石油储罐钢（共8篇）
石油储罐钢 篇1
近几年来,随着国内石油储罐朝着大型化、轻量化方向发展,10～20万立方米的大型石油储罐大量建设。为节约成本,提高焊接效率和施工质量,实际焊接中常采用气电立焊方法进行焊接,焊接热输入较大。对于21mm壁板纵缝,常采用V型坡口,单面焊一次成形工艺。焊接热输入一般为100kJ/cm左右,有时甚至达到120kJ/cm,由于热输入非常大,导致在大热输入时钢板焊接热影响区组织粗化,韧性大幅下降,这成了高强度石油储罐钢开发的关键问题之一[1]。因此,如何改善在大热输入焊接热循环条件下钢板粗晶热影响区(Coarse Grain Heat Affected Zone,CGHAZ)的组织,提高CGHAZ力学性能是大型石油储罐用钢的技术难点[2]。
本工作通过采用焊接热模拟的方法,对济钢开发的610MPa级石油储罐钢进行了不同焊接热输入条件下的焊接热模拟,并利用金相显微镜、扫描电镜、透射电镜等设备,对CGHAZ组织和性能进行了分析研究,为该钢板的生产及推广应用提供了参考依据。
1 实验材料及方法
实验材料选用济钢中厚板厂调质工艺生产的JGR610E石油储罐钢板,其化学成分(质量分数/%)为: 0.10 C,0.35 Si,1.50 Mn,0.002 S,0.008 P,0.04 V,0.018 Ti,Nb+Ni+Mo≤0.80,其力学性能:屈服强度为550N/mm2,抗拉强度为650N/mm2,伸长率为19.5%,-20℃冲击功为290J,硬度HV10为239。
焊接热模拟在MMS-200热模拟试验机上进行。将原始料加工成11mm×11mm×55mm的1#,2#,3#,4#四组试样,采用60,80,100,120kJ/cm的线能量,使试样承受类似实际大线能量焊接的热冲击,模拟21mm焊接热循环实验,热模拟参数如表1所示。
在实验研究中,测定瞬时温度的冷却速率会带来较大的误差。因此,目前多采用一定温度范围内的冷却时间来代替冷却速率,并以此作为研究焊接热影响区组织、性能和抗裂性的重要参数。对于一般碳钢和低合金钢常采用相变温度范围从800℃冷却至500℃的时间,称为t8/5。本实验中,对应60,80,100,120kJ/cm的线能量t8/5时间分别为56,100,158,225s。图1为实际获得热循环曲线。
热模拟实验后,将试样加工成10mm×10mm×55mm,在CDW-60冲击试验机(JB230B冲击试验机)上进行夏比V形缺口冲击实验,每组线能量进行3个试样的冲击实验,并选取典型试样在XL30扫描电镜上进行冲击断口形貌观察;在 HVS-1000型显微硬度计上测量各试样热模拟HAZ粗晶区显微硬度(加载0.2kg,加载时间10s)。
将母材及热模拟后试样进行磨抛制成金相试样,用Olympus GX71金相显微镜观察分析微观组织形貌,分析不同线能量焊接粗晶区的组织变化;对母材及100kJ/cm热模拟粗晶区进行碳萃取复型;利用Tecnai G2 F30 S-TWIN 300kV场发射透射电镜观察二相粒子在焊接热循环下的析出种类和形貌。
2 实验结果
2.1 热影响区粗晶区的力学性能
经不同线能量热模拟后CGHAZ冲击功及硬度与母材的对比实验结果如表2所示。由表2可知,经过大热能量输入60～120kJ/cm后,钢板CGHAZ -20℃低温冲击功都符合标准的要求,但较母材都有所下降,当线能量为60kJ/cm时,CGHAZ -20℃冲击功由母材的290J下降为195J,硬度略有下降,在线能量为80～100kJ/cm时,冲击功和硬度变化不大。但当线能量增加到120kJ/cm时,冲击功下降到78J,说明实验钢抵抗大线能量≤100kJ/cm的性能较强。随着热模拟焊接线能量的增大,粗晶区的硬度及冲击吸收功在逐渐下降,说明钢板在焊接热冲击下,韧性及强度在下降。在扫描电镜下观察CGHAZ冲击试样断口(见图2),可以看出,经历80kJ/cm模拟焊接热循环后的焊接热影响区粗晶区断口存在许多韧窝,而经历120kJ/cm焊接热循环冲击的粗晶区断口扫描中,基本都是解理断裂面,偶见韧性断裂区。断口扫描结果同冲击实验结果相符。
2.2 热影响区粗晶区的微观组织
不同热模拟焊接线能量热影响区粗晶区微观金相组织如图3所示。可以看出,模拟焊接热影响区粗晶区的组织非常复杂,经历不同线能量的粗晶区组织也不尽相同。60kJ/cm相对较小线能量的组织,以针状
铁素体、粒状贝氏体为主,几乎没有粗大的贝氏体及魏氏组织,原奥氏体晶界依稀可见,原奥氏体长大不明显,这种组织具有较好的强韧性匹配;随着线能量的增大,粗晶区组织晶粒变粗,晶界由明显、平直变为模糊,80,100kJ/cm焊接线能量的组织以贝氏体为主,另外含有少量的针状铁素体和多边形铁素体,偶见魏氏铁素体组织,其贝氏体呈板条状,板条束略显粗大,一个奥氏体晶粒内可见多条取向不同的贝氏体板条,贝氏体板条相互交错。当线能量达到120kJ/cm时,粗晶区组织进一步恶化,以粗大的板条贝氏体和魏氏组织为主,出现了沿晶界长大的晶界铁素体,甚至多个贝氏体板条横穿原奥氏体晶粒,组织间的MA组元开始组合变大。
上述模拟的CGHAZ组织随焊接线能量的变化而演变的趋势是:随着线能量的增大,高温停留时间延长,t8/5相应增加,冷却速率降低,原奥氏体晶粒尺寸都有所增大,组织的演变造成CGHAZ的冲击韧性随焊接线能量的增大而降低。
总之,随着热模拟线能量的增加,焊接热影响区粗晶区的组织逐渐粗大和恶化。组织以贝氏体为主,其中,60kJ/cm的组织较为细小,而120kJ/cm的组织最为粗大。
2.3 CGHAZ中第二相粒子析出
为了探究钢板焊接前后的粒子变化情况,对采用100kJ/cm线能量焊接热模拟试样及母材进行了碳膜萃取复型,在透射电镜上观察第二相粒子的变化情况。
母材及100kJ/cm焊接热模拟粗晶区中第二相粒子的形貌及能谱分析如图4所示。
