常压储罐风险评估及安全检测评价方法与流程
本发明涉及设备检测技术领域，具体为常压储罐风险评估及安全检测评价方法。
背景技术：
常压储罐具有建造成本低、储量大等优点，多用于储存原料、中间体及成品。常压储罐在石油化工产业发达地区使用非常广泛，所以保障大量常压储罐的安全，降低泄露、破裂等事故的发生，减少环境污染，是政府、企业及全体公民的共同诉求。
现有的常压储罐的分布具有以下的缺点：1、多位于沿海、沿江地带，由于化工生产工艺需要运用到大量水源，许多石油化工企业多位于沿海沿江地带，这些企业内的储罐一旦出现紧急情况，极易造成储存物料泄露，轻者污染地下水，重者物料入海造成重大生态灾难。2、沿海地区受台风影响较大，大风、大雨对储罐结构稳定性、地基稳定性影响较大。台风会造成储罐被吹扁破裂，强台风多伴随强降雨，地下水位升高会导致土壤液化，储罐地基承载力下降，易造成罐底破坏。
现有的常压储罐本身也有一些缺点：1、罐底与罐壁采用角焊缝连接，结构高度不连续，易在地基过量沉降中承受过大剪力及弯矩造成连接部位破裂；由于液位的升降，罐底及罐壁连接部位承受过大交变疲劳应力，在长期使用后容易发生破裂。2、与压力容器相比，对常压储罐的重视不够，往往认为常压储罐不承压，所受的力非常小，肯定不会发生危险，实际上为充分利用材料，设计时往往考虑常压储罐壁板所受应力接近材料的许用应力，承受载荷的复杂程度甚至比压力容器还要复杂。国家法规对立式常压储罐的定期检验要求也未做具体的详细要求。
所以，对常压储罐开展安全检测、风险分析以及评估，有效提高储罐运行安全、减少事故发生危险性，非常有必要。
技术实现要素：
本发明针对现有技术中的不足，提供了常压储罐风险评估及安全检测评价方法，能有效提高储罐运行安全、减少事故发生危险性。
为了解决上述技术问题，本发明通过下述技术方案得以解决：常压储罐安全检测及风险评估方法，包括以下步骤：
s1筛选储罐：采集所有储罐的基本参数信息，并对每个储罐进行rbi风险评估；所述rbi风险评估所评估的风险大小(r)由失效概率(f)和失效后果(c)决定,所述失效概率(f)的可能性等级为失效可能性等级(lof),所述失效可能性等级(lof)由基本失效频率(gff)和损伤因子(df)决定。
s2风险排序：根据所述rbi风险评估结果对所有储罐进行风险排序，并确定需重点检测评价的重点储罐以及根据评估结果、现场条件限制初步确定重点储罐的相应检测方法；
s3检测重点储罐：运用声发射检测或开罐检验的方法检测重点储罐；采用所述声发射检测对所述重点储罐进行检测，所述重点储罐包括洁净介质类储罐和非洁净介质类储罐，所述洁净介质类储罐的失效后果(c)与门槛设置值、液位高度、盘管加热装置、介质危害程度、闪点等有关，且可设定为
①
式中：m---声发射采集门槛值；p---内部盘管系数1.0～2.0之间，航空煤油类重点储罐取p＝1.0，一般按每增加一根加热盘管增加0.1取值；h采---声发射检测时液位高度；hmax---重点储罐最高液位；j---介质危害系数，极度、高度危害介质取j＝0.35，中度危害介质取j＝0.7,其他情况取j＝1.0；s---闪点系数，甲b类取s＝1.4，乙a类取s＝1,乙b类取s＝0.8，丙类取s＝0.5；
s4解决储罐问题：采用有限元分析法确定重点储罐的抗沉降稳定性预测；所述重点储罐沿罐壁底部周向均分布有n个观测点，所述有限元分析法确定重点储罐的抗沉降稳定性时，采用建立泊松曲线预测模型来计算储罐上观测点任意时刻的沉降值，表达式如下：②
进一步优化，所述基本失效频率(gff)可通过大量不同使用年限的储罐发生泄漏失效事件的调查统计所得；所述损伤因子(df)由储罐使用年限、腐蚀速率、底板或壁板的原始壁厚、检验次数和有效性决定。
进一步优化，所述傅里叶级数分解的方法，包括如下式子：
