研究在各种液位填充条件下，受到流体载荷作用而发生结构屈曲的腐蚀储罐的结构完整性、适用性（FFS）以及其剩余使用寿命

《Journal of Materials Research and Technology》：Investigating the structural integrity, fitness-for-service (FFS) and the remaining lifetime of a corroded storage tank, subjected to structural buckling under fluid loading at various fill heights

　　侯赛因·穆罕默迪 | 阿巴斯·巴赫拉米 | 佩曼·杰拉万德 | 穆罕默德·卡拉米 | 马莱克·乔卡尔 | 马齐亚尔·纳德阿斯利 | 哈迪杰·卡尔万迪
伊斯法罕工业大学材料工程系，伊朗伊斯法罕 84156-83111

摘要：本研究对一个高12.803米的地上储罐进行了全面的三级服役适用性（FFS）评估，该储罐存在局部壁厚减薄和结构屈曲的问题。开发了一个有限元框架，以明确捕捉腐蚀引起的厚度损失与几何不稳定性在实际工作载荷下的协同效应。分析针对两种代表性的流体填充高度（8米和10米）进行了进行，以评估储罐的结构稳定性和功能极限。结果表明，忽略腐蚀与屈曲之间的相互作用可能导致不保守的完整性评估。虽然在10米填充高度时储罐表现出稳定性的丧失和无法承受施加的载荷，但在8米填充高度时仍可保持稳定行为和可接受的结构性能，表明在当前条件下存在安全的操作限制。此外，根据基于检查的腐蚀数据估计了储罐的剩余使用寿命，相应的平均腐蚀速率为每年0.25毫米。基于允许的最小壁厚标准，估计剩余寿命约为4年。所提出的方法为评估退化的储罐提供了一个实用且稳健的决策框架，有助于制定基于风险的操作限制、预防性维护计划和延长使用寿命的战略。

1. 引言
石油产品的储罐一直是石油化工厂和炼油厂中的关键组成部分，用于产品储存、精确体积测量、运输和分配等关键过程。由于其高强度重量比，薄壁圆柱形壳体被广泛应用于各个领域，包括石油和天然气、石油化工厂以及水处理设施[1][2][3]。其中，圆柱形储罐因制造和安装方便而更为常用。近年来，随着全球经济的增长，对更高容量储罐的需求显著增加。然而，这类储罐的设计涉及诸多复杂问题，包括较大的静水压力、地震载荷和火灾风险，这要求深入理解其在复杂载荷和环境条件下的结构行为，以确保其安全和可靠的使用寿命[4][5]。在设计储罐时，必须解决与其大尺寸和细长结构形式相关的一些挑战。特别是鉴于大型储罐也容易受到风压等环境载荷/应力的影响，这一点尤为重要[6]。较低的高度与直径比以及较高的半径与厚度比使得这些储罐容易发生屈曲故障，即使材料尚未发生塑性变形，也可能因突然的侧向变形而发生屈曲。储罐的薄壁结构和大尺寸，在风暴频繁的地区尤为重要，因此需要评估其抗风能力，因为风压可能导致壳体屈曲并最终造成结构损坏[7]。
最近的研究强调了在复杂载荷环境下运行的大型民用和能源基础设施中先进的多物理场和动态相互作用建模的重要性。例如，朱等人[8]研究了熔盐储罐在循环热载荷下的热机械耦合沉降和温度响应，强调了多场耦合对结构稳定性的关键作用。同样，刘等人[9]研究了位于活跃地裂缝旁的地铁隧道的动态特性，展示了地质不连续性如何在地震激励下显著放大结构响应。此外，王等人[10]开发了一个综合的车辆-结构耦合振动框架，用于评估多跨桥梁在复杂交通载荷和动态相互作用下的行为，强调了刚度降低对整体结构稳定性的影响。
总体而言，这些研究表明，在复杂基础设施中进行可靠的结构安全评估必须考虑相互作用的退化机制、刚度降低效应、几何缺陷以及先进数值框架内的耦合载荷场景。受这些方法论进展的启发，本研究将耦合相互作用分析的概念扩展到了在静水压力和风载荷共同作用下经历腐蚀引起的厚度减少和几何不稳定的地上储罐。与以往主要关注动态振动或热机械基础行为的研究不同，本研究将非线性有限元分析整合到服役适用性（FFS）框架中，系统地评估了退化储罐中腐蚀与屈曲之间的协同作用。

