15 000m3內浮頂常壓油罐工況適用性分析

，

(1.中國石油化工股份有限公司 鎮海煉化分公司, 浙江 寧波 315207；(2.中國特種設備檢測研究院， 北京 100029)

15000m3內浮頂常壓油罐工況適用性分析

王賀永1，都亮2

(1.中國石油化工股份有限公司 鎮海煉化分公司, 浙江 寧波 315207；(2.中國特種設備檢測研究院， 北京 100029)

基于有限元軟件ANSYS對一發生物理爆炸的15 000 m3在用原油儲罐進行了應力分析，得到了破壞載荷壓力作用下的罐體結構應力分布。在此基礎上，借鑒JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設計標準》，給出了三類典型應力強度指標評價結果。對維修后的儲罐在水壓試驗仿真工況進行應力強度評價，分析結果表明維修后的儲罐結構滿足強度要求。

常壓儲罐； 浮頂； 有限元建模； 應力強度

立式拱頂儲罐是原油儲運過程中的重要設備[1]，而儲罐內超壓產生的原因、破壞壓力計算與破壞條件判定和弱頂設計一直是儲罐設計、安全運行中的關鍵技術問題[2-4]。在所有液化石油氣事故中，蒸汽云物理爆炸事故約占25%，而沸騰液體擴展蒸汽爆炸是典型的蒸汽云爆炸形式，該類爆炸模型主要是根據儲液罐的爆炸破裂、罐體材料強度屈服及儲液罐內部液體泄漏蒸發情況建立，但上述指標很難評定，目前只能簡單以一種保守方式進行[5-7]。目前工程中常用破壞壓力作用下的超壓工況來簡化處理沸騰液體擴展蒸汽爆炸對儲罐造成的影響，基于應力分析結果制訂合理的檢維修策略[8-10]。某公司101號減壓渣油儲罐，使用過程中由于操作不當使得罐體發生高溫液體蒸汽擴展爆炸，本文對該儲罐超壓工況進行有限元分析，給出破壞壓力作用下的罐體應力分布，分析罐體破壞位置，并對更換壁板后的罐體結構進行了水壓試驗工況強度校核。

1 減壓渣油儲罐概況

101號減壓渣油儲罐為常壓鋼制立式圓筒形焊接儲罐，結構示意見圖1。該儲罐于2012年投用，其設計壓力為1.961 kPa，設計溫度為170 ℃，內徑?34 000 mm，罐壁高17 800 mm (10×1 780 mm)，罐壁板厚20/18/16/14/12/12/10/8/8 mm，腐蝕余量2 mm，底板邊緣板厚18 mm，中幅板厚10 mm，罐頂厚6 mm，罐壁材質Q345R，罐底板材質Q235B，抗壓環有效截面積7 583.3 mm2。事故造成罐頂板與罐壁連接處抗壓環失效，為確定破壞載荷對儲罐大腳焊縫等關鍵部位的影響，采用有限元靜力學分析，基于第三強度理論對儲罐關鍵結構進行應力強度評估[9,10]，制定合理的維修策略。

圖1 101儲罐結構示圖

2 減壓渣油儲罐有限元模型

針對儲罐罐體和地基的幾何結構及約束、力學邊界條件的軸對稱特性，在建立有限元模型時采用軸對稱模型，利用軸對稱結構殼單元SHELL61和具有軸對稱選項的結構實體單元SOLID182分別模擬儲罐罐體結構和混凝土基礎，罐體和地基均采用各向同性彈性材料，具體參數見表1。

表1 罐體和地基參數

在模擬罐體與基礎的相互作用關系時，采用2-D TARGE169和CONTA171單元建立接觸對，進行surface-surface接觸分析，有限元模型見圖2、圖3。由于采用了軸對稱和接觸分析模型，因此僅需約束地基最下層結點的全部位移和罐體對稱軸線上的結點半徑方向自由度即可，重力加速度取9.8 m/s2。

