唐理¹   杨苏杭²   姜景¹

 

（1．南京建研建设工程质量安全鉴定有限公司，南京 210008） 

（2．江苏省苏科建设技术发展有限公司，南京 210008）

 

摘要：针对某沉降槽筒仓仓壁出现裂缝的事故，通过现场检测及有限元计算，分析了该起裂缝事故的成因，并提出了加固处理方法。

关键词：筒仓 裂缝 有限元 加固

 

 

Summary: Concernings on a silo of settlement tank’s crack,this paper analyzes its cause by test and calculation of limited elements method.Treatment is also given by  calculation of limited elements.

Keywords: silo, crack,limited elements method,reinforce

某化工厂建设的磷酸沉降槽工段，为六个一组的单列钢筋混凝土筒仓形式的特种结构，用于储藏液体磷酸原料。单个筒仓形状上部为方筒，下部为四角锥形，如图1所示。该沉降槽竣工后，初次储液即发现锥形仓底板的外壁面、内壁转角处出现不同程度的裂缝，因液体渗漏严重，而被迫停止使用。

图1 单列筒仓结构形式                 图2 锥形仓底板内外壁裂缝形态

工程事故发生后，业主委托进行检测、鉴定和进行事故原因分析，具体如下：

2.1 现场结构检测

经现场检测发现，原结构设计混凝土强度等级为C30，实际检测结果在25.1MPa左右。实际钢筋配置情况见表１。主要构件尺寸与布置符合原设计要求，但在原设计中，在筒仓内壁设置有钢筋混凝土肋，现场检测则未发现。该２＃、５＃筒仓外壁裂缝呈“Y”形，裂缝表面宽度最大值为0.20mm，且部分存在液漏痕迹，内壁转角表面裂缝宽度最大值为0.40mm，如图2所示。

2.2 有限元计算分析

  （1）计算模型与荷载

选取整体结构的一个筒仓单元作为对象，采用ANASYS9.0软件建模分析。混凝土选用SOLID45单元模拟，弹性模量3×10⁴N/mm²，泊松比0.167。取标高为6.900m处的支撑柱顶作为嵌固部位，柱截面尺寸400mm×400mm，上下圈梁高900mm，壁板厚250mm。

该单元设计储液重量为3500kN，磷酸密度为1.5g /cm³。仓壁液体压应力为三角形分布荷载，仓底漏斗为梯形分布荷载，按此施加荷载即可模拟磷酸液体满载情况下的使用状态。

（2）计算结果及分析

计算结果见图3、图4。

             

图3筒仓内壁von-mises应力云图                   图4 筒仓X方向变形云图

1）由图3可见，上部仓壁的mises应力状态远小于锥形仓底板部分。该结构的锥形仓底板中部及靠近角部部分应力在2.2MPa左右，达到混凝土的抗拉强度。这与实际的裂缝出现位置对应，表明拉应力过大是造成锥形仓底板内壁转角处开裂的直接原因。

2）由图4可见，以垂直于上部仓壁面方向为X轴，锥体部分的变形较大区域在中上部分，但变形较为平缓，并且最大变形仅在0.37mm左右，在锥形仓底板的跨中部位。

2.3 设计配筋复核

由于锥形仓底板为渗漏发生部位，故采用PKPM05的异形板计算模块对锥形仓底板进行了配筋量复核，分别考虑了三种不同的边界条件，计算结果见表1所示。计算结果表明，该结构锥形仓底板部分的配筋量均不足，裂缝宽度超限。

表1 锥形仓底板配筋量复核

边界条件	实际配置（水平向跨中）	计算要求	裂缝宽度
四边简支	942mm2/m	1450 mm2/m	0.22mm
四边嵌固		1728 mm2/m	0.23mm
上下简支，两边嵌固		2783 mm2/m	0.25 mm