③
式中：s表示储罐壁底部沿圆周方向的沉降值；i表示阶数；k表示最高阶数，当观测点个数n为偶数时，k＝n/2,当观测点个数n为奇数时，k＝(n-1)/2；ui和vi表示第i阶沉降幅值；θ表示周向角度。
进一步优化，所述非洁净介质类储罐的失效后果(c1)＝洁净介质类储罐的失效后果(c)*k,其中k为经验系数，1～3之间。
进一步优化，所述储罐基本参数信息包括容积(m3)、工作压力(mpa)、型式、设计温度(℃)、工作介质、外形尺寸、材质。
进一步优化，所述开罐检验包括宏观检查、罐体腐蚀检测、焊缝无损检测、安全附件检查中一种或多种的组合；所述罐体腐蚀检测包括凹坑深度测量、超声测厚、漏磁检测、超声c扫描检测、超声导波检测中的一种或多种的组合。
进一步优化，当所述现场条件限制储罐无法清空时，采用声发射检测对重点储罐进行检验；当储罐停用进行清洗或置换达到进入条件后，采用开罐检验对重点储罐进行检验。
进一步优化，所述式子③中，当i＝0时，s(i＝0)表示储罐的整体均匀沉降；当i＝1时，s(i＝1)表示储罐的整体倾斜沉降；当i≧2时，s(i≧2)表示储罐周不均匀沉降。
进一步优化，所述储罐底板的腐蚀速率计算分为产品侧和土壤侧，所述储罐壁板的腐蚀速率计算分为大气侧和产品侧。
本发明的优点：
1、先对储罐进行rbi风险评估，并对所有储罐进行风险排序，确定需重点检测评价的重点储罐，然后根据重点储罐的特性采用声发射检测或开罐检验的方法检测，对重点储罐进行检验和评价。
2、rbi风险评估的风险大小(r)由失效概率(f)和失效后果(c)决定，失效概率(f)的可能性等级(lof)由基本失效频率(gff)和损伤因子(df)决定。基本失效频率(gff)可通过大量不同使用年限的储罐发生泄漏失效事件的调查统计所得；损伤因子(df)由储罐使用年限、腐蚀速率、底板或壁板的原始壁厚、检验次数和有效性决定。且储罐使用年限、底板或壁板的原始壁厚、检验次数和有效性都是已知的、只需检测腐蚀速率即可计算出风险大小(r)。
3、腐蚀速率分为储罐底板和储罐壁板，储罐底板的腐蚀速率计算分为产品侧和土壤侧，储罐壁板的腐蚀速率计算分为大气侧和产品侧，所以只要测量计算出四个腐蚀速率即可计算出风险大小(r)。
4、能进入储罐内部进行检测的，采用开罐检验对储罐进行检测；不能进入储罐内部进行检测的，采用声发射检测对储罐进行检测。本发明通过对大量储罐进行声发射检测，积累了大量的经验，总结出清洁介质储罐失效后果(c)与门槛设置值、液位高度、盘管加热装置、介质危害程度、闪点等有关并首次提供了经验公式①，且非清洁介质储罐可依据经验以清洁介质储罐的失效后果(c)乘以1～3之间的系数来获取。
5、研究储罐的抗沉降稳定性时，采用表示式②建立泊松曲线预测模型来计算储罐上观测点任意时刻的沉降值，并对离散沉降数据点采用离散傅里叶变化公式③，得到与实测罐周沉降点完全重合的连续沉降位移函数，能够反映罐壁底部周向的沉降整体分布情况。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，以下将对实施例或现有技术描述中所需要使用的附图进行论述，显然，在结合附图进行描述的技术方案仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员而言，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图所示实施例得到其它的实施例及其附图。
图1是本发明储罐罐壁有限元模型示意图。
图2是本发明中t＝1、3、5、8、10时不同时刻的沉降位移曲线图。
图3是本发明中t＝11、12、13时不同时刻的沉降位移曲线图。
图4是本发明中t＝10和t＝11时刻储罐变形图。
