大型LNG储罐外罐长期预应力损失分析

· 97 ·

大型LNG储罐外罐长期预应力损失分析

程旭东　王子栋　马 川　王洪杰　张如林

中国石油大学（华东）储运与建筑工程学院

摘　要　由于混凝土收缩徐变及钢筋应力松弛的耦合作用，LNG储罐外罐预应力系统将产生长期预应力损失，严重影响储罐的安全性能。为此，基于按龄期调整的有效模量法及混凝土结构设计规范中的相关模型，以国内某大型LNG储罐外罐为研究对象，应用ABAQUS有限元软件，建立了多组模型分别模拟收缩徐变损失、应力松弛损失及其耦合作用下的损失，分析了混凝土收缩徐变及应力松弛的相互作用对长期预应力损失的影响规律，并讨论了双向设置预应力对长期预应力损失的影响。研究结果表明：①环向、竖向预应力筋长期损失终值（50年）最大值分别达到张拉控制应力的10.97%、17.02%；②环向、竖向预应力筋在收缩徐变和应力松弛耦合作用下的损失分别为收缩徐变损失与应力松弛损失代数和的83.59%和86.33%；③提出相互作用折减系数，当收缩徐变损失和应力松弛损失大小相近时的折减系数最小；④竖向预应力对环向预应力筋长期预应力损失的影响较为明显。结论认为，该研究成果有助于提高大型LNG储罐混凝土外罐的安全性。

关键词　LNG储罐　收缩　徐变　应力松弛　长期预应力损失　数值模拟　相互作用折减系数　双向预应力DOI: 10.3787/j.issn.1000-0976.2018.11.013

Analysis on the long-term prestress loss of the external walls of

large LNG tanks

Cheng Xudong, Wang Zidong, Ma Chuan, Wang Hongjie & Zhang Rulin

(Collage of Pipeline and Civil Engineering, China University of Petroleum , Qingdao, Shandong 266580, China)

NATUR. GAS IND. VOLUME 38, ISSUE 11, pp.97-105, 11/25/2018. (ISSN 1000-0976; In Chinese)

Abstract: Due to the coupling effect of concrete shrinkage creep and tendon stress relaxation, the prestressed system of the external walls of LNG tanks suffers from long-term prestress losses, which seriously affect the safety performance of the tanks. In this paper, a large LNG storage tank in China was taken as the research object. By using the age-adjusted effective modulus method and the relevant models in the design code of concrete structure, the multiple models were established by using the ABAQUS finite element software to simulate the prestress loss caused by shrinkage creep, stress relaxation and coupling effect. Then, the influence law of the interaction be-tween shrinkage creep and stress relaxation on the long-term prestress loss was analyzed. Finally, the influence of two-way prestress on the long-term prestress loss was discussed. And the following research results were obtained. First, the ultimate (50 years) maximum of long-term losses in circumferential and vertical prestressing tendons reach 10.97% and 17.02% of the tension control stress, respectively. Second, the losses in circumferential and vertical prestressing tendons under the coupling effect of shrinkage creep and stress relaxation are 83.59% and 86.33% of the algebraic sum of shrinkage creep loss and stress relaxation loss. Third, the interaction reduction coefficient is proposed, and it reaches the minimum value when the shrinkage creep loss and the stress relaxation loss are close. Fourth, the effect of vertical prestress on the long-term prestress loss in circumferential prestressing tendons is obvious. In conclusion, the research results are crucial to the design safety of concrete wall of large LNG tanks.