由图4可知,无论是热循环前还是经过大热输入后,实验钢中均存在大量的第二相粒子的析出。尺寸约10～200nm,以20～80nm居多,也有个别粒子大于200nm,大都呈方形或长方形,有一小部分近圆形或长圆形。能谱及电子衍射分析表明,方形的粒子都是TiN。经过100kJ/cm的热输入后,实验钢CGHAZ析出第二相粒子与母材比,粒子的形貌及组成略有差异, 但数量相差较大。母材中含有大量的第二相粒子,大部分粒子是方形,小部分为圆形,弥散分布在视域内,偶尔见直径较大的矩形粒子(≈200nm);SAD斑点表明粒子具有面心立方结构,点阵常数为0.4345nm,选取典型粒子进行EDAX分析,其主要元素为Ti和Nb,质量分数分别为70.51%与29.49%,母材中的粒子应为[Ti,Nb(C,N)]的复合粒子。
而经过100kJ/cm的线能量输入后,CGHAZ析出的粒子密度有所减少,尺寸有所增大,仍为面心立方结构,点阵常数为0.4382nm,粒子成分为Ti=92.36%,Nb=7.64%,大部分都是TiN粒子。
3 讨论
3.1 线能量对CGHAZ组织的影响
从实验结果看,随着焊接线能量的增加,CGHAZ原始奥氏体晶粒不断粗化,粗大的铁素体板条数量随之增加,低温韧性不断恶化。
在焊接过程中,焊缝及其附近区域的金属经历了独特的焊接热循环过程。采用大线能量焊接,粗晶区金属处于过热状态,冷却速率慢,处于高温区时间较长,奥氏体晶粒粗化严重,易形成粗大的晶界铁素体、晶界铁素体侧板条和粗大的上贝氏体,采用中小线能量焊接,过热区冷却速率较快,处于高温时间较短,奥氏体晶粒粗化程度较小,易形成等轴铁素体、贝氏体组织,奥氏体晶粒急剧长大,冷却后易得到较为粗大的组织,引起该区的韧性下降。同时由于奥氏体极端过热,因而MA岛粗大,易成为裂纹源和裂纹扩展的通道,进一步降低该区韧性。
根据实验测出实验钢的Ac3约在860℃左右,不同线能量对应不同的t8/5时间,也就意味着不同冷速。由图1可知,60,80,100kJ/cm分别对应实验钢在奥氏体化状态停留时间55,86,127s。可以看出,随线能量的增大,材料在高温状态停留的时间越来越长,因此,奥氏体晶粒长大的程度不同,导致不同晶粒大小的原始奥氏体组织。晶粒越粗大,冷速越慢,在后期的相变过程中更容易形成晶界铁素体组织,恶化性能。
3.2 线能量对CGHAZ中第二相粒子的影响
从实验可知,组织中析出的第二相粒子尺寸大部分在50nm以下,在焊接热循环过程中,细小的第二相粒子能够钉扎原始奥氏体晶界,有效地阻止其晶粒的长大。粒子的钉扎力与单位体积的钢中粒子体积数成正比,与粒子的半径成反比,因此组织中析出的第二相粒子数量越多,尺寸越小,粒子对原始奥氏体晶界的钉扎力越大[3]。
由图4可以看出,经过焊接热循环后,实验钢粒子的平均尺寸显著增大,而数量显著减少。这是由于TiN粒子在热循环中发生了溶解及长大引起的[3]。粒子的溶解与长大使单位体积的钢中粒子体积数减小,粒子的半径增大,因此,在焊接热循环过程中,TiN粒子对奥氏体晶粒的钉扎力将逐渐减小。尽管如此,t8/5=225s的CGHAZ中仍保持了相当数量的粒子,其尺寸较小,在整个焊接循环过程中TiN粒子一直对奥氏体晶粒保持着足够大的钉扎力。
3.3 TiN对CGHAZ组织和性能的影响
合金元素Nb,Ti,V都会和钢中的碳、氮结合形成碳氮化物,相对于NbC,TiC,VC,NbN来说,TiN固溶温度很高,具有高的热稳定性[4,5,6],是相对难溶的析出物,焊接热循环造成热影响区奥氏体化,难溶的TiN粒子会对晶界起到钉扎作用,可有效阻止奥氏体晶界快速移动,细化奥氏体晶粒。实验钢中的铌消耗一部分氮,但在高温状态下,氮首先与Ti反应生成TiN,在随后的轧制、热处理过程中,Nb的析出会依附于原先析出的TiN包覆析出,因此,在母材中观察到Ti,Nb(CN)的复合析出物。在热循环过程中,Nb的析出物不断溶解,因此在经过100kJ/cm的热循环后,CGHAZ观察到的析出物铌含量很少,大部分是Ti,因此真正起到细化晶粒的是TiN粒子,而正是由于实验钢中存在大量的弥散分布的细小的TiN粒子,促使CGHAZ中针状铁素体的形成,并抑制粗大贝氏体、魏氏体及块状铁素体的形成,从而使得实验钢在100kJ/cm的热输入冲击下,CGHAZ仍能保持较好的低温冲击韧性。
4 结论
(1)随着焊接热输入的增加,CGHAZ奥氏体晶粒不断长大,粗大的铁素体板条数量随之增加。组织不断粗化,韧性越来越恶化。
(2)实验钢中存在大量细小弥散的TiN粒子,尺寸在20～200nm之间,有效阻止奥氏体晶粒的长大,促进针状铁素体的形成,有效细化大热输入焊接热循环后热影响区粗晶区的晶粒,改善性能。
(3)实验钢具有较好的耐大热输入焊接的性能,随着热输入60kJ/cm升高到100kJ/cm,CGHAZ区具有良好的低温韧性。粗晶区原始奥氏体晶粒长大不严重,只有增加到120kJ/cm时,原始奥氏体迅速长大,二次组织开始出现魏氏铁素体,导致韧性恶化。
摘要：采用焊接热模拟技术,研究不同焊接热输入条件下焊接热循环对石油储罐钢焊接热影响区粗晶区(CGHAZ)的组织和性能的影响。结果表明:实验钢在80100kJ/cm的大热输入下,热影响区仍能够保持良好的低温韧性;随着焊接热输入的增加,实验钢CGHAZ组织变粗大,低温冲击功下降;钢中弥散分布着大量细小TiN粒子,在焊接热循环中抑制原奥氏体长大和作为形核点促进针状铁素体形成,是保证钢板具有良好的抗大线能量焊接性能的主要原因。
关键词：热模拟,石油储罐钢,热影响区粗晶区,TiN粒子,大线能量焊接
参考文献
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石油储罐钢 篇2
液化石油气储罐热响应影响因素模拟分析
液化石油气储罐在火灾作用下内部的温度和压力迅速上升,会引起储罐爆炸,进而酿成危害性更大的二次灾害.为了揭示液化石油气储罐对火灾的热响应规律,介绍了液化石油气储罐在火灾下的热响应过程和机理,应用数值模拟程序LPGTRS对热响应过程进行模拟,并对各影响因素对热响应的影响进行了定量模拟分析.从影响储罐热响应的因素分析可知,安全阀、绝热保护层、充装率、火焰环境温度、储罐大小等对储罐的`压力和温度响应都有明显影响.因此,可以采取增加安全阀排放面积和绝热保护层厚度,控制储罐的充装率等,来减缓储罐在火灾作用下的压力和温度升高速度,从而为防止储罐爆炸和灭火救援提供时间和安全保障.