图5是本发明中t＝10至t＝11沉降位移曲线图。
具体实施方式
以下描述用于揭露本发明以使本领域技术人员能够实现本发明。以下描述中的优选实施例只作为举例，本领域技术人员可以想到其他显而易见的变型。
如图1-5所示，本发明提供常压储罐安全检测及风险评估方法，包括以下步骤：s1筛选储罐：采集所有储罐的基本参数信息，并对每个储罐进行rbi风险评估；所述rbi风险评估所评估的风险大小(r)由失效概率(f)和失效后果(c)决定,所述失效概率(f)的可能性等级为失效可能性等级(lof),所述失效可能性等级(lof)由基本失效频率(gff)和损伤因子(df)决定，所述基本失效频率(gff)可通过大量不同使用年限的储罐发生泄漏失效事件的调查统计所得；所述损伤因子(df)由储罐使用年限、腐蚀速率、底板或壁板的原始壁厚、检验次数和有效性决定，所述储罐底板的腐蚀速率计算分为产品侧和土壤侧，所述储罐壁板的腐蚀速率计算分为大气侧和产品侧；其中失效可能性等级(lof)分为1～5级，失效后果(c)分为a～e5个等级，风险大小(r)可以通过失效可能性等级(lof)和失效后果(c)的二维(5*5)矩阵确定，并分为高风险、中高风险、中风险、低风险，针对不同风险等级采用不同的检验策略；
s2风险排序：采用dnvgl公司的rbionshore5.2软件对rbi风险评估进行计算，并根据计算结果初步确定需要重点检测评价的重点储罐，以及根据评估结果、现场条件限制初步确定重点储罐的相应检测方法；
s3检测重点储罐：运用声发射检测或开罐检验的方法检测重点储罐；采用所述声发射检测对所述重点储罐进行检测，所述重点储罐包括洁净介质类储罐和非洁净介质类储罐，所述洁净介质类储罐的失效后果(c)与门槛设置值、液位高度、盘管加热装置、介质危害程度、闪点等有关，且可设定为
①
式中：m---声发射采集门槛值；p---内部盘管系数1.0～2.0之间，航空煤油类重点储罐取p＝1.0，一般按每增加一根加热盘管增加0.1取值；h采---声发射检测时液位高度；hmax---重点储罐最高液位；j---介质危害系数，极度、高度危害介质取j＝0.35，中度危害介质取j＝0.7,其他情况取j＝1.0；s---闪点系数，甲b类取s＝1.4，乙a类取s＝1,乙b类取s＝0.8，丙类取s＝0.5；
其中j-介质危害系数参照hg《压力容器中化学介质毒性危害和爆炸危险程度分类》：1、极度危害：<0.1mg/m3；2、高度危害：0.1-<1.0mg/m3；3、中度危害：1.0-<10mg/m3；4、≧10mg/m3。
甲乙丙类液体的分类
且参考储罐声发射检测标准，对罐底采用时差定位分析时的声发射源定位分级如表1所示，c值由上述公式确定，但由于c可能为非整数，为保证满足最低值要求，c、10c、100c、1000c控制值应向上圆整至整数。
表1罐底板基于时差定位分析的声发射源的分级
在采用区域定位分析时，至少3个撞击形成一个事件，同时考虑到各探头信号接收探测效率，取k＝10c,表2列出了按撞击确定源级别的原则。
表2罐底板基于区域定位分析的声发射源的分级
但储罐为非清洁介质时，介质对罐体有一定腐蚀性或无法准确确定介质对罐体影响时，在确定c值时可依据经验再乘以1～3之间的系数。
声发射检测是一种不开罐评估储罐整体安全状况的检测技术，虽然已经有jb/t10764-2007
《无损检测常压金属储罐声发射检测及评价方法》，但该标准中对评价罐底的声发射事件数c、撞击数h未给出具体值，而是笼统地说对相同规格和运行条件的储罐进行一定数量的检测实验和开罐验证实验来获得，这就使该标准的应用受到极大的限制。因此本项目中声发射检测将进行通过参数状态下的比对、验证试验，确定合适的c、h值，为以后同类储罐的声发射检测积累基础数据。