Keywords: LNG storage tank; Shrinkage; Creep; Stress relaxation; Long-term prestress loss; Numerical simulation; Interaction reduction coefficient; Two-way prestress

基金项目：高校基本科研业务费专项资金项目“考虑相邻罐体影响的地基与罐液体系动力相互作用机理研究”（编号：18CX02081A）。

作者简介：程旭东，1971年生，教授，博士；2010年博士毕业于中国石油大学（华东）机械设计及理论专业；主要从事土木工程、油气田地面工程结构的教学与科研工作。地址：（266580）山东省青岛市黄岛区长江西路66号中国石油大学（华东）。ORCID: 0000-0002-49-8006。E-mail: chengxd@upc.edu.cn

· 98 ·

天 然 气 工 业2018年 11 月

0　引言

国内大型LNG全容罐外罐多采用预应力钢筋混凝土结构建造。外罐在混凝土浇筑期间，由于水化热作用极易产生温度裂缝；在内罐液化天然气泄露的异常工况下，外罐由于液压和气压作用以及内外侧的温差作用将处于受拉状态而产生裂缝

[1-3]

。因此在

设计外罐时对其施加环向及竖向预应力，使外罐混凝土长期处于受压状态来控制裂缝的开展。在设计时必须考虑预应力的损失，特别是长期预应力损失。若长期预应力损失考虑过小，将严重影响储罐正常使用及安全性能；但考虑过大，增加初始张拉控制应力，不仅增大成本，还将引起外罐罐壁底部和顶部因约束作用而产生新的裂缝[4]。

国内外的相关规范对长期预应力损失计算进行

了规定[5-9]，也有国内外学者针对LNG储罐及类似结构的长期预应力损失计算进行了一定的研究[4,10-14]，但现有的理论计算中大多针对只施加单向预应力的构件，且鲜有考虑混凝土收缩徐变及预应力筋应力松弛的相互作用对长期预应力损失的影响。为此，根据长期预应力损失计算理论，应用大型通用有限元软件ABAQUS，分析了收缩徐变、应力松弛及其相互作用对长期预应力损失的影响，以及环向和竖向预应力对彼此长期预应力损失的交互影响。

1　长期预应力损失计算理论分析

1.1　混凝土徐变的线性叠加理论

混凝土徐变机理十分复杂，针对混凝土徐变的计算，通常认为混凝土徐变与应力之间存在着线性关系并遵循Bolzman叠加原理[15]。近海环境下的大型LNG储罐其力学状态

[16]

及环境状态符合叠加原理的

适用范围[15]。混凝土由收缩徐变产生的应变为每一段应力增量造成的应变总和。当应力连续变化时，其表达式[17]为：

（1）

式中εc(t)表示混凝土应变；

t表示计算时刻的混凝土龄期，d；

σc(t0)表示t0时混凝土应力，MPa；t0表示预加应力时的混凝土龄期，d；

E(t0)表示t0时混凝土弹性模量，MPa；(t, t0)表示混凝土加载龄期为t0时，

t时刻混凝土徐变系数；τ表示积分项中的混凝土加载龄期，d；

σc(τ)表示混凝土加载龄期为τ时混凝土应力，MPa；(t, τ)表示混凝土加载龄期为τ时，t时刻混凝土徐变系数；

E(τ)表示加载龄期为τ时混凝土的弹性模量，MPa；εsh(t)表示混凝土收缩应变。1.2　长期预应力损失计算公式

通常认为预应力筋与混凝土变形协调，且任意截面预应力筋应力减小值与混凝土及普通钢筋压应力增大值相等，其表达式分别为：

　 （2）

（3）

式中εc(t0)表示t0时混凝土应变；

εp(t)表示预应力筋应变；

εp(t0)表示t0时预应力筋应变；σc(t)表示混凝土应力变化值，MPa；

Ap表示预应力筋截面面积，mm2；Ac表示混凝土换算截面面积，mm2；σp(t)表示预应力筋应力变化值，MPa。

理论计算中不考虑预应力筋应力松弛与混凝土收缩徐变的相互作用，当预应力筋产生应力松弛时，预应力筋的应力应变关系为：

（4）

式中

表示预应力筋的应力松弛损失，MPa；Ep表示预应力筋的弹性模量，MPa。

由公式（1）～（4）整理可得分项叠加的考虑收缩徐变和预应力筋应力松弛的长期预应力损失方程：

（5）

针对线性徐变理论中的积分中值解，Bazant提出按龄期调整的有效模量法[18]将其转变为代数方程解，提出等效的老化系数，将积分项简化：

（6）

式中χ(t, t0)表示老化系数，其取值范围为0.5＜χ(t, t0)＜1。

然而实际情况下，预应力筋的应力松弛随着时间的发展将会导致混凝土预应力的降低，而混凝土徐变与其受荷载时期的荷载大小关系显著。收缩徐变对构件尺寸产生长期影响，使构件缩短，从而降低预应力筋预应力，此应力降低值又会对预应力筋