2. 案例背景
图1展示了基于ASME SA131 [21]材料制造的钢储罐，该储罐在第3层和第4层出现了屈曲和腐蚀现象。储罐的结构设计符合ASME第八章标准，其特性和材料属性总结在表1中。该储罐已使用超过12年，用于储存密度为0.72、操作温度为60°C的稳定化天然气冷凝液。图1b清楚地显示了储罐的屈曲情况。第3层和第4层的腐蚀主要是由于该区域位于浮顶的垂直运动范围内。在这个区域，蒸汽与液体表面的交替接触导致了润湿和干燥循环以及腐蚀性离子的浓缩。此外，与墙壁接触的屋顶内环在运动过程中会导致保护涂层的磨损和损坏。检查证据还显示出该区域内壁存在纵向和局部划痕，可能是由于机械接触和屋顶振动造成的。这些划痕去除了涂层层，形成了未受保护的区域，加速了局部腐蚀的发生。现场观察表明，该区域的腐蚀机制主要是由浮顶运动引起的湿干循环造成的均匀腐蚀。然而，从检查数据可以看出，屋顶与船体的接触和磨损在某些地方导致了涂层的局部损坏和划痕。

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图1. 存储罐在第3层和第4层出现腐蚀和屈曲缺陷（储罐高度约为12.802米）。
表1. 存储罐的机械性能、设计参数和材料规格。

参数 内容
1. 设计规范 API 6502
2. 设计温度 0-90°C
3. 设计金属温度 8°C
4. 设计压力 ATM
5. 设计液体高度 12.802米
6. 材料 SA 131 B
7. 风速 130公里/小时
8. 腐蚀允许量 0毫米
9. 内径 2438毫米
10. 屈服强度 275 MPa
11. 允许应力 164 MPa
12. 屋顶活载荷 122公斤/平方米
13. 密度 7800千克/立方米
14. 设计比重 0.72
15. 壳体重量 70吨

根据API 570 [22]提供的方法，基于厚度测量数据，4年前的腐蚀区域厚度为4.0毫米，最近检查时降至3.0毫米。因此，这段时间的厚度减少了1.0毫米。通过将这个值除以两次检查之间的时间间隔（4年），平均腐蚀率计算如下（其中CR是腐蚀率，tpre是初始厚度，tact是实际厚度）。值得注意的是，这是一个保守的估计方法，因为储罐其他部位的腐蚀率较低。合金成分见表2。将成分与标准范围进行比较后，发现合金成分符合标准规范。

**表2. 合金成分与标准值的对比**

| 元素 | C | Mn | Si | P | S | Ni | Cr | Mo | Cu |
|---------|----|----|----|----|----|----|----|----|
| 含量（wt.%）| 0.16 | 0.05 | 0.20 | 0.01 | 0.01 | 0.01 | 0.01 | 0.003 | 0.012 |
| 标准值 | <0.60 | ≤0.35 | ≤0.035 | ≤0.02 | ≤0.02 | ≤0.02 | ≤0.02 | ≤0.02 | 0.21 |