s4解决储罐问题：采用有限元分析法确定重点储罐的抗沉降稳定性预测；所述重点储罐沿罐壁底部周向均分布有n个观测点，所述有限元分析法确定重点储罐的抗沉降稳定性时，采用建立泊松曲线预测模型来计算储罐上观测点任意时刻的沉降值，表达式如下：②
③
式中：s表示储罐壁底部沿圆周方向的沉降值；i表示阶数；k表示最高阶数，当观测点个数n为偶数时，k＝n/2,当观测点个数n为奇数时，k＝(n-1)/2；ui和vi表示第i阶沉降幅值；θ表示周向角度。当i＝0时，s(i＝0)表示储罐的整体均匀沉降；当i＝1时，s(i＝1)表示储罐的整体倾斜沉降；当i≧2时，s(i≧2)表示储罐周不均匀沉降。将任意时刻的离散沉降值转化为傅里叶级数形式的表达式，反映罐壁底部沿周向方向的沉降整体分布情况。
所述储罐基本参数信息包括容积(m3)、工作压力(mpa)、型式、设计温度(℃)、工作介质、外形尺寸、材质。
所述开罐检验包括宏观检查、罐体腐蚀检测、焊缝无损检测、安全附件检查中一种或多种的组合；所述罐体腐蚀检测包括凹坑深度测量、超声测厚、漏磁检测、超声c扫描检测、超声导波检测中的一种或多种的组合。
当所述现场条件限制储罐无法清空时，采用声发射检测对重点储罐进行检验；当储罐停用进行清洗或置换达到进入条件后，采用开罐检验对重点储罐进行检验。
rbi风险评估包括预评估和验证计算并修正预评估数据。
本发明结合大量声发射检测及部分储罐开罐验证，提出了清洁介质储罐声发射检测评级参数c值确定的经验公式，与声发射门槛设置值、液位高度、盘管加热装置、介质危害程度、闪点等有关。与现有技术中的试验来获得c值做出了改进，为后续同类储罐的声发射检测积累基础数据，减轻实验操作负担。
下面用具体实施例来对本发明做一个详细说明：对绍兴华彬集团的6台1万方px储罐进行pbi风险评估以及检验。储罐的罐号分别为v2309、v2310、v2311、v2312、v2313、v2314。并于2017年8月进行预评估，于2017年9月至11月进行开罐检验验证计算以修正预评估数据。
首先利用计算机软件对储罐建造和使用数据进行处理，并采集了各个储罐的基本信息，根据这些基本信息来判断失效模式及失效可能性大小，同时根据内嵌的phsat后处理模块计算失效后果(c)，得出每个储罐的风险值。预评估中储罐底、储罐壁腐蚀速率计算采用软件理论计算值。
主要存在的失效机理有：大气腐蚀(无隔热层)、层下腐蚀(cui)、土壤腐蚀、微生物腐蚀、介质侧腐蚀。
预评估相关设置如下：1、时间节点为2004.8.1-2017.8.17。2、下次评估日期为5年后，2022.8.14。3、储罐壁内外壁腐蚀速率均采取软件内的理论算法。4、储罐底内外壁腐蚀速率均采取软件内的理论算法。
储罐壁预评估时考虑内部腐蚀类型为局部，外部腐蚀类型也为局部；外部腐蚀速率理论计算值为0.000258795(mm/年)储罐壁内部腐蚀速率见表3(理论计算值)。
表3罐壁内部腐蚀速率计算表(预评估)
表3中损伤因子等级为1～5级，4级表示损伤因子较高。
储罐底预评估时考虑内部腐蚀类型为局部，外部腐蚀类型也为局部；外部腐速率理论计算值为0.092202(mm/年)，内部腐蚀速率理论理论计算值为0.240983(mm/年)。
表4列出了6台储罐的预评估结果，6台储罐一模一样，储罐壁假设较保守因此损伤因子(df)较高，但储罐壁失效造成的经济损失后果较小，总体为中风险；储罐底按理论计算损伤因子(df)相比储罐壁要小，但储罐底失效造成经济损失后果较大，总体为中高风险。储罐底风险高于储罐壁风险。
表4储罐预评估结果
参考gb/t30578-2014《常压储罐基于风险的检验及评价》6.5检验方法和检验有效性章节制定rbi检验策略：检验有效性级别的选取原则如下：