圖2 儲罐軸對稱有限元模型

圖3 儲罐整周擴展有限元模型

3 減壓渣油儲罐超壓工況分析

3.1載荷計算

GB 50341—2014《立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范》[11]給出了設計壓力不大于18 kPa的微內壓油罐最大設計壓力和破壞壓力計算方法。最大設計壓力計算公式：

(1)

破壞壓力計算公式：

(2)

儲液靜壓p(隨距液面的距離h而變化)的計算公式：

p=ρygh

(3)

輸入罐體相關參數，將式(2)計算所得的破壞壓力pf=6.26 kPa和式(3)得到的儲液靜壓作為超壓工況的計算載荷施加到儲罐有限元模型中，進行非線性靜力學分析。

3.2應力分析結果

超壓工況下儲罐壁板和儲罐底板的環向應力、徑向應力分布情況見圖4～圖9。

由圖4中可以看出，①由于液體側向的壓力對儲罐罐側壁產生彎矩，使得第1圈罐壁底部內壁處產生豎向拉應力，最大值達到172 MPa。②在第1圈罐壁底部外壁處產生軸向壓應力，最小值達到-169.2 MPa。③在距離罐底0.6 m高度之后，罐壁的軸向應力很小。

從圖5中可以看出，①隨著罐壁高度的增加，第1圈罐外壁環向應力逐漸增加，最大值約為90 MPa。②隨著罐壁高度增加，第2圈罐壁環向應力線先略有增加而后下降。③隨著罐壁高度的增加，其他罐壁環向應力值繼續緩慢降低。④罐壁環向應力最大值出現在罐壁頂部罐壁與罐頂板的連接處，最大值為215.6 MPa。

圖8、圖9分別給出了罐底板內側的徑向、環向應力云圖。計算結果表明，底板徑向應力和環向應力在腳焊縫位置處出現最大值，分別為209 MPa和63 MPa。

圖4 罐壁板內側軸向應力云圖

圖5 罐壁板外側軸向應力云圖

圖6 罐壁板內側環向應力云圖

圖7 罐壁板外側環向應力云圖

圖8 罐底板內側徑向應力云圖

圖9 罐底板內側環向應力云圖

3.3應力強度評定

基于JB 4732—1995《鋼制壓力容器——分析設計標準》[12]和API 63《Tank Inspection,Repair,Alteration and Reconstruction》[13]相關要求，對罐壁板與罐底板的一次薄膜應力強度SⅠ、一次局部薄膜加一次彎曲強度SⅢ和一次加二次應力強度SⅣ進行計算評定。破壞壓力載荷下罐壁板和罐底板一次加二次應力強度隨罐壁高度和半徑方向的變化曲線見圖10、圖11，罐壁板與罐底板各項應力強度最大值與許用值見表2、表3，表中K取1.25，Q345R之SⅢ取168 MPa ，Q235B之SⅢ取130 MPa 。通過表2和圖10可以看出，超壓工況破壞壓力載荷條件下，罐壁與罐頂連接處應力強度SⅠ和SⅣ均超過許用值，結構在此處發生破壞，與實際破壞情況相符，間接驗證了該儲罐符合弱頂設計原則，儲罐其余部位應力分量與應力強度值在破壞壓力作用下仍滿足強度要求。根據應力強度評定結果，施工單位對罐壁上部5層壁板及頂板失效部位進行了更換。

表2 罐壁板應力強度評定結果 MPa

表3 罐底板應力強度評定結果 MPa

圖10 超壓工況下罐壁板應力強度SⅣ隨高度變化曲線

圖11 超壓工況下罐底板應力強度SⅣ徑向距離變化曲線

4 減壓渣油儲罐水壓試驗工況分析

超壓工況的計算表明，除罐頂和罐壁頂層發生明顯的結構破壞外，其余層壁板和儲罐底板強度均滿足使用強度要求，文中對將罐頂和罐壁頂層維修后的儲罐進行水壓試驗工況下的強度校核。該工況下，儲罐壁板和儲罐罐底板的應力強度SⅣ隨罐壁高度和半徑方向變化曲線見圖12、圖13。