作 者：邢志祥 蒋军成 葛秀坤 Xing Zhixiang Jiang Juncheng Ge Xiukun 作者单位：邢志祥,Xing Zhixiang(中国人民武装警察部队学院消防指挥系)蒋军成,葛秀坤,Jiang Juncheng,Ge Xiukun(南京工业大学城市建设与安全环境学院)
刊 名：石油机械 ISTIC PKU英文刊名：CHINA PETROLEUM MACHINERY 年，卷(期)：2005 33(4) 分类号： 关键词：液化石油气 储罐 火灾 热响应 影响因素 模拟分析钢储罐地基处理方案设计 篇3
本文根据笔者近年来对储罐基础的设计经验, 通过典型案例对软弱土层地基、湿陷性黄土地基等复杂地基上进行钢储罐基础设计作出的一些探讨和经验总结, 并希望对以后储油罐设计提供一些经验。
1 工程设计实例
3万立方原油储罐规模适中, 炼厂建设较多, 本文通过对3万立方原油储罐在3个不同地质条件工程所采用的相应地基 (基础) 形式的设计, 对储罐地基 (基础) 的设计进行分析。
具体工程场地概况及设计方案选择如下:
1.1 新疆奎山宝塔石化公司
项目位于新疆奎屯-独山子石化工业区, 勘探结果表明, 该场地处于奎屯河冲击区, 由新生代沉积物组成, 厚度巨大, 主要为第三系硬质岩。上部第四系主要堆积物卵石、砾石为主, 厚度800米以上。卵石层承载力fa=450k Pa, 压缩模量Es=45MPa。
经分析, 该场地属硬质场地, 地基承载力和稳定性良好, 均能满足基础设计的需要, 且土层开挖浅, 无超开挖。故决定采用天然地基, 选用卵石层为持力层, 基础采用环墙基础。
1.2 山东天弘化学公司
项目位于山东东营港经济开发区, 勘探结果表明, 该场地为第四纪河流冲积及海陆交互相沉积物所覆盖, 以粘性土、粉土、粉细砂等中软土为主, 局部分布有软土地层。勘探结果表明, 在罐基础影响深度范围内各主要土层的地基承载力fa介于90-100 k Pa之间, 压缩模量Es介于4-8 MPa之间。属中软场地。
经分析, 本场地软土层分布层多、厚度大, 地表以下28米内均有软土层分布。若采用复合地基处理, 根据当地经验常用的水泥土搅拌处理后承载力最多能达到200k Pa, 且处理深度有限, 复合地基不能满足3万立方罐的地基承载力和变形需要;又因土层有含水率高的黏性土层, 故不能采用强夯置换处理;最终设计采用两种设计方案:方案2A为管桩和筏板基础, 方案2B为管桩-水泥土搅拌桩复合地基、环墙基础, 管桩持力层为28米下的中粗砂层。管桩和管桩-粉喷桩复合地基详见上图。
1.3 中石油庆阳石化公司
项目位于甘肃省庆阳市西峰区董志镇, 属于我国最大的黄土塬-董志塬。勘探结果表明, 该场地地质构造为鄂尔多斯台地, 自第四世以来沉积了300多米的原生黄土地层, 且为自重湿陷性黄土, 场地黄土的湿陷性等级为Ⅱ级。
经分析, 必须对场地地基土进行处理以部分消除湿陷性, 并提高承载力后方可作为原油罐的良好地基, 依据《湿陷性黄土地基建筑规范》设计采用12000k N.m夯击能分5遍夯击进行强夯处理。经检测, 强夯加固处理后的地基承载力特征值fak≥250k Pa, 压缩模量Es≥20MPa。有效处理深度不小11m, 场地整体夯沉量15米。强夯处理后场地地面标高不低于设计竖向地面标高以下1.0m。
2 方案对比
以上4种方案针对不同的软土和湿陷性黄土场地选择了较为经济适用的地基处理方案, 经过实践检验证明均能满足设计和使用要求。列表1如下:
可以看出, 采用环墙基础, 可以大大节省基础的造价。在相同的软土场地, 采用刚柔性复合地基处理比采用刚性桩费用降低很多, 且处理效果良好。湿陷性黄土经过处理后可以满足一般储罐的基础设计要求。
3 结束语
通过对以上4种设计方案以及更多相似工程的成功实施, 经现场检测和投产后的观测表明:在软土地基上较大型油罐使用管桩-粉喷桩 (刚柔性复合地基) 对处理储罐的不均匀沉降倾斜和提高承载力是经济、有效的;对于湿陷土地基、液化土地基通过强夯、置换挤密等措施处理后已能满足正常使用的沉降要求。
油罐基础与一般的设备基础相比, 虽然要求更高的地基土强度和压缩性能, 但单个基础底面积大, 便于选用各种不同的地基处理方法, 针对不同的施工条件灵活选用优化的地基方案可以加快工程进度、节省投资。
参考文献
[1]SH/T3068-2007.石油化工钢储罐地基与基础设计规范.北京:中国石化出版社[1]SH/T3068-2007.石油化工钢储罐地基与基础设计规范.北京:中国石化出版社
谈钢储罐环墙基础的设计与构造 篇4
储罐是工业生产中经常用到的设备,其基础形式可分为护坡式基础、环墙式基础、外环墙式基础和桩基基础。下面就浅谈一下钢储罐环墙基础的设计和构造。
1 环墙式基础的特点
钢储罐环墙式基础与一般的建构筑物基础不同。一般建构筑物整个上部荷载都是通过基础传递和扩散到地基上的,基础是建构筑物不可缺少的一部分。然而,钢储罐环墙式基础却有着本质的区别,储罐的荷载大部分都是通过罐底直接传递到地基上。环墙式基础作为储罐罐壁与地基的连接体,承受着储罐罐壁、罐壁外的保温材料、储罐顶以及小部分介质的荷载。同时钢筋混凝土环墙具有一定的刚度,在地基出现不均匀沉降时,可以通过环墙基础的调整,起到变形协调的作用,使地基的局部变形不直接的反映到储罐罐壁上来。钢筋混凝土环墙基础能很好的约束环墙基础内各压密的垫层,使各压密垫层形成的圆柱形弹性块体能与环墙共同工作,对调整储罐罐底范围内地基的差异沉降也有一定的作用。
2 设置环墙的好处
1)钢筋混凝土环墙对地基的变形具有一定的协调作用,可以减少储罐罐壁的变形,避免浮顶罐的浮顶不能上浮的现象。
2)环墙是储罐与地基很好的连接体,罐体的荷载可以通过环墙比较均匀的传递给地基。
3)钢筋混凝土环墙耐冲刷,可以防止环墙内压密垫层被冲刷流失,保证罐底各垫层的密实稳定。
