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【摘要】在各个国家中，对于微内压储罐的规范都各不相同,其中专业技术设计人员，在实际微内压储罐设计造成失误的浪费。
【关键词】微内压；储罐；设计；罐壁；规范；
中图分类号：U272.4 文献标识码：A 文章编号：
一.前 言
本文在对微内压储罐的设计当中，根据多方面内容来阐述微内压储罐的设计内容，本文针对压储罐的公式进行推导与说明，主要是为了对储罐的一些不同之生进行分析与比较。
二.微内压储罐设计规范中的公式和概念
从罐顶与罐壁的弱连接结构、罐底部不被抬起的最大内压、抗压环发生屈曲破坏时的压力、设计内压和锚固、通气(呼吸)几个方面解析了微内压储罐设计中遇到的一些问题，如“弱项”结构条件、抗压环塑性失稳临界条件、罐壁将被抬起而未被抬起时的临界压力、储罐锚固、呼吸阀配置等，同时对规范中的一些公式进行了推导和说明，并对GB50341- 2003及A PI 650的一些不同点进行了比较和分析。
现对GB50341〔1〕立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范附录A微内压油罐(该附录等效采用API 650〔2〕附录F)中涉及的罐顶承受内压能力及通风、锚固诸问题进行解析,以期对设计人员更好地把握微内压储罐的设计提供帮助。
三.罐顶与罐壁的弱连接结构
罐顶与罐壁采用弱连接结构(弱项)时,临界状态抗压环有效截面积为式中，
A---抗压环(罐顶与罐壁连接处)有效截面积.
m---罐壁和由罐壁、罐顶所支撑构件(不包括罐顶板)的总质量
θ---罐顶板与水平面的夹角,
g---重力加速度,取9.81 m/s2。该内容为GB50341第7.1.6条中的内容,但微内压罐也包括“弱顶”罐,为叙述的完整性,首先对该公式进行解析。
经分析可认为,该确定面积A为罐壁将被抬起而尚未被抬起,抗压环材料恰好达到屈服强度,即塑性失稳临界状态时的抗压环有效面积。
对此可按文献[3],圆柱形金属油罐设计证明如下。
作用在固定顶上的总垂直载荷为:
式中
Q---作用在罐顶上的总有效垂直荷载,内压时向上;
D---罐内径,cm;
q---作用在罐顶单位面积上的有效荷载,即内压值减去罐顶板自重。在临界状态时,Q=罐壁和由罐避讳、罐顶所支撑构件(不包括罐顶板)的总自重。罐承受内压时,抗压环处于受压状态,见图1。罐壁、罐顶连接处抗压环单位弧长上的力为:
四．设计压力
固定顶储罐的工作压力是正常操作中罐顶气相空间的最大压力值。储罐的工作压力在静止时是由罐内介质的饱和蒸汽压决定的，在进料和出料时，由于罐内气相空间的改变，而使罐内压力升高或降低。微内压储罐的设计压力一般由工艺专业根据工况给出。若未给出时，可由式(1)计算：
(1)其中：P-设计压力(KPa)；D-罐内径(m)；-罐顶板有效厚度(mm)；A-罐顶与罐壁连接处的有效截面积 (mm2), 按 GB 50341-2003《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》7.1.5 确定；
θ-罐顶与罐壁连接处，罐顶与水平面之间的夹角。式(1)限制了设计压力，是为了防止罐壁、罐顶结合部不发生屈曲破坏。当计算结果 P 五．罐体结构校核
