厚度和連接處厚度進(jìn)行優(yōu)化，分別減小到25，35 mm。為進(jìn)一步提高鋼構(gòu)件的抗扭剛度，將工字鋼替換為大截面三角鋼桁架，沿罐頂表面均勻布置16個(gè)鋼桁架，鋼桁架一端與中心限位環(huán)固定連接，如圖12所示。桁架的上下弦桿、腹桿和拉桿的具體尺寸見(jiàn)圖13。施工工藝如下：首先在工廠預(yù)制鋼桁架和中心限位環(huán)，并將各鋼桁架焊接至中心限位環(huán)，之后吊裝至罐頂，將下弦桿、腹桿以及斜向系桿和罐頂之間鋪設(shè)手糊黏結(jié)層，中間的空隙采用膩?zhàn)舆M(jìn)行填充。

圖12 大截面鋼桁架加固

圖13 大截面鋼桁架布置及構(gòu)件尺寸（mm）

在ABAQUS有限元模型中，上下弦桿、腹桿和拉桿均采用SR4殼單元。鋼桁架中的鋼構(gòu)件以及中心限位環(huán)網(wǎng)格尺寸均為100 mm，鋼材本構(gòu)同2.2節(jié)。桁架的鋼構(gòu)件之間、鋼桁架和罐頂頂面、中心限位環(huán)與罐頂頂面之間綁定連接。荷載施加和邊界條件同2.2節(jié)。加固后罐頂?shù)囊浑A屈曲模態(tài)見(jiàn)圖14，最外端腹桿發(fā)生了屈曲失穩(wěn)。加強(qiáng)后結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性系數(shù)為15.726>15，滿足GB150—1998的要求。

圖14 大截面鋼桁架加固罐頂一階屈曲模態(tài)

2.4.2 小截面鋼桁架加固

將罐頂主體和連接處的厚度分別進(jìn)一步優(yōu)化為20，30 mm。在2.4.1節(jié)基礎(chǔ)上，將鋼桁架優(yōu)化為小截面三角鋼桁架并用C型槽鋼進(jìn)一步限制鋼桁架的側(cè)向位移。小截面三角鋼桁架布置及構(gòu)件尺寸見(jiàn)圖15，16。此方案的施工工藝和2.4.1節(jié)類似。此外，將中心限位環(huán)與鋼桁架焊接后的整體結(jié)構(gòu)吊裝至罐頂后，在桁架上方指定位置焊接C型槽鋼。

在ABAQUS有限元模型中，上下弦桿、腹桿和C型槽鋼均采用SR4殼單元。鋼桁架中的鋼構(gòu)件以及中心限位環(huán)網(wǎng)格尺寸均為100 mm，鋼材本構(gòu)同2.2節(jié)。桁架和罐頂表面接觸，中心限位環(huán)和罐頂表面接觸，C型槽鋼和上弦桿以及上弦桿和中心限位環(huán)接觸均為綁定連接。荷載施加和邊界條件同2.1節(jié)。加固后罐頂?shù)囊浑A屈曲模態(tài)見(jiàn)圖17，C型槽鋼發(fā)生扭轉(zhuǎn)失穩(wěn)，部分腹桿發(fā)生屈曲。穩(wěn)定性系數(shù)為16.04>15，滿足GB 150—1998的要求。

圖15 小截面三角鋼桁架加固

圖16 小截面鋼桁架布置及構(gòu)件尺寸（mm）

圖17 小截面鋼桁架加固罐頂一階屈曲模態(tài)

3 加固方案對(duì)比分析

綜合考慮加固方案的造價(jià)、加固后的罐頂穩(wěn)定性以及施工復(fù)雜程度，對(duì)各加固方案進(jìn)行對(duì)比分析。

首先，4種加固方案的總價(jià)格和穩(wěn)定系數(shù)對(duì)比見(jiàn)表1。復(fù)材拱、復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面和小截面鋼桁架加固罐頂后的穩(wěn)定系數(shù)相較于未加固罐頂提升了2.9%、12.3%、10.6%、11.2%和11.4%，結(jié)果表明，除復(fù)材拱加固外，其余加固方式均能有效提高罐頂?shù)姆€(wěn)定性，加固后的穩(wěn)定系數(shù)均大于GB 150–1998規(guī)定的穩(wěn)定系數(shù)值。復(fù)材拱、復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面鋼桁架加固罐頂后的總造價(jià)比未加固罐頂造價(jià)提升了52.1%、86.6%、28.3%、5.16%，而小截面鋼桁架加固方案造價(jià)則比加固前減小了19.4%

第二，分析四類方案的施工工藝。復(fù)材拱加固方案的施工工藝為手糊黏結(jié)層工藝，施工效率比較低。復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合加固除了上述手糊復(fù)材拱的工藝外，還需將工字鋼和槽鋼吊裝至罐頂后進(jìn)行焊接，再進(jìn)行粘貼，工藝較為復(fù)雜。相較于復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合加固，工字鋼–槽鋼組合加固施工工藝中減少了復(fù)材拱與罐頂之間的手糊黏結(jié)層，但仍需進(jìn)行鋼結(jié)構(gòu)的焊接和粘貼。值得注意的是，由于工字鋼截面高度較低，焊接過(guò)程中產(chǎn)生的火花和高溫會(huì)對(duì)復(fù)材罐頂和復(fù)材拱產(chǎn)生不利影響。三角鋼桁架加固方案則可以在保證工藝便捷的同時(shí)，較好地避免該不利影響。施工前，需將鋼桁架和中心限位環(huán)在工廠預(yù)制，并將各鋼桁架焊接至中心限位環(huán)，之后吊裝至罐頂，再采用手糊黏結(jié)層固定鋼桁架，其中小截面三角鋼桁架加固時(shí)還需在桁架側(cè)焊接C型槽鋼，但由于鋼桁架較高，焊接產(chǎn)生的高溫對(duì)復(fù)材罐頂影響較小。相較于大截面三角鋼桁架加固，小截面三角鋼桁架結(jié)構(gòu)更加簡(jiǎn)單，施工更加便捷。