4)能有效的减少占地面积。
3 采用环墙式基础的地基情况
1)当地基土承载力特征值不小于基底平均压力、地基变形满足规范要求且场地不受限制时,可采用环墙式基础。
2)当地基土承载力特征值小于基底平均压力,但地基变形满足规范规定的允许值,且经过地基处理后或经充水预压后能满足承载力的要求时,宜采用环墙式基础。
3)当地基土的承载力特征值小于基底平均压力、地基变形不能满足规范规定的允许值、地震作用下地基有液化土层,经过地基处理或充水预压后能满足承载力的要求和规范规定的地基变形允许值或液化土层消除程度满足有关规定时,宜采用环墙式基础。
4)当建筑场地受限制及储罐设备有特殊要求时,应采用环墙式基础。
4 环墙计算
4.1 环墙厚度计算
根据GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范采用下式计算:
其中,β为罐壁伸入环墙顶面宽度系数,可取0.4～0.6,β是一个范围值,我们在计算b值时,可以先假定β值,然后根据计算的b值适当调整β值;或者先假定一个满足构造要求的b值(b≥250 mm) 求β值。其他参数按照GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范采用。
4.2 环墙作用力计算
环墙单位高度环向力设计值,可分充水试压和正常使用两种情况。
充水试压时,可按下式计算:
正常使用时,可按下式计算:
以上两式中的各参数参照GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范采用,在进行配筋计算时应取充水试压和正常使用时的较大值。
4.3 环墙配筋计算
根据GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范环墙单位高度环向钢筋的截面面积,可按下式计算:
4.4 地基承载力计算
对天然地基或处理后的地基上的储罐基础,其底面(持力层顶面)处的压力应符合下式要求:Pk≤fa。
5 环墙式基础的构造
1)储罐基础顶面周边高出设计地面高度(不含预抬高的高度)不宜小于300 mm。
2)钢筋混凝土环墙厚度不宜小于250 mm,环墙顶面应在储罐内壁向中心20 mm处做成1∶2的坡度,储罐内壁至环墙外缘尺寸不宜小于100 mm。
3)储罐基础顶面应设置厚度宜为80 mm～150 mm的沥青砂绝缘层,压实系数不应小于0.95。中砂与石油沥青的重量配比宜为93∶7;基础表面的沥青砂绝缘层在任意方向上不应有突起的棱角,从中心向周边拉线测量基础表面凹凸度不应超过25 mm。
4)沥青砂绝缘层下面,应设置中粗砂垫层;中粗砂垫层厚度不应小于300 mm。压实系数不应小于0.96。
5)中粗砂垫层下回填土的压实系数不应小于0.96。
6)除岩石地基外,环墙式基础的埋深(以沉降基本稳定为准)不宜小于600 mm,在地震区,当地基土有液化可能时,埋深不宜小于1 000 mm;在寒冷地区储罐基础埋深宜满足冻土深度要求,无法满足时应采取防冻胀措施。
7)应在储罐基础周边均匀设置孔径宜为50 mm的泄露孔。
8)钢筋混凝土环墙顶面宜设置厚度为20 mm～30 mm的1∶2水泥砂浆或厚度为50 mm的C30细石混凝土找平层,环墙顶面的水平度在表面任意10 m弧长上不应超过±3.5 mm,在整个圆周上,从平均的标高计算不应超过±6.5 mm。
9)钢筋混凝土环墙的环向受力钢筋的混凝土保护层最小厚度不应小于40 mm。
10)钢筋混凝土环墙的环向受力钢筋截面最小总配筋率不应小于0.4%,且应按环墙全截面计算。
11)环向受力钢筋接头应采用机械连接或焊接连接。
12)钢筋混凝土环墙弧长大于40 m时,宜留宽度为900 mm～1 000 mm的后浇带,并应在保证钢筋连续的原则下分段浇筑,后浇带混凝土强度等级应提高一级,或采取其他有效措施。
13)储罐前操作平台的基础应与钢筋混凝土环墙基础分开。
6环墙基础计算举例
6.1 设计条件
一个5 000 m3钢制储罐,罐底直径23 850 mm,罐体直径23 700 mm,储罐总高度15 085 mm,罐体高12 482 mm,基础顶面到储罐内最高液面高度为12 000 mm,罐内设计储液密度10 kN/m3,储罐空重为1 281.7 kN,充水质量为55 000 kN,储罐最大质量56 281.7 kN,储罐平均壁厚为9 mm。罐基础顶面高于地面标高1 m,基础埋深1.5 m,修正后的地基承载力特征值为200 kPa。
6.2 基础截面选择
根据GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范,钢筋混凝土等截面环墙的厚度可按下式计算:
根据GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范第7.1.9条知钢筋混凝土环墙厚度不宜小于250 mm,所以取b=250 mm。
6.3 地基承载力计算
即:Pk=170.72 kPa<fa=200 kPa,满足要求。
6.4 环墙单位高度环向力计算
根据GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范的要求,充水试压时:
正常使用时:
6.5 配筋计算
根据GB 50473-2008钢制储罐地基基础设计规范,取fy=300 N/mm2,环墙单位高度环向钢筋的截面面积按下式计算:
实配钢筋直径18 mm,间距200 mm。
摘要：对钢储罐钢筋混凝土环墙基础的特点、作用、设置环墙的地基条件、采用的设计方法及环墙基础的构造要求进行了介绍,并结合工程实例进行分析,对类似工程环墙基础设计与计算具有一定指导意义。
关键词：储罐,环墙基础,设计,构造
参考文献
[1]GB50473-2008,钢制储罐地基基础设计规范[S].