第38卷第11期集 输 与 加 工

· 99 ·

应力松弛产生影响。因此收缩徐变和应力松弛二者存在相互作用关系，不考虑二者相互作用关系将导致长期预应力损失计算结果偏大。此外，理论计算未考虑双向预应力对预应力损失计算所带来的影响，老化系数使用时需要查表差且仍存在一定误差给实际工程中的应用带来不便[17]。因此有必要将按龄期调整的有效模量法与有限单元法相结合，以提高长期预应力损失的计算精度[19]。

1.3　不同规范中针对长期预应力损失的计算方法

针对长期预应力损失的计算，我国混凝土结构设计规范[5]中提供了相应分项计算公式而后叠加的方法；欧洲规范[8]中考虑相互作用影响，将应力松弛项乘以系数0.8来近似考虑相互作用；美国规范[9]中提出近似计算法和精确计算法，精确计算法考虑了分批张拉对损失造成的影响，但此方法也未考虑相互作用对长期预应力损失造成的影响。因此针对LNG储罐外罐，有必要建立相应的有限元模型来模拟收缩徐变及应力松弛的相互作用对长期预应力损失造成的影响。

1.4　长期预应力损失在ABAQUS中的实现方法1.4.1　混凝土徐变的实现方法

采用铁道部相关设计规范TB 10002.3—2005[6]，参考欧洲规范的徐变模型，根据LNG储罐外罐实际工况进行参数取值，计算得出徐变系数随时间的变化曲线。通过增量步的设置对按龄期调整的有效模量法进行精确计算，相关计算公式如下：

（7）

（8）

式中J(t, t0)表示t0时刻加载的混凝土弹性柔度，1/MPa；Ecmt表示输入到ABAQUS的混凝土有效弹性模量，MPa。

将时变有效弹性模量以表单的形式输入到ABAQUS的材料属性中，构造一个虚拟场变量，并修改ABAQUS中的关键词，通过场变量建立弹性模量与时间增量步之间的联系。1.4.2　混凝土收缩的实现方法

采用铁道部相关设计规范TB 10002.3—2005[6]，参考欧洲规范的收缩模型，根据LNG储罐外罐实际工况进行参数取值，计算出混凝土收缩应变随时间的变化曲线。将混凝土收缩应变等效为混凝土温度

变化，并通过设定幅值函数的形式添加到混凝土的

预定义温度场中。混凝土收缩应变的等效公式如下：

（9）

（10）

（11）式中εshd(t,ts)表示干燥收缩应变；

εsha(t)表示自收缩应变；

ts表示混凝土干缩开始时间，这里取3 d；ΔTc表示混凝土温度变化，℃；

αc表示混凝土膨胀系数，1/℃；Tc表示需要在ABAQUS中输入的混凝土温度，℃。

1.4.3　应力松弛的实现方法

应力松弛的实现方法与混凝土收缩类似，将预应力筋松弛率转化为预应力筋的温度变化，设定相应的幅值函数，添加到预应力筋的预定义温度场中。预应力筋应力松弛损失的等效公式如下：

（12） （13）

（14）式中tt表示张拉后的时间，d；

σ0表示初始预应力，MPa；ρ(tt)表示时变预应力筋松弛率；

αs表示预应力筋膨胀系数，1/℃；

ΔTp表示预应力筋温度变化，℃；Tp表示需要在ABAQUS中输入的预应力筋温度，℃。

由于混凝土结构设计规范中应力松弛损失仅给出40 d的损失终值公式，本文采用欧洲规范中的时变松弛率[18]。将预应力钢绞线按松弛率的高低分为普通松弛预应力钢绞线和低松弛预应力钢绞线，其松弛率公式分别为：