2.4 事故原因分析

结合工程检测鉴定及有限元计算分析结果，对于该结构裂缝事故产生原因分析如下：

（1）设计荷载可能有误：储液筒仓结构的荷载应按流体力学原理计算荷载，液体对侧壁压力至少为干料的2倍。计算荷载偏小，导致锥形仓底板配筋严重不足，由此造成锥形仓底板壁承载能力严重不足，从外壁裂缝分布在板的塑性铰线上即可证明此点。

（2）结构选型不尽合理：该沉降槽结构形式为矩形筒仓，锥形仓底板部分平面也为矩形。在设计荷载作用下，内壁转角处于双向拉应力状态。锥形仓底板在张力效应影响下，处于到拉弯复合受力状态，应力状态均非常容易导致引起开裂。因此，储液筒仓结构选型宜选用圆形筒仓，则具有结构受力明确、计算与构造简单、抗裂性能强等显著优点。

（3）结构构造措施缺失：1）筒仓设计规范规定，角锥形漏斗应有吊挂骨架钢筋，直径不应小于Φ16，该结构没有相应的钢筋配置。2）原设计在沉降槽内壁设置钢筋混凝土肋，现场检测未发现。由于没有加腋，并且在配筋上也没有得到合理加强，造成角部强度偏小。直接后果是造成内角处开裂，并对中部也有一定影响。

3.1 加固方案设计

由于该结构配筋与实际需要的差额较大，抗裂性能也要求较高，经综合考虑决定采用以体外预应力方法为主的综合加固方案。在原结构的锥形仓底部分外套混凝土框架，仓底漏斗板壁中加竖向梁，作为水平向预应力筋的转向支点。在后加外套框架中穿束布置预应力筋。竖向配置16根Φ^s15.2的钢绞线，水平方向自上而下配置10根Φ^s15.2的钢绞线。

3.2 结构加固效果计算分析

（1）加固筒仓结构有限元分析建模

采用ANASYS软件对加固结构建模进行计算分析，计算参数、荷载及边界条件同前所示，采用link10单元，通过设定初应变的方式模拟预应力作用，建立的计算模型如图5、图6所示。计算考虑了两种工况：1）加固后结构正常储液使用状态；2）施工过程中预应力张拉过程影响。实际施工时先施加竖向预应力，后施加水平方向预应力。竖向预应力分别按80kN、100kN、120 kN三级张拉。水平方向自上而下预应力初始值4根120kN、3根100kN、3根80kN，也按三级张拉，每级每根预应力筋张拉20kN。

                

图5 加固筒仓计算模型网格划分示意图            图6 加固锥形仓底计算模型上视图

 

（2）加固效应计算结果分析

计算结果见图7、图8。

                

图7 加固筒仓von-mises应力云图                图8 加固仓底内壁von-mises应力云图

（液压与预应力作用下）                         （液压与预应力作用下）

结合图7、图8与图3的计算结果比较可见，加固后筒仓结构锥形仓底板中部及靠近角部部分应力均降至2.0MPa以下。分析认为，这是由于在锥形仓底板跨中增加的竖向小梁，起到了分割板带改变边界条件的作用，使得原结构板承载能力大幅度提高。

 

（1）检测鉴定及计算分析的结果表明，该起渗裂事故的主要原因是原设计配筋不能满足其抗裂和承载力要求。

（2）筒仓结构属于比较复杂的特种结构，其结构选型、设计计算、构造措施等均有其专门要求，需要由有经验的专业设计人员根据使用功能进行专门设计。

（3）该筒仓经加固处理后，结构恢复使用功能，使用状态良好， 验证了该工程的加固处理的可靠性。

（4）通过对该工程实行的检测鉴定与加固，探索了处理该类事故的有效方法，并为业主迅速恢复生产赢得了时间，避免造成更大的损失。

 

[1] GBJ77-85 《钢筋混凝土筒仓设计规范》[S]．

[2] GB50367-2006 《混凝土结构加固设计规范》[S]．

[3] 刘桐，涂永明．无粘结预应力沉淀池内力测试与有限元分析[J]．建筑结构，2003，（8）．

[4] 李树林，李书祥，任亚平．大型生化池不均匀沉降开裂后系统加固处理方法研究[J]．建筑结构，2006，（11）．