從圖12、圖13可以看出，維修后的罐壁板以及罐底板主要應力強度均滿足許用要求。

圖12 水壓試驗工況下罐壁板應力強度SⅣ隨高度變化曲線

圖13 水壓試驗工況下罐底板應力強度SⅣ隨徑向距離變化曲線

5 考慮不圓度儲罐罐壁外壓強度校核

更換壁板的環向焊縫區域由于工藝不當產生局部超標變形，實測不圓度的最大值為30 mm，故考慮局部變形，對外壓作用下的儲罐罐壁強度進行校核。受外壓力作用的不圓度殼體的總應力計算公式如下[14,15]：

(4)

式中，σ總為受外壓力作用的不圓度殼體的總應力，[σ]為罐體材質的許用應力，MPa。D0為罐體直徑，取34 000 mm；t為罐壁厚度，偏保守取為6 mm；ω0為罐壁最大局部變形處的徑向位移，實測值取ω0=30 mm；m為穩定系數，系外壓圓筒理論臨界壓力pcr與許用設計外壓[p]的比值，我國鋼制壓力容器標準取3.0，考慮儲罐的局部變形，保守考慮此處取6.0；p0為儲罐筒體的設計外壓，kPa。

根據儲罐外壓失穩的特點，本次校核的載荷取為均布側向風載。根據GB 50341—2014《立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范》，與大氣連通的內浮頂油罐的p0=2.25μzω0′，其中ω0′為基本風壓，μz為風壓高度變化系數。依據GB 50009—2012《建筑結構載荷規范》，當地基本風壓取為0.5 kPa。取地面粗糙度類別A、海平面高度5 m對應的系數μz=1.09，由此得到設計外壓p0=1.24 kPa。

式(4)一方面考慮了罐體變形引起的局部應力增大，同時通過安全系數m的選取引入了儲罐變形對罐體穩定性的影響。將各參數值代入式(4)得σ總=129.96 MPa≤[σ]=168 MPa,小于壁板材料的許用應力值，計及儲罐變形的罐體在外壓作用下局部強度滿足要求。

6 結語

對在用15 000 m3原油常壓儲罐進行超壓工況罐體有限元應力分析，借鑒壓力容器分析設計標準進行了應力評定，評定結果表明，①在破壞載荷作用下頂層罐壁板與罐頂連接處一次薄膜應力強度和一次加二次應力強度均大于許用值，可以判定此處材料在破壞壓力作用下發生屈服破壞。②其余層的儲罐壁板和儲罐底板的各項應力強度指標仍滿足強度要求。③水壓試驗工況下，維修后的儲罐在最高設計液位工作是安全的。④儲罐在當前不圓度變形情況下，外壓強度滿足材料許用要求。

[1] 陳海濤. 基于供應鏈的中國石油資源安全保障研究[D]. 長沙：中南大學，2011.

(CHEN Hai-tao. Study on China’s Oil Resources Security Guarantee Based on Supply Chain [D]. Changsha：Central South University，2011.)

[2] 劉巨保，胡衍明，丁宇奇，等. 2萬m3立式錐頂儲罐弱頂結構分析與評價[J].石油化工設備，2010，39(4)：31-35.

(LIU Ju-bao，HU Yan-ming，DING Yu-qi，et al. Analysis and Evaluation for Weak-proof Structure of 2×104m3Vertical Cone-roof Oil Tank [J]. Petro-chemical Equipment，2010，39(4)：31-35.)

[3] 萬昊天. 固定頂儲罐弱壁防護結構設計及優化研究[D].大連：大連理工大學，2015.

(WAN Hao-tian. Study on Design and Optimization of Weak Wall Protection Structure for Fixed Top Tank[D]. Dalian：Dalian University of Technology，2015.)

[4] 丁宇奇. 立式拱頂儲罐超壓破壞機理與弱頂結構研究[D]. 大慶：東北石油大學，2014.