（15） （16）

式中μ表示初始预应力与预应力筋抗拉强度比值，本

文取0.7；

ρ1 000表示平均温度为20 ℃的条件下张拉1000 h后的松弛率。

2　ABAQUS有限元模型

2.1　大型LNG储罐实际结构

大型LNG预应力混凝土储罐一般由内罐和外罐组成，内罐采用9%镍钢，外罐为预应力混凝土结构，中间采用膨胀珍珠岩作为隔热层。其中外罐由圆柱

· 100 ·

天 然 气 工 业2018年 11 月

形罐壁、罐底及球形穹顶三部分组成。国内某大型预应力LNG储罐混凝土外罐壁内侧半径（R）41 m，罐壁厚（t）0.8 m，高度（H）40 m，如图1所示。外罐罐壁混凝土采用C50建造，罐壁壁厚中间位置布置12T15水平的环向预应力筋（以下缩写为C-T）99束及8T15竖向预应力筋（以下缩写为V-T）140束，罐壁外侧及内侧分别布置普通钢筋及低温钢筋网，保护层厚度为50 mm。详细的相关计算参数如表1所示。

图1　LNG储罐外罐结构剖面示意图

表1　计算相关工程参数表参数名称

参数取值预应力筋张拉龄期/d42环境平均湿度0.75构件理论厚度/mm783养护龄期/d28干缩龄期/d3环境平均温度/℃20水灰比0.35空气含量

7%混凝土圆柱体抗压强度/MPa48.27混凝土泊松比

0.17混凝土密度/（kg·m－3）2 500混凝土弹性模量/MPa34 500钢筋泊松比

0.3预应力钢绞线截面面积/mm2150预应力钢绞线密度/（kg·m－3）7 800预应力钢绞线弹性模量/MPa195 000预应力钢绞线强度标准值/MPa1 860张拉控制应力/MPa1 480普通钢筋截面面积/mm2615

普通钢筋密度/（kg·m－3

）

7 800普通钢筋弹性模量/MPa200 000普通钢筋强度标准值/MPa

400

依据混凝土结构设计规范[5]中公式计算得到后

张法预应力构件短期预应力损失值。由于构件几何特

征不同，

C-T预应力筋内缩及摩擦损失值远大于V-T，具体数值如表2所示。

表2　短期预应力损失值表 　　 MPa　

预应力筋张拉控制应力短期预应力损失剩余张拉应力C-T1 480188.9961 291.004V-T

1 480

46.768

1 433.232

2.2　数值模型建立

由于储罐罐壁的结构对称性，建立1/4罐壁模型对结构进行模拟。罐壁底部采用固定端约束，两侧截面施加垂直于对称面的轴向约束，罐壁顶端由于上部穹顶及承压环作用施加水平方向的位移约束并施加竖向均布压荷载。ABAQUS建模时采取分离式建模的方法，由于材料属性、结构复杂程度、所需结果不同，不同材料采用不同单元进行模拟，具体

单元选取如表3所示。其中设置C-T 99根，

V-T 35根；普通钢筋采用Surface面单元[20]模拟，在其Surface面单元Section定义中利用Rebar定义钢筋的间距、横截面积、材料属性及方向。

表3　有限元模型单元类型表单元类型模拟部位C3D8R罐壁混凝土T3D2预应力筋SFM3D4

普通钢筋

混凝土与钢筋均处于线弹性阶段，二者之间黏结良好。采用ABAQUS中自带的Embeded将两者绑定在一起用以模拟混凝土与钢筋的相互作用关系。在初始分析步中采用初始应力法施加初始预应力；分析步1中对结构施加重力、穹顶压力；分析步2中施加预应力筋和混凝土的预定义温度场，模拟C-T和V-T的长期预应力损失。