储罐储存液体时，罐壁沿高度所承受的内压力主要是内装介质的静压，呈三角形分布，自上而下逐渐增大。设计中采用定点法设计壁厚，按 GB 50341-2003《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》6.3.1条计算。罐内压产生的举升力 Q 按式(2)计算：(2)特别地，当罐内压产生的举升力 Q 大于罐壁、罐顶及其所支撑构件的总重时，GB 50341-2003 罐壁厚度计算公式中的计算液位高度 H 应加上由内壓产生的当量液位高度。将新得到的各圈罐壁板最小公称厚度与测厚得到的各圈罐壁板厚度对照比较，进行校核。2.2 罐底板
1．环形边缘底板厚度环形边缘底板的最小公称厚度(不包括腐蚀裕量)与第一层罐壁厚度及其静水压试验时应力有关，如前所述，压力的增加可能导致罐壁厚度的增加，具体可按 GB50341-2003《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》5.1.2 选择。将选取的值加上厚度附加量后与测量的值比较，进行校核。
2．罐底板的排版
罐底边缘板靠近角焊缝处的应力值很高，略向中心移动便迅速衰减。高应力区一般位于罐内 600mm 范围内，中幅板只要地基不发生问题，受力很小。因此罐底板的排版要保证罐壁内表面至边缘板与中幅板之间的连接焊缝的最小径向距离不小于式 (3) 计算值和600mm的大值。
式中：Lm-罐壁内表面至边缘板与中幅板连接焊缝的最小径向距离(mm);tb-罐底环形边缘板的最小公称厚度(不包括腐蚀裕量)(mm);Hw-设计最高液位加上由内压产生的当量液位高度(m) ρ-储液相对密度（取储液与水密度之比）。将测量得到的罐壁内表面至边缘板与中幅板之间的连接焊缝的径向距离与计算值比较，进行校核。
3．罐顶与罐壁连接结构处的有效面积罐顶与罐壁连接结构处的有效面积应符合式(4)要求：(4)符号意义同上。
(1)GB 50341中式(1)和式(9)涉及的抗压环失稳为材料达到屈服强度下的失稳。此种抗压环结构,与薄壁圆筒或球壳不同,刚性很大,一般不会产生弹性失稳(屈曲)。(2)GB 50341中式(1)用于“弱顶”结构。“弱顶”有三个条件,控制抗压环截面积是其中一个条件,该式的要点在于：第一,在内压作用下罐壁将被提离而尚未提离;第二,与此同时在内压作用下抗压环材料已达到其屈服强度。此时,当有一点外部干扰或结构自身存在某些微小缺陷时,抗压环包边角钢便会屈曲进而从连接焊接处破裂泄压,达到保护罐主体的目的。弱顶结构一般指支撑式锥顶,罐顶坡度多为1B16。弱顶罐一般设置呼吸阀,但开启压力很低。式(9)用于一般固定顶结构,是一种临界状态,在某种意义上也覆盖/弱顶0。当Pf达到预定值后,抗压环就会失稳破坏。(3)式(1)和式(9)涉及在塑性状态下的屈曲,按API 650附录F规定,其抗压环材料屈服强度为220 MPa。当材料的实际屈服强度高于235 MPa时,抗压环的承压能力会相应提高。从安全角度考虑,式(1)和式(9)均未考虑储液的反提离作用,最危险状态为基本无储液而油气压力又较高的状态。
4．抗压环的抗屈曲能力与D2成反比,与截面面积A成正比,与tgH成正比。相对而言,锥顶罐容易失稳,特别是罐顶斜度为1B16(H角不足3.6b)的锥顶罐最容易失稳。而拱顶罐H角一般在30b左右,不容易失稳。大直径罐不仅容易失稳,而且容易被提离。
5．按GB50341规范中计算确定的抗压环有效截面积,也会存在一定误差,从而影响抗压环的实际失稳压力。
六、通气(呼吸)
为保证储罐不发生屈曲或不被提离,通常需控制罐内的气体压力不超过临界值,因此,呼气阀的配置非常重要。
式中呼出气体通过呼气阀和阻火器时的压降,即罐内压力和呼吸阀设定开启压力差(m气柱);
△P---通过呼气阀时的流速,m/s;