**验收标准和服务适用性（FFS）评估**
如图2所示，现场检查得到的厚度轮廓显示，储罐在第3和第4部分经历了严重的局部腐蚀和显著的局部凹陷。壁厚减少量在第3部分约为4毫米，在第4部分约为3毫米，且腐蚀引起的厚度减少非常局部化。除了厚度减少外，壳体各处还有不同尺寸的凹陷和变形。这些凹陷/偏差的尺寸在轴向和周向上都有列出（见表3）。任何与储罐垂直度的偏差，如果靠近储罐板的水平焊缝，则定义为带状缺陷；而靠近水平焊线的偏差则定义为峰值缺陷（均在表3中示意性地展示）[23]。带状缺陷/峰值缺陷的原因通常与焊缝周围施加的不希望出现的应力有关，如果焊缝周围的区域不是均匀的圆形，则焊缝的内外侧凸出可能导致焊缝失效或尺寸偏差。不正确的焊接参数和残余应力也可能导致储罐壳体的带状缺陷/峰值缺陷。这些与腐蚀相关的损伤和观察到的变形/尺寸偏差主要位于主壳体的第3和第4部分，这引发了关于储罐承受内部压力能力的严重担忧。根据适用标准并考虑到局部壳体屈曲带来的几何复杂性，进行3级FFS评估似乎是不可避免的[24]。3级评估涉及应用先进的应力分析方法，如有限元建模（FEM）和非线性分析，以检查储罐在压力下的结构行为并评估其是否适合继续安全使用。因此，首先使用了有限元模型（FEM）和非线性有限元分析（FEA）来进行应力分析并评估受损储罐的行为[25][26][27]。

**图2. 无损检测（NDT）的结果，显示了a) 第3部分和b) 第4部分的厚度轮廓。** 高亮区域1的平均厚度为5.3毫米，区域2为5.1毫米，区域3为4毫米，区域4为3.1毫米。

**表3. 储罐第3和第4部分的屈曲几何形状及峰值/带状缺陷数据**

| 部分编号 | 板片数量 | 峰值缺陷 | 带状缺陷 |
|---------|----------|---------|---------|
| 1 | 3 | 7 | mm |
| 2 | 1 | 7 | mm |
| 3 | 1 | 3 | mm |
| 4 | 1 | 7 | mm |
| 5 | 5 | 15 | mm |
| 6 | 10 | mm |
| 7 | 6 | 0 | mm |
| 8 | -- | -- | mm |
| 9 | -- | -- | mm |
| 10 | 4 | 12 | mm |
| 11 | 2 | 7 | mm |
| 12 | 5 | 28 | mm |
| 13 | 4 | 16 | mm |
| 14 | 7 | 19 | mm |
| 15 | 8 | 17 | mm |
| 16 | 9 | 18 | mm |
| 17 | 18 | 8 | mm |

**传统结构分析**
基于线性弹性应力分析和应力分类以及允许的应力标准，只能估计元件在不过度损坏的情况下能够承受的载荷分布。通过非线性应力分析可以更精确地评估元件的安全承载能力，该分析能够确定阈值载荷和塑性坍塌的开始点。此外，评估元件的变形特性（如位移极限或基于应变的性能标准）可以进一步了解其在服役条件下的结构完整性。根据API 579标准，提出了剩余强度因子（RSF）的概念，作为衡量元件是否适合持续使用的指标。对于高风险局部变薄区域（LTA），FFS评估提供了计算RSF的方法。因此，可以使用方程（1）和（2）确定元件的最大允许减薄高度（MFHr）。

**图3. 采用并应用于本研究的有限元模型的风压系数周向分布**
基于Greiner和Derler的研究结果，本文采用了截断傅里叶余弦级数来表示风压系数[30][31][32]：

**方程（3）**：
\[P_c = A_0 \cdot \sin(\alpha) \cdot \cos(\beta) \cdot v^2\]
其中 \(P_c\) 是作用在壳体上的风压，\(v\) 是风速（km/h），\(A_0\) 是风压系数，\(\alpha\) 是风压作用在壳体上的周向角度，\(\beta\) 是参考风速压力，\(v\) 是周向风压系数，描述了风压在储罐周边的变化情况。

根据Greiner和Derler提出的压力分布，本文采用的风压系数表示方法是使用截断傅里叶余弦级数[30][31][32]：
\[P_c = \sum_{n=0}^{\infty} A_n \cdot \cos((2\pi n \cdot \alpha) \cdot x)\]