(1)对于高风险储罐，检验方法及其有效性级别不低于中高度有效(b)。
(2)对于中高风险和中风险储罐，检验方法及其有效性级别不低于中度有效(c)。
(3)对于低风险储罐，检验方法及其有效性级别不低于中高度有效(d)。根据当前的风险评估状态(储罐壁中风险、储罐底中高风险)，rbi检验策略制定如下：
(1)储罐底土壤侧：(a)>10％底板漏磁，或相控阵c扫，及可疑部位超声波测厚复验；(b)漏磁信号异常底板的焊缝超声波检测。
(2)储罐底介质侧：(a)表面经清扫；(b)100％宏观检验及腐蚀坑测量；
(c)腐蚀坑超过1/2板厚处的真空泄露检测。
(3)储罐壁内侧：无以前内部宏观检验信息条件下进行外部超声c扫抽检。
(4)储罐壁外部：有隔热层，隔热层100％外部宏观检测；定点测厚部位的超声波测厚，无隔热层，不少于20％宏观检验，必要时进行超声波测厚。
结合gb/t30578-2014《常压储罐基于风险的检验及评价》6.5章节与现场情况，最终制定检验方案如下：
(1)储罐内外部100％宏观检验；
(2)地基沉降检测；
(3)储罐底板，壁板壁厚测定；
(4)储罐底板60％漏磁扫查；
(5)mt、pt、ut焊缝检测抽查。
实际检测方案与pbi检验策略相比，检验项目与检验比例吻合性较高，实际检测方案具有较高可行性。表5为筛选出5个v2309、v2311、v2312、v2313、v2314储罐的检验结果汇总。
表5v2309、v2311、v2312、v2313、v2314的检测结果汇总
根据现场检验结果，对预评估结果进行数据修正，得到储罐在目前时间节点的真实风险情况。
主要数据修正情况如下：
(1)储罐壁介质侧未发现均匀减薄，根据gb/t30578-2014《常压储罐基于风险的检验及评价》附录b选取腐蚀速率为0.05mm/年。
(2)储罐壁外侧油漆状况完好，质量较高，保温层质量较高，腐蚀速率选择理论计算值。
(3)储罐底内侧处于保守考虑，选取漏磁检测40％当量缺陷进行腐蚀速率计算，为0.25mm/年。
(4)储罐底土壤侧未发现>40％缺陷，腐蚀速率选取理论计算值。
如表6所示为v2309、v2311、v2312、v2313、v2314这5个储罐的再评估结果，相比预评估储罐壁、储罐底损伤因子有了较大幅度降低，储罐底、储罐壁均为中风险。
表6v2309、v2311、v2312、v2313、v2314再评估结果
v2310储罐进行漏磁检测时发现局部腐蚀，边缘板出现了总共7处缺陷，最深处当量减薄56％的缺陷。经计算选取较大值作为腐蚀速率，计算值为0.43mm/年，因此v2310再评估结果与其他5个管有所不同，表5列出了v2310再评估结果。相比预评估罐壁损伤因子(df)降低，风险未变化；而储罐底由于发现存在较严重腐蚀，实际腐蚀速率比理论计算值要高，导致再评估的储罐底板损伤因子增大，罐储底仍为中高风险。
然后根据泊松曲线预测模型来计算出储罐时刻的沉降值以及剩余寿命4.59年。按交办水{2017}34号《交通运输部办公厅关于加强港口危险货物储罐安全管理的意见》中附件要求1万方储罐底板检测周期不超过4年。若按gb/t30578-2014《常压储罐基于风险的检验及评价》中建议控制底板损伤因子不超过400则可能下次检测周期会不到4年。实际按剩余寿命计算时已经预留了2.54mm的余量，在此类大型储罐的风险评估中若按400控制损伤因子可能会稍显保守。
表7v2310再评估结果
下面对用泊松泊松曲线预测模型建立有限元模型做一个具体的说明。