3　LNG储罐长期预应力损失分析

3.1　长期预应力损失分布

国内大型LNG储罐结构设计基准期为50年，本文取预应力筋张拉后50年作为长期预应力损失计算的终值时间。LNG储罐外罐C-T的50年残余应力分布情况如图2所示。由图2可知，单根C-T沿其

第38卷第11期集 输 与 加 工

· 101 ·

图2　正常使用工况下C-T应力图

长度方向应力变化不大，因此选取各C-T模型中部单元（图2中红色部分），对其应力进行比较，其结果如图3所示。

图3　距罐底不同高度C-T应力分布图

由于外罐壁存在穹顶和底板对混凝土环向的约束作用，罐壁顶部和底部C-T长期预应力损失较小。罐壁下部混凝土由于存在较大的混凝土自重作用，产生较大的竖向应力，减小了由C-T作用产生的混凝土环向应变。因此，C-T的长期预应力损失最大值出现在距罐底30.8 m处的77号C-T，其损失终值为162.36 MPa；罐壁底部处的1号C-T长期预应力损失最小，其损失值为92.14 MPa。

不同位置V-T的长期预应力损失值的大小相近。由于重力对混凝土竖向应变的影响，V-T的长期预应力损失自上而下逐渐增大，V-T底部单元长期年预应力损失终值为261.86 MPa。

3.2　收缩徐变损失和应力松弛损失分析

根据C-T及V-T长期预应力损失的分布特点，

对模型选取特定单元进行预应力损失分析：

C-T选取第77号中部单元，V-T选取最底部单元。分析结果如图4～6所示。

图4　长期预应力损失时变图

图5　收缩徐变引起的长期预应力损失时变图

图6　应力松弛引起的长期预应力损失时变图

由图4可知，长期预应力损失在张拉初期变化较为明显，C-T、V-T在5年的长期预应力损失值分别达到损失终值的80.01%、81.71%。由于储罐穹顶仅能够对罐壁混凝土的水平方向产生约束作用，对竖

· 102 ·

天 然 气 工 业2018年 11 月

向无约束作用。在穹顶压力、罐壁混凝土自重的作用下，混凝土在竖向将产生额外的徐变变形。因此V-T的长期预应力损失值略大于C-T。

由图5、6可知，由收缩徐变引起的长期预应力损失和由应力松弛引起的长期预应力损失随时间的变化规律与耦合作用下的长期预应力损失规律相近。C-T、V-T由于收缩徐变引起的长期预应力损失终值分别为118.17 MPa和178.01 MPa；由于应力松弛引起的长期预应力损失终值分别为76.07 MPa和113.73 MPa。耦合作用下的长期预应力损失值小于单独计算两项预应力损失的代数和。针对混凝土结构设计规范[5]中预应力损失计算公式，提出相互作用折减系数χ来表示二者间的相互作用：

Δ＝Δ1＋Δ2＋Δ3＋χ(Δ4＋Δ5)＋Δ6 （17）式中Δ表示预应力总损失；

Δ1表示锚具变形和预应力筋内缩损失；

Δ2表示预应力筋的摩擦损失；Δ3表示混凝土加热养护时，预应力筋与承受拉力的设备

之间的温差损失；

Δ4表示预应力筋的应力松弛损失；Δ5表示预应力筋由混凝土收缩徐变产生的预应力损

失；Δ6表示混凝土的局部挤压损失。3.3　参数分析

3.3.1　预应力筋的松弛率

C-T、V-T不同松弛率应力松弛损失分别见图7、8。由其可知，松弛率对Δ4影响显著，低松弛预应力

筋的Δ4远小于普通预应力筋。当ρ1 000为1%时，

C-T和V-T的Δ4分别为张拉控制应力（1480 MPa）的3.26%和4.66%；当ρ1 000达7%时，C-T及V-T的Δ4分别为张拉控制应力（1 480 MPa）的15.68%和