**图4. 文献中报告的圆柱形储罐风压系数周向分布（基于Greiner和Derler的研究）**

**图4. 文献中报告的圆柱形储罐风压系数的代表性周向分布**

除了风荷载外，还评估了流体排放过程中作用在圆柱壳体上的潜在外部压力。这种压力与操作场景中产生的部分真空条件相关，仅用于分析比较和验证目的。为此，从GB150-2011中采用了封闭形式的分析表达式，仅作为估算壳体临界屈曲压力的理论参考，并未作为设计依据[34]。

**模拟假设**
为了进行模拟，做出了以下假设：
1. 材料属性按照API 650标准定义，使用名义弹性模量28.8×10^6 psi（200 GPa）和泊松比0.3。虽然储罐遵循弹性设计，但仍根据ASME Section VIII Division 2, Part 5进行了非线性塑性坍塌分析（极限载荷方法），以确定受损壳体的极限承载能力和实际安全裕度。
2. 由于缺乏关于储罐其他部分的详细信息，因此未考虑这些区域的腐蚀情况。仅考虑了第3和第4部分的腐蚀。
3. 储罐屋顶施加的压力和积雪荷载被视为储罐内部流体压力的一部分，并已包含在模拟中。
4. 梯子、管道连接和消防管道的重量被视为恒定载荷。这些载荷已包含在最终分析中，以准确评估储罐的稳定性和结构完整性。
5. 第3和第4部分的板材编号是相对于人孔顺时针方向的。由于检查数据中没有精确的毫米级屈曲凹陷坐标，因此根据测量到的峰值和带状缺陷值，在指定的关键区域内对这些缺陷进行了建模。因此，这些缺陷的位置是根据这些区域采用保守和代表性的建模方案分布的。
6. 评估使用了Abaqus/Standard求解器。
7. 根据储罐设计数据、现有科学文献和GB150-2011标准，准确计算并应用了储罐所受到的外部压力。

**网格收敛性分析**
网格收敛性分析的目的是在计算成本和准确性之间取得适当的平衡。这是每个有限元分析中的重要步骤，因为它允许研究人员和工程师优化他们的数值模型，确保结果真实反映实际情况。图5显示，基于收敛性和结果准确性确定了最优网格尺寸。此外，生成的网格在误差和有效性方面进行了评估，以确保建模的质量和结果的可靠性。在本研究中，使用了S4R网格类型。这种网格元素是一个四节点双曲壳元素，非常适合高级机械分析，因为它能够准确模拟曲率和非线性行为。此外，使用这种网格类型有助于减少数值误差并提高复杂模拟中的计算稳定性[35][36][37]。网格收敛性分析的目的是在计算效率和数值准确性和之间取得最佳平衡。这是有限元分析（FEA）中的关键步骤，以确保结果不受网格密度的影响，真实反映物理现实。图5展示了网格收敛曲线，其中等效应力（单位MPa）与元素总数相对应。

**图5. 确定最优元素尺寸的网格收敛曲线**
该曲线在较低的网格密度（约2,000个元素时）显示出明显的波动。这种初始的应力下降是由于粗网格配置中固有的人为数值刚度（锁定效应）造成的。当网格尺寸超过20,000个元素时，应力值稳定在一个收敛平台上，约为135 MPa，表明解决方案已经足够精细，可以准确预测应力。图5中的红色框标出了这个稳定区域，在此区域内，尽管进一步细化，数值解仍然保持一致。