石油储罐泄漏事故分析 篇5
一、研究对象和基本参数
以圆柱形浮顶储罐为研究对象, 储罐体积2 000 m3 (常压) , 出料管道直径100 mm;裂口之上液位高5 m。储罐区防液堤内面积6 720 m2。汽油密度0.77 g/m L;汽油燃烧热43 000 k J/kg, 汽油燃烧速度0.022 5 kg/ (m2·s) 。
二、泄漏事故分析
汽油是易挥发、易燃的液体, 储存在常温、常压储罐中, 储罐及管道因质量问题出现裂纹, 使得罐体与管道、阀门连接处松动, 就有可能引起汽油泄漏。汽油泄漏后, 会聚集在防液堤内或地势低洼处形成一个液池。由于汽油闪点很低, 极易燃烧, 一旦遇到点火源就会引发池火灾。
三、泄漏计算
1. 泄漏速度。汽油的泄漏速度可用流体力学中的伯努利方程计算, 其泄漏速度为
式 (1) 中, Q0为流体泄漏速度, Cd为流体泄漏系数, A为裂口面积, ρ为泄漏流体密度, P为特体的储存压力, P0为外界环境压力, g为重力加速度, h为裂口之上液位高度。
由于出料管为圆形, 且储存物料的雷诺数都小于100, 故其泄漏系数Cd为0.50;管道直径为100 mm, 经计算可知裂口面积A为0.007 85 m2。
将相关数据代入式 (1) , 可得Q0=42.312 kg/s。
2. 液池半径。液池半径根据液池面积计算。
(1) 瞬时泄漏 (泄漏时间不超过30s) 可按下式计算:
式 (2) 中, r为液池半径, m为泄露的流体质量, p为设备内的液体压力, t为泄漏时间。汽油泄漏时间为30 s时, 将相关数据代入式 (3) , 可得r 30 s=1.36 m
(2) 连续泄漏 (泄漏持续10 min以上) 时, 液池半径按下式计算:
汽油储罐泄漏时间为10 min时, 将相关数据代入式 (3) , 可知r10 min=271.36 m。
上述方法所得的液池半径是根据无防溢堤时液体泄漏所达的面积计算的, 但是一般储罐区防溢堤的面积远小于计算所得液池面积, 故在实际计算时可根据防护堤所围池的面积S来计算池直径D, 计算公式如下:
考虑到该储罐区防液堤内面积6 720 m2, 则泄漏10 min液池半径为40.06 m。
四、汽油储罐泄漏池火灾事故模拟分析计算
汽油液体泄漏后会形成液池, 由于汽油极易挥发, 随着温度和压力的上升, 油料的挥发速度也逐渐加快, 挥发的油蒸气迅速与空气混合, 形成可燃混合气, 一旦遇到足够的点火能量, 就会发生池火灾。本文, 笔者模拟池火灾事故形式, 对其进行分析和评价。
1. 确定火焰高度。计算公式如下:
式 (5) 中, H为火焰高度, D为直, (泄漏30s时D为2.72m, 泄漏10 min时D为80.12m) , mf为燃烧速率, p0为空气密度 (常温为1.293 kg/m3) 。将上述数据代入式 (5) , 有
2. 液池燃烧总热辐射通量。
火灾主要通过辐射热的方式破坏周围环境设施, 当火灾所产生的热辐射强度足够大时, 可使周围的物体变形或燃烧, 强烈的热辐射可能烧死或烧伤周围的工作人员, 毁坏储油装置或设备。液池燃烧时放出的总热辐射通量按下式计算:
式 (6) 中, Q为总热辐射通量;η为效率因子, 可取0.13~0.35, 一般取0.15;Hc为液体燃烧热。
将相关数据代入式 (5) , 可得
3. 汽油储罐泄漏池火灾伤害半径。
假设全部热辐射量由液池中心点的小球面辐射出来, 则在距离池中心某一距离r处的入射热辐射强度为
式 (7) 中, I为热辐射强度, X为目标到液池中心的水平距离, tc为热传导系数, 在无相对理想的数据时, 可取值为1。
热辐射造成的损坏情况取决于人员或设备、物体所在位置的辐射热的大小。可以按单位表面积受到热辐射的大小计算热辐射量, 也可以按单位表面积受到的热辐射功率的大小计算热辐射量。不同入射热辐射通量造成的损失见表1。
根据式 (5) 以及表1热辐射入射通量所造成的事故损失情况, 计算事故伤害半径, 计算结果见表2。
石油储罐钢 篇6
关键词：石油储罐,安装焊接工艺,焊接变形对策
石油储罐罐体材料都属于薄壁钢板加工焊接成型, 焊缝较多, 存在很多焊接方法, 最容易产生明显的波浪形变形。
1 石油储罐焊接变形的原因探析
笔者结合包头新贤城油库10000m3石油储罐工程生产全过程按顺序进行分析, 产生石油储罐变形的主要原因有以下五点:
(1) 底边板与中幅板间焊缝由于板件间径向焊缝收缩引起底边板变形, (2) 中幅板间焊缝收缩引起的变形; (3) 底边板与壁板间环焊缝的环向焊缝收缩引起底边板与壁板角的变形; (4) 壁板的焊缝的横向和纵向间焊缝收缩对钢板产生的应力导致的变形 (5) 由于焊材和焊机原因引起温度失衡, 产生焊缝变形。
上述五种焊缝间的综合叠加作用使钢板失去平衡, 造成严重变形。
2 在施工中对石油储罐焊接引起的变形应采取的如下几方面解决的对策
2.1 材料选择
(1) 钢板要选择要符合国家标准的优质钢板; (2) 焊材要选择符合设计标准和国家标准的焊接材料; (3) 并要选择可焊性更好的材料, 在保证满足各项技术数据的条件下, 采购比较方便的材料。
2.2 设备选择
选择好的设备可以在一定程度上预防石油储罐变形, 要选择同一型号综合性能指标良好的焊接设备, 只有综合性能指标良好的焊接设备才能保证焊接质量的稳定性。