根据储罐的实际尺寸建立有限元模型，考虑到大型石油储罐属于典型的薄壁结构，各层罐壁壁板均采用壳单元建模，并在计算时考虑结构的几何非线性与大变形。壳体为各项同性材料，弹性模量e＝209gpa，泊松比v＝0.3。在实际工程中，固定罐顶大多采用框架结构，与罐壁相比，刚度很大。因此分析罐壁屈曲时，将罐顶简化为刚性结构，并用罐壁顶部的边界条件代替罐顶的实际刚性模型，即设定罐壁顶部径向位移为零。由于储罐底板的限制，罐壁底部除轴向位移边界条件外，径向与周向位移均设置为零。应用riks方法追踪储罐罐壁在屈曲分析中的全过程响应。屈服分析的计算过程是分步进行的，载荷比例系数表示计算过程中，每一步加载的位移值与作为罐底部轴向位移边界条件的沉降值的比值，设定最大载荷比例系数lpfmax＝1，即罐壁底部加载的位移值刚好达到实际沉降值时，停止计算。储罐的有限元模型如图1所示，不同时刻的屈曲计算结果如图2和图3所示，图4表示t＝10和t＝11两个不同时刻储罐的变形图，考虑到视觉效果，取缩放系数为10。
图2和图3表示不同时刻的储罐罐壁沉降位移曲线，横坐标表示罐壁的最大径向位移，纵坐标表示载荷比例系数。图2中，t＝1至t＝10各时刻，罐壁最大径向位移随载荷比例系数呈线性变化，表明在这些时刻内，储罐在沉降作用下并未发生屈曲现象。随着时间的增加，沉降值的逐渐增大，罐壁的径向位移总体上呈现逐渐增大的趋势，最大径向位移为ur＝76.3mm，发生在t＝10时刻。图4中t＝10时刻储罐变形图显示，此时的径向位移主要分布在罐壁顶部附近。图3中，t＝11至t＝13各时刻，罐壁的最大径向位移随载荷比例系数在初始阶段呈线性变化，当然载荷比例系数到达某一临界值时，其平衡状态发生明显的跳跃，载荷比例系数突然过渡到某一较低值，然后经历缓慢的下降，最后逐渐增大到lpf＝1。在线性变化阶段，最大径向位移值相对较小，并且变化趋势稳定。以t＝11时刻为例，当载荷比例系数达到临界值lpf＝0.902时，罐壁最大径向位移为ur＝67.1mm。当载荷比例系数的粤国临界值过渡到新的状态后，罐壁的最大径向位移开始快速增大，并且随着载荷比例系数的增加呈现出强烈的非线性转改。当沉降最终加载完成，即lpf＝1时，罐壁最大径向位移ur＝247.6mm，是t＝10时刻最大径向位移的3.7倍。图3中的沉降位移曲线表明在t＝11时刻以后，储罐发生了典型的跳跃屈曲现象。并且随着时间的增加，沉降值增大，载荷比例系数的临界值逐渐减小，最大径向位移逐渐增大。例如t＝13时刻，载荷比例系数的临界值为lpf＝0.763，最大径向位移为ur＝300.6mm，表明屈曲现象越来越明显。图4中t＝11时刻的储罐变形图显示，当储罐发生了屈曲后，罐壁的径向位移逐渐从储罐顶部附近向储罐中部移动，出现了典型的凹陷与鼓起，并且沿周向的分布范围也相对集中。
对于图2、图3、和图4的分析表明，储罐在t＝10和t＝11之间的某一时刻发生了屈曲。进一步对t＝10到t＝11这一时间段进行分析，如图5所示，求解储罐发生屈曲的临界时刻。
图5显示，当时间由t＝10.1过渡到t＝10.2时，储罐开始发生了屈曲，载荷比例系数临界值为0.936，罐壁最大径向位移为240.5mm。因此可以认为在t＝10.1至t＝10.2这一时段内的某一时刻，储罐发生了屈曲，对应的真实时间为储罐正式投入运行以后的第67.8个月和68.6个月之间。
分析表明，运用泊松曲线模型预测罐壁底部各点的沉降值，在此基础上对不同时刻的储罐进行屈曲分析，可以有效的预测储罐屈曲相应，并得到储罐发生屈曲的时段。
以上显示和描述了本发明的基本原理、主要特征和本发明的优点。本行业的技术人员应该了解，本发明不受上述实施例的限制，上述实施例和说明书中描述的只是本发明的原理，在不脱离本发明精神和范围的前提下本发明还会有各种变化和改进，这些变化和改进都落入要求保护的本发明的范围内。本发明要求的保护范围由所附的权利要求书及其等同物界定。
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