21.51%。由于V-T初始应力较大，

V-T的Δ4大于C-T。图7　C-T不同松弛率应力松弛损失图

图8　V-T不同松弛率应力松弛损失图

3.3.2　普通钢筋的配筋率

布置普通钢筋可以减小混凝土的收缩徐变，进

而减小预应力筋的长期预应力损失。本文通过设置不同的普通钢筋间距，定量分析配筋率（ρrr）对预应力筋长期预应力损失造成的影响（图9、10）。由图9、10可知ρrr对长期预应力损失影响显著，由于普通钢筋能够有效由混凝土重力和穹顶压力所产生的竖向应变。因此ρrr对竖向预应力损失值的影响更加明显。

图9　不同配筋率C-T长期预应力损失值图

3.4　相互作用折减系数

相较于其他参数，相互作用折减系数χ受预应力筋的应力松弛损失（Δ4）和由混凝土收缩徐变产生的预应力损失（Δ5）的比值（Δ4/Δ5）的影响最为明显。为了获得χ与Δ4/Δ5之间的定量关系，建立56组模型分别计算其C-T、V-T的Δ4、Δ5及相互耦合作用下的长期预应力损失,结果如图11、12所示。由图

第38卷第11期集 输 与 加 工

· 103 ·

图10　不同配筋率V-T长期预应力损失值图

图11　C-T的相互作用折减系数（χc）随Δ4/Δ5的变化趋势图

图12　V-T的相互作用折减系数（χv）随Δ4/Δ5的变化趋势图

11、12可知，χ随Δ4/Δ5的增加呈现先减后增的趋势，当Δ4与Δ5大小相近时χ较小，相互作用较明显。当

ρ1 000一定时，不同配筋率下χ与Δ4/Δ5在微小变动范围内成正相关。由于构件结构形式及预应力损失水平的影响，V-T的相互作用折减系数总体大于C-T，因此在C-T中，混凝土的收缩徐变和预应力筋的应力松弛二者的相互作用更加明显。

应用MATLAB拟合出C-T及V-T的χ随Δ4/Δ5变化的拟合公式。

C-T：

（ 18）V-T：

（19）

3.5　双向预应力对长期预应力损失的影响规律单向及双向受力时C-T、V-T预应力损失对比如

图13、14所示。由图13、14可知，实际工况下，双向预应力作用时，C-T预应力损失较单向预应力损失

图13　单向及双向受力时C-T预应力损失对比图

图14　单向及双向受力时V-T预应力损失对比图

· 104 ·

天 然 气 工 业2018年 11 月

值降低2.11%；

V-T预应力损失较单向预应力损失值仅降低0.25%。C-T的布置对V-T长期预应力损失的影响较小。

对模型均布设置不同数量的V-T，计算其C-T长期预应力损失终值。C-T损失终值随V-T数量变化

如图15所示。由图15可知，

C-T预应力损失终值随V-T筋增多呈线性降低的趋势。V-T的布置提供竖向预应力，可降低由C-T产生的混凝土环向应变，进而降低C-T的长期预应力损失值，但相比于降低预应力筋的松弛率和增加普通钢筋配筋率，增加V-T的布置对C-T预应力损失影响较小。

图15　C-T损失终值随V-T数量变化图

4　结论

1）罐壁中上部C-T的长期预应力损失较大，最大值出现在距罐底30.8 m处，其损失终值为162.36 MPa；V-T长期预应力损失自上而下递增，最大值出现在罐壁底部，其损失终值为261.86 MPa。

2）规范中不考虑混凝土收缩徐变与预应力筋应力松弛的相互作用将使长期预应力损失计算结果偏大，针对规范中的相关计算公式，提出相互作用折减系数χ并拟合出相应公式。χ随Δ4/Δ5的增大呈先减后增的趋势，C-T的相互作用折减系数χc小于V-T的相互作用折减系数χv。

3）双向预应力筋的设置对彼此的长期预应力损失存在交互影响，预应力损失值较单向设置预应力时均有所降低。V-T的设置对C-T的长期预应力损失影响更加明显，C-T的长期预应力损失随V-T数量的增加线性减小。

参　考　文　献

[ 1 ] 袁清, 姜伟强. 中型单容LNG储罐在珠海天然气液化装置的

应用[J]. 石油与天然气化工, 2014, 43(5): 501-504.