V---呼气阀和阻火器局部阻力系数之和。
---通常呼气阀和阻火器的系数应分别由呼气阀和阻火器生产厂家提供,然后相加,即N=NH+NZ,国内的生产厂家一般不提供这一数据,通常参考日本的数据,即NH=2~3,NZ=2~3。更准确的方法是实测呼吸阀加阻火器状态下的N值。
当排气量已按规定求出,呼气阀尺寸和数量已初步确定,则可计算(估算)出流速V和压降$P,将$P由m气柱换算成kPa,再分别与按式(10)求出的P,按式(7)求出的Pmax进行比较,既不允许抗压环失稳,又不允许罐壁底部被提离。若$P值不满足要求则可考虑加大呼吸阀尺寸、增加数量或降低呼吸阀的定压值。必要时可配设紧急排气装置,其设定压力低于0.8Pf。文中解释:API 650提供的公式和式(1)所用单位完全一样,A为mm2,w或mtg为N,但分母略有不同,1 415是1 390经圆整后的数字,沿用原公式计算较准确。
在得到专业的测厚报告后，将固定顶常压储罐改造为微内压储罐时，应注意由压力的提高而导致的对罐体结构新增的要求，将根据新工况计算得到的数据与测厚报告数据进行一一对比校核；准确选用呼吸阀的规格、数量和开启压力；必要时进行锚固设计和配置紧急通气装置，使储罐在新工况下能安全运行，从而使改造设计工作得到較好的经济效益。
七．结束语：
本文在针对GB50341〔1〕立式圆筒形的钢制焊接油罐，其在设计过程中，规范了附录A微内压油罐当中涉及到的罐顶的承受内压的能力，以及涉及到的通风锚固等等诸多的问题，并进行了分析,目的是对设计人员要更好地把握微内压储罐的设计提供一定的参考。
参考文献：
[1]潘家华《圆柱形金属油罐设计》石油工业出版社(北京),1984。
[2]宋广祯《重油加氢原料储罐罐顶凹陷事故的原因分析》齐鲁石油化工. 1999(01)
[3] 张全林《加油站用油罐亟待规范》石油库与加油站. 2003(02)
[4] 刘性庄《10000m~3原油储罐塌陷事故的原因分析》油气储运. 1997(03)
[5] 唐洪舰,刘丽川,郭罗军《储油罐罐底腐蚀状态分析及对策》四川化工. 2006(02)
[6] 刘育明,陈志平,吴晓滨,李晓红,章烈《10万m~3原油储罐的应力测试及分析》石油机械. 2001(03)
【关键词】微内压；储罐；设计；罐壁；规范；
中图分类号：U272.4 文献标识码：A 文章编号：
一.前 言
本文在对微内压储罐的设计当中，根据多方面内容来阐述微内压储罐的设计内容，本文针对压储罐的公式进行推导与说明，主要是为了对储罐的一些不同之生进行分析与比较。
二.微内压储罐设计规范中的公式和概念
从罐顶与罐壁的弱连接结构、罐底部不被抬起的最大内压、抗压环发生屈曲破坏时的压力、设计内压和锚固、通气(呼吸)几个方面解析了微内压储罐设计中遇到的一些问题，如“弱项”结构条件、抗压环塑性失稳临界条件、罐壁将被抬起而未被抬起时的临界压力、储罐锚固、呼吸阀配置等，同时对规范中的一些公式进行了推导和说明，并对GB50341- 2003及A PI 650的一些不同点进行了比较和分析。
现对GB50341〔1〕立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范附录A微内压油罐(该附录等效采用API 650〔2〕附录F)中涉及的罐顶承受内压能力及通风、锚固诸问题进行解析,以期对设计人员更好地把握微内压储罐的设计提供帮助。
三.罐顶与罐壁的弱连接结构
罐顶与罐壁采用弱连接结构(弱项)时,临界状态抗压环有效截面积为式中，
A---抗压环(罐顶与罐壁连接处)有效截面积.