2.3 加强员工焊接技能培训
(1) 提高员工自身焊接技术水平, 经常加强道德思想教育, 使员工有一个责任心, 认识到只有一个具备较高职业道德和很强的质量意思的员工, 才能保证工程质量; (2) 焊接工作前必须做好充分交底工作, 包括技术安全, 设备的使用技术安全等; (3) 在焊接中要焊工要连续作业, 做到排除一切干扰, 专心致志的焊接工作。
2.4 选择制定合理的排版设计方案
(1) 排版设计方案必须满足《GB50128-2005规范》要求; (2) 为了减少现场焊接收缩变形, 技术人员排版设计时, 在符合规范和设计要求的下, 尽量采用大料排版, 并且焊缝对称布置, 以减少变形量。
(3) 罐底板的排版时, 排版直径按设计图纸的直径要放大0.15%~2%, 以补偿焊缝的纵向和横向焊接的变形收缩量。 (4) 采用代垫板的对接焊缝或者Z形搭接焊缝相当于钢板在焊缝位置增加了加强筋, 增强了底板的结构的刚度, 抵抗了失稳变形的能力得到加强, 使横向收缩变形和角变形变小。 (5) 排版应尽量采取对称轴形式排料。
2.5 选择合理的施工环境
(1) 材料的存放处应设防雨棚, 防止材料湿度过大, 材料不能露天保存, 要避免风吹日晒。 (2) 焊接材料对湿度要求比较严格, 因此为了保证焊接质量, 就必须营放在通风良好的室内存放。 (3) 焊条在使用时必须用干燥桶干燥。
2.6 焊接工艺选择合理
在焊接前, 技术人员在选择系统的焊接工艺, 把工艺流程, 焊材管理, 焊接规范参数, 焊接温度控制, 热处理等环节向员工进行交底;
3 石油罐体焊接工艺策略
为了保证工程质量和焊接的稳定性, 选择合理有序的焊接工艺流程, 是一个至关重要问题;笔者将对石油罐体焊接工艺的焊接工艺流程以及策略进行介绍;
(1) 罐底板的安装焊接工艺
石油储罐的罐底板是整个储罐的基础部位, 质量的好坏直接影响到整个罐体, 也就是底板的变形量直接关系到储罐制作安装的质量, 石油储罐的底产发生了变形, 那么石油储罐的承载力和稳定性就会产生降低, 严重时就会整个罐底板报废, 因此罐底板的安装焊接程序, 直接影响整个罐体的稳定性, 值得施工企业引起关注的事项。
(2) 罐底和中幅板焊接工艺
(1) 罐底及中幅板按照排版图将加工成料板按编号顺序铺在罐基础上; (2) 油库罐底板和中幅板采用搭接形式, 焊接采用手工电弧焊接。
(3) 中幅板的焊接原则按规范规定, 是先焊短缝, 再焊长缝, 最后焊接通长缝顺序进行。 (4) 中幅板焊接顺序, 由罐中心向外焊接, 焊接时应隔一道焊一道 (5) 中幅板通长缝焊接采用由多名焊工均匀分布, 同向、同步施焊。 (6) 罐底边缘板的焊接应先进行弓形边缘板首先焊接对接焊缝, 再焊搭接焊缝, 施焊时应由内向外分段进行, 以减少焊缝的变形。
(7) 罐底与壁板大角缝的焊接, 在大角缝焊接前应在内侧 (底圈壁板与罐底边缘板之间) 加斜撑加固, 斜撑间距为1~1.5米左右, 在最后一圈罐壁环缝组对焊接完成后, 再由多名焊工均匀分布焊接罐底与壁板大角缝的焊缝, 先焊内侧底层, 再将外侧焊完, 最后将内侧焊完。待底板焊接完成后可拆除斜撑加固。
(3) 罐壁板的焊接工艺
(1) 罐壁板的焊接顺序为:先焊接立缝, 后焊接环缝。 (2) 罐壁立缝焊接时应由一名焊工一块板一道缝分布, 同时同向施焊。封底焊时应分段退焊, 退步长度为800mm左右。 (3) 罐壁环逢焊接由一名焊工一块板一道缝分布, 同时同向施焊。封底焊时分段退焊, 退步长度为1000mm左右。 (4) 焊工不得在母材上引弧, 采用多层焊时, 层间接头应错开50mm以上。 (5) 罐壁焊缝背面采用手工碳弧气刨清根, 并用砂轮机修磨光滑, 清除缺陷, 磨去炭化层。
(4) 罐体固定顶焊接工艺
(1) 罐顶板单片预制时采用对接焊缝, 将预制好的罐顶板放置在胎具上按图纸要求预制, 在预制平台上组装焊接。 (2) 连接板与筋板间的搭接焊缝及筋板间的T形接头应采用双面满角焊。 (3) 罐顶板安装焊缝采用搭接焊缝, 铺设完毕后, 进行罐顶焊接。 (4) 焊接顺序是:先焊纵缝, 后焊与包边角钢间的环缝。 (5) 罐顶的焊接应由一名焊工一块板一道缝分布对称分布, 同步、同向、小电流施焊。 (6) 隔一道焊一道, 且采用分段退焊, 退步长度为1m (7) 罐顶大圈缝由多名焊工均匀分布, 同时同向施焊。
(5) 罐体附件焊接工艺
(1) 罐附件安装焊缝及开孔接管与罐体等构件的焊缝距离, 必须符合规范和设计说明要求。 (2) 焊接时, 焊工要认真组对附件, 所有角焊缝的焊脚高度应符合规范和图纸要求。 (3) 焊肉必须饱满, 没无漏焊、没有表面裂纹、气孔、夹渣等缺陷。成形要美观大方。
4 结束语
钢制罐体是石油企业重要工业存储设备, 因受油库特殊环境要求, 要求的安全性, 封闭性和稳定性是极高的, 焊接的工艺质量直接影响到罐体的安全性, 封闭性和稳定性, 解决焊接过程中容易发生变形的几个部位, 极容易产生断裂部位, 是在实际的焊接过程中, 合理安排焊接工艺流程, 加强焊接工艺技术质量要求管理, 就可以减少罐体发生变形的可能性, 确保运行和国家及人们的生命安全。
参考文献
[1]孔祥章.防止大型油罐底板焊接的变形《化工设备与管道》2001- (5) .