Yuan Qing & Jiang Weiqiang. Application of medium-sized sin-gle capacity LNG storage tank in Zhuhai natural gas liquefaction plant[J]. Chemical Engineering of Oil & Gas, 2014, 43(5): 501-504.

[ 2 ] 程旭东, 彭文山, 孙连方, 李潇南, 尹铸华. 热应力作用下

LNG储罐外罐裂缝及失效时间分析[J]. 天然气工业, 2015, 35(3): 819-823.

Cheng Xudong, Peng Wenshan, Sun Lianfang, Li Xiaonan & Yin Zhuhua. Analysis of the fracture pattern and failure time of LNG outer tanks under the action of thermal load[J]. Natural Gas In-dustry, 2015, 35(3): 819-823.

[ 3 ] 程旭东, 朱兴吉, 胡晶晶,于晓玮. LNG储罐预应力混凝土外

罐应力分布与裂缝形态[J]. 油气储运, 2011, 30(10): 746-749. Cheng Xudong, Zhu Xingji, Hu Jingjing & Yu Xiaowei. Stress distribution and crack form of the prestressed concrete outer tank of LNG tank[J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2011, 30(10): 746-749.

[ 4 ] 韩明一. 大型LNG储罐外罐预应力损失研究[D]. 青岛: 中国

石油大学(华东), 2015.

Han Mingyi. Loss of prestress analyses on external walls of LNG storage tanks[D]. Qingdao: China University of Petroleum (East China), 2015.

[ 5 ] 中华人民共和国住房和城乡建设部，中华人民共和国国家

质量监督检查检疫总局. 混凝土结构设计规范: GB 50010—2010[S]. 北京: 中国建筑工业出版社, 2010.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the PRC & General Administration of Quality Supervision, Inspection and Quarantine of the PRC. Code for design of concrete structure: GB 50010-2010[D]. Beijing: China Architecture & Building Press, 2010.

[ 6 ] 中华人民共和国铁道部. 铁路桥涵钢筋混凝土和预应力混凝

土结构设计规范: TB 10002.3—2005[S]. 北京: 中国铁道出版社, 2005.

Ministry of Railways of the PRC. Code for design on reinforced and prestressed concrete structure of railway bridge and culvert: TB 10002.3-2005[S]. Beijing: China Railway Publishing House, 2005.

[ 7 ] 中华人民共和国交通部. 公路钢筋混凝土及预应力混凝土

桥涵设计规范: JTG D62—2004[S]. 北京: 人民交通出版社, 2004.

Ministry of Transport of the PRC. Code for design of highway reinforced concrete and prestressed concrete bridge and culverts: JTG D62-2004[S]. Beijing: China Communications Press, 2004.[ 8 ] British Standards Institution. Eurocode 2: Design of concrete

structures. Part 2: Concrete bridges--design and detailing rules: EN 1992-2:2005[S]. London: British Standards Institution, 2005.[ 9 ] American Association of State Highway and Transportations.

Bridge design specifications: AASHTO-L-RFD[S]. Washington, DC: AASHTO, 2004.

[10] 廖开星, 李毅, 孔祥龙, 汤志杰, 遆文新. 核电站安全壳混

凝土结构长期预应力损失模型初步研究[J]. 混凝土, 2015, 37(5): 140-144.

第38卷第11期集 输 与 加 工

· 105 ·

Liao Kaixing, Li Yi, Kong Xianglong, Tang Zhijie & Ti Wenxin. Primary research on nuclear power station containment concrete structure long-term prestress forecasting model[J]. Concrete, 2015, 37(5): 140-144.