m---罐壁和由罐壁、罐顶所支撑构件(不包括罐顶板)的总质量
θ---罐顶板与水平面的夹角,
g---重力加速度,取9.81 m/s2。该内容为GB50341第7.1.6条中的内容,但微内压罐也包括“弱顶”罐,为叙述的完整性,首先对该公式进行解析。
经分析可认为,该确定面积A为罐壁将被抬起而尚未被抬起,抗压环材料恰好达到屈服强度,即塑性失稳临界状态时的抗压环有效面积。
对此可按文献[3],圆柱形金属油罐设计证明如下。
作用在固定顶上的总垂直载荷为:
式中
Q---作用在罐顶上的总有效垂直荷载,内压时向上;
D---罐内径,cm;
q---作用在罐顶单位面积上的有效荷载,即内压值减去罐顶板自重。在临界状态时,Q=罐壁和由罐避讳、罐顶所支撑构件(不包括罐顶板)的总自重。罐承受内压时,抗压环处于受压状态,见图1。罐壁、罐顶连接处抗压环单位弧长上的力为:
四．设计压力
固定顶储罐的工作压力是正常操作中罐顶气相空间的最大压力值。储罐的工作压力在静止时是由罐内介质的饱和蒸汽压决定的，在进料和出料时，由于罐内气相空间的改变，而使罐内压力升高或降低。微内压储罐的设计压力一般由工艺专业根据工况给出。若未给出时，可由式(1)计算：
(1)其中：P-设计压力(KPa)；D-罐内径(m)；-罐顶板有效厚度(mm)；A-罐顶与罐壁连接处的有效截面积 (mm2), 按 GB 50341-2003《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》7.1.5 确定；
θ-罐顶与罐壁连接处，罐顶与水平面之间的夹角。式(1)限制了设计压力，是为了防止罐壁、罐顶结合部不发生屈曲破坏。当计算结果 P
储罐储存液体时，罐壁沿高度所承受的内压力主要是内装介质的静压，呈三角形分布，自上而下逐渐增大。设计中采用定点法设计壁厚，按 GB 50341-2003《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》6.3.1条计算。罐内压产生的举升力 Q 按式(2)计算：(2)特别地，当罐内压产生的举升力 Q 大于罐壁、罐顶及其所支撑构件的总重时，GB 50341-2003 罐壁厚度计算公式中的计算液位高度 H 应加上由内壓产生的当量液位高度。将新得到的各圈罐壁板最小公称厚度与测厚得到的各圈罐壁板厚度对照比较，进行校核。2.2 罐底板
1．环形边缘底板厚度环形边缘底板的最小公称厚度(不包括腐蚀裕量)与第一层罐壁厚度及其静水压试验时应力有关，如前所述，压力的增加可能导致罐壁厚度的增加，具体可按 GB50341-2003《立式圆筒形钢制焊接油罐设计规范》5.1.2 选择。将选取的值加上厚度附加量后与测量的值比较，进行校核。
2．罐底板的排版
罐底边缘板靠近角焊缝处的应力值很高，略向中心移动便迅速衰减。高应力区一般位于罐内 600mm 范围内，中幅板只要地基不发生问题，受力很小。因此罐底板的排版要保证罐壁内表面至边缘板与中幅板之间的连接焊缝的最小径向距离不小于式 (3) 计算值和600mm的大值。
式中：Lm-罐壁内表面至边缘板与中幅板连接焊缝的最小径向距离(mm);tb-罐底环形边缘板的最小公称厚度(不包括腐蚀裕量)(mm);Hw-设计最高液位加上由内压产生的当量液位高度(m) ρ-储液相对密度（取储液与水密度之比）。将测量得到的罐壁内表面至边缘板与中幅板之间的连接焊缝的径向距离与计算值比较，进行校核。
3．罐顶与罐壁连接结构处的有效面积罐顶与罐壁连接结构处的有效面积应符合式(4)要求：(4)符号意义同上。