石油储罐的腐蚀及防护措施探讨 篇7
关键词：石油储罐,防腐措施,腐蚀
引言
石油储罐的防腐一直以来都是石油化工产业关注的热点问题, 尤其是近年来我国石油工业的蓬勃发展, 以及市场对于石油需求量大幅增长, 石油储罐作为石油原油、成品油的储存装置, 其数量和规模日益增多, 因此, 石油储罐的腐蚀及防护就显得尤为重要。若不能基于石油储罐的实际运行情况来进行防腐处理, 那么, 轻则会出现腐蚀穿孔, 重则会引起石油储罐爆炸, 进而造成严重的人员伤亡和财产损失。
1 石油储罐的腐蚀机理及原因分析
石油储罐往往很容易遭受内、外环境介质的腐蚀, 外部腐蚀为杂散电流干扰腐蚀、土壤腐蚀、大气腐蚀及保温层结垢吸水后的腐蚀影响。内腐蚀则为石油储罐内积水、内部存储介质及罐内凝结水汽所造成的腐蚀影响。
1.1 罐体钢板的腐蚀
储罐底板会受到所处大气环境中的二氧化碳、水蒸气、氧、二氧化氮、硫化氢等物质的腐蚀。另外, 大气环境中的水气会在储罐底板冷凝而形成水膜, 水膜会起到电解液的作用, 进而电化学腐蚀罐体钢板。
1.2 储罐内表面的腐蚀
储罐内表面会受到罐内水、氧等物质的影响而出现腐蚀现象, 同时储罐中的石油会携带大量的腐蚀性离子, 一旦与储罐内表面相互接触, 那么就会在储罐内表面吸附上腐蚀性离子。腐蚀性离子随着时间的积累会越积越多, 然后腐蚀储罐内表面。
1.3 储罐底板的腐蚀
石油储罐内所贮藏的石油往往都会含有一定的水分, 经过长时间的沉积, 这些水分就会逐渐在储罐底部形成沉积水。虽然石油储罐底部会设置污水排放系统, 但是往往不能排完沉积水, 沉积水中含有大量的酸类物质、氧类物质、硫化物、氯化物等, 它们会腐蚀。另外, 储罐底部还会沉积大量的储罐腐蚀产物及石油中的固体杂质, 它们会形成了若干个腐蚀电池, 产生电化学腐蚀。在多种介质同时存在情况下, 石油储罐会出现以下几种腐蚀。
(1) H2S引起的腐蚀:
(2) CO2引起的腐蚀:
(3) 在碱液环境下的直接腐蚀:
2 石油储罐的防腐措施
2.1 采用热喷铝技术
通常而言, 罐内壁是石油储罐中腐蚀较为严重的部位, 而采用热喷铝技术能够较好地解决这个问题, 它能够避免罐内的H2S、氧气等腐蚀性物质与罐体进行反应, 能够较好地避免出现油罐腐蚀的情况。储罐内壁热喷铝与其它喷涂方法相比, 对人体健康的危害较小, 投资节省55%, 结合强度大, 还能够大大延长石油储罐的使用寿命。
2.2 优化工程设计
石油储罐在设计过程中, 除了要对工艺要求进行满足外, 还应该减少储罐内部腐蚀条件, 避免出现流动不畅及死角。因此, 与内浮顶油罐相比, 外浮顶油罐更加适用于那些新设计建造的油罐。这是由于外浮顶油罐能够对罐内的含硫水分、硫化氢气体进行去除或者稀释, 从而最大程度地避免出现罐内腐蚀现象。值得注意的是, 在储罐建筑施工过程中, 要注意将那些不合理沉降和焊接应力消除, 确保质量。
2.3 添加缓蚀剂
缓蚀剂能够有效地减缓石油储罐受腐蚀的程度, 其用途主要有3类:第一类, 用于气相部分;第二类, 用于防止油层接触金属;第三类, 用于防止底部沉积水腐蚀。
2.4 涂料防护
涂料防护是石油储罐常用的防腐措施之一, 一般会在石油储罐内涂刷3遍油罐防腐涂料, 总厚度为0.2~0.3mm。油罐防腐涂料的性能要求要高于普通涂料, 要求具有较佳的防腐防锈耐候性能, 对油品无污染, 能够耐溶剂、抗静电。例如H94阻燃导静电耐温防腐涂料就是较佳的储罐防腐涂料, 集阻燃、导静电、耐温、耐油、耐水、耐酸碱盐等介质于一体。涂料分为底层涂料和面层涂料两种, 每种涂料均由甲、乙两组份组成。常温石油储罐涂装顺序如下:1第一道涂装:组份为底漆甲组份+乙组份, 配比为20∶1.1, 颜色为酱红, 标准厚度30~50μm, 用漆量控制在130 g/m2上下;2第二道涂装:组份为底漆甲组份+乙组份, 配比为20∶1.1, 颜色为酱红, 标准厚度30~50μm, 用漆量控制在130g/m2上下;3第三道涂装:组份为面漆甲组份+乙组份, 配比为20∶1.1, 颜色为浅灰, 标准厚度30~50μm, 用漆量控制在130 g/m2上下;4第四道涂装:组份为面漆甲组份+乙组份, 配比为20∶1.1, 颜色为浅灰, 标准厚度30~50μm, 用漆量控制在130 g/m2上下。高温石油储罐 (80℃) 涂装顺序如下:1第一道涂装:组份为底漆甲组份+乙组份, 配比为20∶1.1, 颜色为酱红, 标准厚度30~50μm, 用漆量控制在130 g/m2上下;2第二道涂装:组份为底漆甲组份+乙组份+隔热材料, 配比为20∶1.1:1.6, 颜色为酱红, 标准厚度60~80μm, 用漆量控制在160g/m2上下;3第三道涂装:组份为面漆甲组份+乙组份+隔热材料, 配比为20∶1.1:1.6, 颜色为浅灰, 标准厚度60~80μm, 用漆量控制在160 g/m2上下;4第四道涂装:组份为面漆甲组份+乙组份, 配比为20∶1.1, 颜色为浅灰, 标准厚度30~50μm, 用漆量控制在130 g/m2上下。
2.5 石油储罐防府配套方案
(1) 喷砂除锈处理石油储罐内外表面, 将储罐的金属基体露出。务必要将石油储罐金属表面上的锈蚀产物、氧化皮、油污等杂质全部去除, 让金属本色呈现出均匀一致。
(2) 喷涂金属铝, 涂层表面务必要做到均匀, 不能出现掉块、裂纹、起皮、大溶滴、鼓泡的现象, 金属涂层厚度应该控制在0.1~0.3mm。为了将喷铝层表面微孔消除掉, 应该在热喷涂金属铝涂层表面喷涂一层封孔底漆。
(3) 高效铝牺牲阳极块应该在石油储罐底部进行安装, 阳极块的密度及数量应该基于储罐内牺牲阳极块的型号、污水电导率、所需保护面积等情况来进行合理布置, 同时, 采用焊接方式进行连接, 为了确保焊接牢固, 焊缝长度应该不小于10cm, 在安装完毕后, 还应该补涂焊接部位的涂料。
3 结论
总之, 通过对石油储罐的腐蚀影响因素及腐蚀机理分析, 可以看出罐体钢板、储罐内表面、储罐底板是石油储罐主要的腐蚀部位, 会对石油储罐的安全运行造成巨大的影响。因此, 应该要大力加强石油储罐的防腐工作, 实现石油储罐的高效、安全、可持续性运行。
参考文献
[1]叶栋文, 王岳, 郭光利.原油储罐的腐蚀机理及防腐措施[J].石油规划设计.2011, 33 (02) :120-123.