[11] Anderson P. Thirty years of measured prestress at Swedish nucle-ar reactor containments[J]. Nuclear Engineering & Design, 2005, 235(21): 2323-2336.

[12] 泮忠元, 王社良. 大体积混凝土(核电站安全壳)预应力损失

分析[J]. 水利与建筑工程学报, 2009, 7(1): 78-84.

Pan Zhongyuan & Wang Sheliang. Analysis on prestressing losses of mass concrete (safety shell of nuclear power plant)[J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering, 2009, 7(1): 78-84.

[13] 林树潮. LNG储罐变曲率摩擦隔震与罐壳结构预应力施工仿

真[D]. 北京: 北京工业大学, 2016.

Lin Shuchao. VCFPB base isolation and prestressed tendon con-struction research for LNG storage tanks[D]. Beijing: Beijing University of Technology, 2016.

[14] Hsuan TH & Lin JX. Ultimate analysis of PWR prestressed con-crete containment under long-term prestressing loss[J]. Annals of Nuclear Energy, 2016, 87(1): 500-510.

[15] 周履, 陈永春. 收缩徐变[M]. 北京: 中国铁道出版社, 1994.

Zhou Lü & Chen Yongchun. Shrinkage and creep[M]. Beijing: China Railway Publishing House, 1994.

[16] 高嵩. 静力及风荷载作用下LNG储罐混凝土外罐手受力性能

分析[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2014.

Gao Song. Mechanical behavioral of LNG concrete of contain-ment outer tank under static and wind loads[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2014.

[17] 傅作新. 工程徐变力学[M]. 北京: 中国水利电力出版社,

1995.

Fu Zuoxin. Engineering creep mechanics[M]. Beijing: China Wa-ter Power Press,1995.

[18] Bazant ZP. Prediction of concrete creep effects using age adjusted

effective modulus method[J]. ACI Journal, 1972, 69(4): 212-217.[19] 卓旬, 梅明荣. 混凝土徐变计算理论和方法综述[J]. 水利与建

筑工程学报, 2012, 10(2): 14-19.

Zhuo Xun & Mei Mingrong. Summarized account for calculation theory and methods of concrete creep[J]. Journal of Water Re-sources and Architectural Engineering, 2012, 10(2): 14-19. [20] 张超. ABAUQS在LNG储罐设计与分析中的应用[M]. 北京:

北京理工大学出版社, 2015.

Zhang Chao. Application of ABAQUS in LNG storage tank de-sign and analysis[M]. Beijing: Beijing Institute of Technology Press, 2015.

（修改回稿日期　2018-09-05　编　辑　何　明）

涪陵页岩气田水平井“一趟钻”创造新纪录

据中石化重庆涪陵页岩气勘探开发有限公司的消息,该公司近日顺利完成的涪陵页岩气田首口上部气层超长水平段井——焦页22-S1HF井的水平段钻井任务，创造了2 536 m的国内超长水平段“一趟钻”最长的钻井纪录，标志着涪陵页岩气田在超长水平段钻井工艺方面取得了重大突破。

焦页22-S1HF井是部署在重庆市涪陵区焦石坝区块的一口评价井，在长水平段钻井施工中存在着靶框范围小、设计穿行“甜点”厚度仅5 m、目的层的标志点难以识别和水平段长、钻头定向控制难度大等诸多困难。针对上述难题，该公司认真研究该区块的构造变化，总结地质—工程一体化施工经验，组成地质导向攻关团队，从地质基础、工艺措施等方面入手，深入开展地震剖面、靶点、实钻轨迹等研究，不断优化钻井施工方案，精细钻井过程控制，优选先进的旋转导向工艺，达到了平滑轨迹，确保精确入靶，实现了优质储层的平稳钻进。

据介绍，钻头最终准确在气层设计靶窗一次性成功穿行，优质储层穿行率达99.8%，创造了2 536 m的国内水平段“一趟钻”钻井最长纪录，为2 000 m以上超长水平段页岩气开发积累了经验。

（天工　摘编自中国能源网）