(DING Yu-qi. Study on Mechanism of Overpressure Failure and Weak Roof Structure of Vertical Vault Tank [D]. Daqing：Northeast Petroleum University，2014.)

[5] 李波. 爆炸荷載作用下大型立式圓柱形儲油罐動力響應分析[D]. 哈爾濱：哈爾濱工業大學，2011.

(LI Bo. Dynamic Response Analysis of Large Vertical Cylindrical Oil Tank under Explosive Loading [D]. Harbin：Harbin Institute of Technology，2011.)

[6] 黨文義，劉昌華. 壓縮氣體容器物理爆炸計算模型[J]. 大慶石油學院學報，2010(2)：104-107，130-131.

(DANG Wen-yi，LIU Chang-hua. Physical Explosion Calculation Models of the Pressurized Gas Vessels [J]. Journal of Daqing Petroleum Institute，2010(2)：104-107，130-131.)

[7] 趙彥修，陳彥澤，李永清，等. 鋼制立式大型儲罐完整性評價和在用檢測檢驗技術[J]. 石油化工設備，2014，43(1):76-80.

(ZHAO Yan-xiu，CHEN Yan-ze，LI Yong-qing，et al. Integrality Assessment and In-service Inspection Technologies on Large-size Vertical Steel Tank [J]. Petro-chemical Equipment，2014，43(1)：76-80.)

[8] 田豐. 大型儲罐密封裝置與罐壁接觸不良的解決方法[J].石油化工設備，2015，44(4)：95-98.

(TIAN Feng. Solution of Poor Contact between Seal and Tank Walls in Large Storage Tank [J]. Petro-chemical Equipment，2015，44(4)：95-98.)

[9] API 581—2008，Risk-based Inspection Technodology [S].

[10] MA Xin, SHI Tonghui. Study on Failure Possibility of Full Containment LNG Storage Tanks with API 581 Risk-based Inspection[J]. International Journal of Plant Engineering and Management，2016(2)：75-83.

[11 ] GB 50341—2014，立式圓筒形鋼制焊接油罐設計規范[S].

(GB 50341—2014，Code for Design of Vertical Cylindrical Steel Welded Oil Tank[S]. )

[12] JB 4732—1995， 鋼制壓力容器——分析設計標準[S].

(JB 4732—1995， Steel Pressure Vessels——Design by Analysis[S].)

[13] API 653，Tank Inspection，Repair，Alteration and Reconstruction[S].

[14] L E 勃朗奈爾，E H 楊.化工容器設計[M]. 琚定一，謝瑞綬，譯. 上海：上?？茖W技術出版社，1964.

(L E Blanc Nair，E H Yang. Chemical Vessel Design[M].JU Ding-yi，XIE Rui-shou，Translated. Shanghai：Shanghai Science and Technology Press，1964.)

[15] API RP 580，Risk-Based Inspection [S].

(柏編)

Fitness-for-serviceAnalysisof15000m3AtmosphericPressureInternalFloatingOilTank

WANGHe-yong1,DULiang2

(1.SINOPEC Zhenhai Refining & Chemical Company， Ningbo 315207， China；2.China Special Equipment Inspection and Research Institute, Beijing 100029， China)

Stress analysis of one 15 000 m3in-use oil tank is issued based on ANSYS which suffered a physical explode, the stress distribution of tank structure under rupture pressure is given. Draw lessons from JB 4732—1995 “SteelPressureVessels——DesignbyAnalysis”, three typical stress intensity evaluations are obtained. The stress intensity check aimed at the repaired tank in hydraulic test simulation operation state is carried out which shows that the strength meet the requirement after repair.

atmospheric tank； floating roof； finite element modeling； stress intensity

TQ053.207； TE972

A

10.3969/j.issn.1000-7466.2017.05.007

1000-7466(2017)05-0035-05

2017-04-19

王賀永(1984-)，男，江蘇徐州人，工程師，碩士，主要從事設備管理工作。