[2]谢水海.石油储罐防腐蚀技术规范在镇海炼化的实施[J].石油化工腐蚀与防护.2011, 25 (02) :143-145.
[3]于凤昌.原油中不同硫化物的腐蚀研究[J].石油化工腐蚀与防护.2011, 27 (02) :167-178.
[4]金利锋.成品油储罐底板腐蚀的因素分析[J].石油库与加油站.2011, 37 (02) :130-133.
在用液化石油气储罐分层分析 篇8
1 鼓包/分层情况发现
宏观检查
将手电筒的光轴线与罐体母线平行照射观察, 利用光线在该部位罐壁产生的明暗阴影差别形成的立体感就能发现鼓包。再用手摸, 能感到罐体内表面有明显的凸起感。在罐体气液相间均发现有鼓包, 主要集中在罐体底部, 且封头未发现鼓包。用蓝色粉笔标出了鼓包位置, 共计56个, 鼓包高度在3~16mm之间, 鼓包直径20~120mm。部分鼓包用肉眼可见裂纹。
2 鼓包的定量检测
2.1 壁厚测定
用超声波测厚仪对鼓包表面测定, 厚度值在5.0~12.0mm之间, 对罐体未鼓包处测厚时, 发现有的部位壁厚在17.6~18.0mm之间, 有的厚度在5.0~11.6mm之间跳动, 我就标出鼓包及壁厚在5.0~11.6mm之间的测厚点准确坐标, 从罐体外壁对同一部位进行测量, 发现同一部位内外测量值之和约等于18.0mm, 初步判定母材有夹层缺陷存在。
2.2 硬度测定
罐体内外表面正常部位硬度值在HB120~150之间, 鼓包处硬度值HB85~110之间, 鼓包处的硬度值低于正常部位的硬度值。封头硬度值在HB120~140之间。
2.3 超声探伤
对母材未鼓包的部位进行超声探伤检查, 发现罐体多处存在夹层。夹层离外表面距离在7~13mm之间, 夹层面积在1~1600cm2之间, 夹层与自由表面平行, 封头未发现夹层、夹杂等缺陷。
2.4 磁粉探伤
对鼓包进行磁粉探伤, 发现部分鼓包表面有裂纹存在。
3 鼓包的原因分析
腐蚀环境
当化工容器接触的介质同时符合下列各项条件时, 即为湿H2S应力腐蚀环境:
(1) 温度小于等于 (60+2P) ℃;P为压力, MPa (表压) ;
(2) H2S分压大于等于0.00035MPa, 即相当于常温下在水中的H2S溶解度大于等于10p.p.m;
(3) 介质中含有液相水或处于水的露点湿度以下;
(4) Ph<9或有氰化物 (CHN) 存在。
夹层和鼓包缺陷是属氢致开裂造成的。氢致开裂是指碳钢及低合金钢在硫化氢的环境中, 因腐蚀而生成的氢侵入钢中, 局部集聚, 致使在钢材轧制方向上发生台阶状开裂。
对该厂液化石油气进行抽样分析, 发现里面含有较高浓度的H2S, 水含量也高, 符合上述湿H2S应力腐蚀环境。腐蚀过程为:硫化氢遇水电离:
H2S (电离) →HS-+H+
HS-+Fe (水) →Fe S+H++2e-
2H++2e-→2[H]
夹层和鼓包形成过程是:H原子侵入钢中空穴或非金属夹杂物与金属界面, 转化为氢原子, 即H+H→H2, H2气体体积膨胀, 增大空穴或夹杂物与金属界面之间的内压, 这个内压越来越大, 可使金属材料撕开, 空穴和非金属夹杂物越多越密集, 金属材料越易撕开, 这些不同界面, 不同位置的空穴连通一起, 就形成了高低不平, 凹凸起伏的分层缺陷。空穴内压力不断增大, 上层钢板便向外鼓起而成鼓包。因为鼓包内的气体是氢气, 所以把这种鼓包称之为氢鼓包, 氢鼓包属于氢损伤的一种。鼓包随包内气体的增大而增大, 当鼓包承受不了包内气体压力时, 鼓包就会开裂。
4 结论
根据以上分析, 该台储罐的氢鼓包 (分层) 是由于介质中的高浓度的H2S加一定量的水分而引起氢致开裂并发展为鼓包所致。
5提出如下建议:
(1) 制造液化石油气储罐的厂家, 对所选用钢板严格按《固定式压力容器安全技术监察规程》要求逐张进行100%超声探伤, 并以不低于JB/T4730.3-2005标准的Ⅱ级为合格。储罐焊接完成后进行焊后热处理, 消除或减小焊接残余应力和其他附加应力。
(2) 在湿H2S应力腐蚀环境中使用的低合金钢应符合下列要求:
材料标准规定的屈服强度小于等于355MPa;
材料实测的抗拉强度小于等于630MPa;
材料使用状态应至少为正火+回火、退火、调质状态;
碳当量限制CE≤4.40 CE=C+Mn/6
低合金钢硬度限制HV≤245 (单个值)
(3) 打磨消除裂纹, 打磨后形成的凹坑在允许范围内的, 不影响定级, 否则, 应当补焊或者进行应力分析, 经过补焊合格或者应力分析结果表明不影响安全使用, 可以定为2级或者3级。
(4) 选用质量好的液化石油气储存, 最大限度地降低H2S的含量。
(5) 加强容器运行管理, 及时排污排残液, 缩短H2S和H2O在容器中的停留时间。定期对H2S进行浓度测定, 控制H2S浓度小于50ppm, 当无法控制时, 对内壁进行防护处理。
(6) 对容器定期进行测厚、无损探伤, 重点检测有原始埋藏缺陷及硬度较高的部位, 以便及时发现分层等氢损伤缺陷。
(7) 制定基于RBI的检验计划, 加强在线检验、在线监测, 尽量实现储罐检验与管道检验周期的统一, 为装置长周期安全运行提供必要的依据。
参考文献
[1]TSGR0004-2009固定式压力容器安全技术监察规程[S].
[2]TSGR7001-2013压力容器定期检验规则[S].
[3]GB150.1~150.4-2011压力容器[Z].
[4]强天鹏.压力容器检验[Z].中国锅炉压力容器检验协会, 2006.