(1)GB 50341中式(1)和式(9)涉及的抗压环失稳为材料达到屈服强度下的失稳。此种抗压环结构,与薄壁圆筒或球壳不同,刚性很大,一般不会产生弹性失稳(屈曲)。(2)GB 50341中式(1)用于“弱顶”结构。“弱顶”有三个条件,控制抗压环截面积是其中一个条件,该式的要点在于：第一,在内压作用下罐壁将被提离而尚未提离;第二,与此同时在内压作用下抗压环材料已达到其屈服强度。此时,当有一点外部干扰或结构自身存在某些微小缺陷时,抗压环包边角钢便会屈曲进而从连接焊接处破裂泄压,达到保护罐主体的目的。弱顶结构一般指支撑式锥顶,罐顶坡度多为1B16。弱顶罐一般设置呼吸阀,但开启压力很低。式(9)用于一般固定顶结构,是一种临界状态,在某种意义上也覆盖/弱顶0。当Pf达到预定值后,抗压环就会失稳破坏。(3)式(1)和式(9)涉及在塑性状态下的屈曲,按API 650附录F规定,其抗压环材料屈服强度为220 MPa。当材料的实际屈服强度高于235 MPa时,抗压环的承压能力会相应提高。从安全角度考虑,式(1)和式(9)均未考虑储液的反提离作用,最危险状态为基本无储液而油气压力又较高的状态。
4．抗压环的抗屈曲能力与D2成反比,与截面面积A成正比,与tgH成正比。相对而言,锥顶罐容易失稳,特别是罐顶斜度为1B16(H角不足3.6b)的锥顶罐最容易失稳。而拱顶罐H角一般在30b左右,不容易失稳。大直径罐不仅容易失稳,而且容易被提离。
5．按GB50341规范中计算确定的抗压环有效截面积,也会存在一定误差,从而影响抗压环的实际失稳压力。
六、通气(呼吸)
为保证储罐不发生屈曲或不被提离,通常需控制罐内的气体压力不超过临界值,因此,呼气阀的配置非常重要。
式中呼出气体通过呼气阀和阻火器时的压降,即罐内压力和呼吸阀设定开启压力差(m气柱);
△P---通过呼气阀时的流速,m/s;
V---呼气阀和阻火器局部阻力系数之和。
---通常呼气阀和阻火器的系数应分别由呼气阀和阻火器生产厂家提供,然后相加,即N=NH+NZ,国内的生产厂家一般不提供这一数据,通常参考日本的数据,即NH=2~3,NZ=2~3。更准确的方法是实测呼吸阀加阻火器状态下的N值。
当排气量已按规定求出,呼气阀尺寸和数量已初步确定,则可计算(估算)出流速V和压降$P,将$P由m气柱换算成kPa,再分别与按式(10)求出的P,按式(7)求出的Pmax进行比较,既不允许抗压环失稳,又不允许罐壁底部被提离。若$P值不满足要求则可考虑加大呼吸阀尺寸、增加数量或降低呼吸阀的定压值。必要时可配设紧急排气装置,其设定压力低于0.8Pf。文中解释:API 650提供的公式和式(1)所用单位完全一样,A为mm2,w或mtg为N,但分母略有不同,1 415是1 390经圆整后的数字,沿用原公式计算较准确。
在得到专业的测厚报告后，将固定顶常压储罐改造为微内压储罐时，应注意由压力的提高而导致的对罐体结构新增的要求，将根据新工况计算得到的数据与测厚报告数据进行一一对比校核；准确选用呼吸阀的规格、数量和开启压力；必要时进行锚固设计和配置紧急通气装置，使储罐在新工况下能安全运行，从而使改造设计工作得到較好的经济效益。
七．结束语：
本文在针对GB50341〔1〕立式圆筒形的钢制焊接油罐，其在设计过程中，规范了附录A微内压油罐当中涉及到的罐顶的承受内压的能力，以及涉及到的通风锚固等等诸多的问题，并进行了分析,目的是对设计人员要更好地把握微内压储罐的设计提供一定的参考。
参考文献：
[1]潘家华《圆柱形金属油罐设计》石油工业出版社(北京),1984。
[2]宋广祯《重油加氢原料储罐罐顶凹陷事故的原因分析》齐鲁石油化工. 1999(01)
[3] 张全林《加油站用油罐亟待规范》石油库与加油站. 2003(02)
[4] 刘性庄《10000m~3原油储罐塌陷事故的原因分析》油气储运. 1997(03)
[5] 唐洪舰,刘丽川,郭罗军《储油罐罐底腐蚀状态分析及对策》四川化工. 2006(02)
[6] 刘育明,陈志平,吴晓滨,李晓红,章烈《10万m~3原油储罐的应力测试及分析》石油机械. 2001(03)