綜合上述分析，將各類方案進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖18所示?？梢?jiàn)，小截面鋼桁架加固方案造價(jià)最低（比復(fù)材拱、復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面鋼桁架加固方案總造價(jià)低47.0%、56.8%、37.2%，24.9%），且穩(wěn)定性強(qiáng)，施工簡(jiǎn)便，為最優(yōu)加固方案。

表1 各加固方案價(jià)格與穩(wěn)定性對(duì)比

鋼材價(jià)格取6 000元/t；玻纖復(fù)材價(jià)格取15 000元/t。

圖18 不同加固方案對(duì)比分析

4 結(jié) 論

1）大型儲(chǔ)罐復(fù)材罐頂剛度小、易變形，其屈曲失效模式為罐頂頂面環(huán)向的連續(xù)鼓曲。未加固的玻纖復(fù)材罐頂?shù)姆€(wěn)定系數(shù)僅有1.29，遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于GB 150—1998要求的穩(wěn)定系數(shù)值。

2）基于玻纖復(fù)材罐頂穩(wěn)定性差的問(wèn)題，提出復(fù)材拱、復(fù)材拱–工字鋼–槽鋼組合、工字鋼–槽鋼組合、大截面和小截面三角鋼桁架加固等方案，通過(guò)增強(qiáng)罐頂剛度限制其鼓曲來(lái)增加罐頂穩(wěn)定性，穩(wěn)定系數(shù)分別提升到5.05，15.01，17.22，15.73，16.04；各方案加固后的屈曲模式分別為復(fù)材拱之間罐頂鼓曲、工字鋼側(cè)向失穩(wěn)、工字鋼之間罐頂表面鼓曲、大截面鋼桁架最外側(cè)腹桿的屈曲以及約束小截面桁架的槽鋼扭轉(zhuǎn)屈曲。除復(fù)材拱加固方案外，其余加固方案加固后的罐頂穩(wěn)定性系數(shù)均滿足GB 150—1998要求的穩(wěn)定性系數(shù)值（15）。

3）鋼–復(fù)材組合加固方案中，鋼材剛度大、價(jià)格低和施工方便，復(fù)材輕質(zhì)、高強(qiáng)和耐腐，結(jié)合兩種材料各自的優(yōu)點(diǎn)，鋼–復(fù)材組合加固表現(xiàn)出較好的經(jīng)濟(jì)性施工可行性及穩(wěn)定性。所提出的加固方案中，小截面鋼桁架加固方案造價(jià)最低，比加固前的造價(jià)還減小了47.0%，并且由于其同時(shí)具備穩(wěn)定性強(qiáng)和施工簡(jiǎn)便的特點(diǎn)，因此為玻纖復(fù)材罐頂?shù)淖顑?yōu)加固方案。

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A New Reinforcement Technique and Stability Analysis for Large Composite Storage Tank Roofs

LIANG Xu1WANG Yunhao1TAN Lik-ho2HU Lili1FENG Peng3

(1. School of Naval Architecture, Ocean and Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China; 2. School of Transportation Science and Engineering, Beihang University, Beijing 100191, China; 3. Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

The roof of large storage tank is prone to instability under external pressure due to its thin wall and large span. Taking a large 20 000-ton composite storage tank as an example, in order to improve the stability of the tank roof, four reinforcement schemes were proposed, such as composite arch reinforcement, composite arch-I-beam-channel steel combined reinforcement, I-beam-channel steel combined reinforcement, and triangular steel truss reinforcement. A finite element model was established to perform buckling analysis of the tank roof before and after reinforcement. It was shown that the stability coefficient of the tank roof before reinforcement was 1.29, which was much smaller than the requirements of a stability coefficient of 15 in(GB 150—1998). Except for the composite arch reinforcement, other reinforcement schemes that combined steel structures with composite materials exhibited favorable effects, and the stability coefficient of the tank roof after reinforcement could meet the requirements of GB 150—1998. Based on this, the cost and construction processes of each reinforcement scheme were systematically analyzed. The small cross-sectional triangular steel truss reinforcement scheme was identified as the optimal solution for the composite tank roof, which could provid technical reference for the reinforcement and optimization design of large composite storage tank roofs.

composite material; large storage tank; reinforcement; steel truss; stability coefficient

梁旭, 王云浩, 譚力豪, 等. 大型復(fù)材儲(chǔ)罐罐頂新型加固技術(shù)及穩(wěn)定性分析[J]. 工業(yè)建筑, 2024, 54(1): 140-146. LIANG X, WANG YH, TAN LH, et al. A New Reinforcement Technique and Stability Analysis for Large Composite Storage Tank Roofs[J]. Industrial Construction, 2024, 54(1): 140-146 (in Chinese).

10.3724/j.gyjzG23092009

*國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃（2022YFC3801800）；中國(guó)青年人才托舉基金（2022QNRC001）。

梁旭，碩士，主要從事高性能復(fù)合材料–鋼新型組合結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性研究的工作。

胡黎俐，博士，主要從事高性能復(fù)合材料結(jié)構(gòu)、新型組合結(jié)構(gòu)、既有建筑結(jié)構(gòu)加固等相關(guān)方向的科研工作，lilihu@sjtu.edu.cn。

2023-09-20