**图5. 网格收敛曲线**

**结论**
在本研究中，使用了S4R壳元素（四节点双曲元素）进行了几何非线性屈曲分析，这种元素特别适合捕捉薄壁结构中的曲率和非线性行为，同时提高了计算稳定性。如图5的详细视图所示，结构模型明确包含了顶部风梁作为周向加强元素，以确保在风荷载和操作荷载下的侧向稳定性。这种加强的有效性通过屈曲分析结果得到了验证，其中储罐的上部结构保持了其完整性，有效地将临界屈曲模式和应力集中在第3和第4部分的腐蚀区域。这种建模方法确保了模拟准确反映了储罐结构组件提供的实际加强效果，避免了粗网格的人为刚度和过度细化模型的潜在数值歧义。材料性能与弹性应力分析方法

在这项研究中，根据表5定义了四种主要的载荷类别：P、Ps、D和W。结构的完整性和剩余强度按照API 579-1/ASME FFS-1标准进行评估，使用了ASME第VIII节第2部分中规定的载荷组合。该标准为每种载荷类别规定了特定的载荷系数，以确保准确反映运行条件。因此，这些系数被应用于确定设计应力和总质量，同时考虑了腐蚀缺陷的存在。表6总结了用于屈曲评估的载荷组合。第2列展示了所有适用的载荷组合，包括所有相关的载荷成分。第3列提供了相应的简化载荷组合，这些组合是通过排除与储罐的运行条件和地理位置无关的环境载荷（如雪和地震载荷）而得出的，同时保留了控制结构响应的主要载荷。此外，表7展示了用于腐蚀评估的载荷值。在这项研究的这一部分，腐蚀评估采用ASME第VIII节第2部分第5部分的极限载荷方法，以确定受损构件的极限承载能力和安全裕度。

表5. 储罐上的载荷值
载荷参数 描述 大小
P 内部或外部设计压力 2890 Pa
Ps 静水压力 122671 Pa
D 储罐的自重 70000 Kg/L
附具的活载和流体流动的影响
W 地震载荷
S 雪载荷

表6. 用于屈曲评估的储罐上的载荷值
载荷情况 当前分析中的载荷组合 大小
10.88* (P + Ps + D) + 0.71 W + 0.71 L 或 0.36 Ss P+ W = 800 Pa P=2890

表7. 用于腐蚀评估的储罐上的载荷值
载荷情况 当前分析中的载荷组合 大小
11.5* (P + Ps + D) RSFa P+ P=2890

在屈曲评估中，参数作为屈曲载荷系数应用于调整后的载荷组合。根据ASME第VIII节第2部分第5部分（步骤1），除非用户设计规范中有其他规定，否则取为1.0。因此，在本研究中采用了该系数，并根据表6中总结的载荷组合应用了载荷大小。

如图6所示，储罐承受各种载荷，包括来自流体的静水压力、由于雪和屋顶产生的压力、风压、外部压力以及自重。这些载荷在储罐上用不同的图形符号表示，例如黄色和紫色箭头等。该模拟清楚地展示了储罐表面的载荷分布，可以用来分析和评估储罐在这些载荷条件下的强度和稳定性。

7. 结果与讨论
7.1. 评估腐蚀对储罐性能的影响
为了评估储罐的性能，首先使用方程7计算了完好无损储罐基线模型的最大应力。该方程基于API 650第5.6节的设计标准和API 579-1/ASME FFS-1附录2C的评估协议制定，为确定储罐的允许壳层厚度和应力分布提供了标准化基础。在这个方程中，D代表直径，H代表高度，t代表厚度。这些计算使用了表3和表4中的数据，发现第一层中的最大应力为124 MPa。随后，如图7所示，对初始储罐模型进行了模拟，以分析各种载荷的影响。应用指定载荷后，提取了模拟结果并对模型中的应力分布进行了分类。模拟得到的第一层中的最大应力为121 MPa，与初始设计的预测值吻合良好。这一分析和模拟表明初始设计模型与数值模拟之间具有显著的一致性。

7.2. 根据ASME第VIII节第2部分的全局弹性屈曲标准评估储罐的服务能力，进行了全面的应力分析。为了应用这种方法，首先对应力值进行了线性化处理，然后计算了每个方向上的应力分量。如果这些应力中的任何一个违反了方程（8）和（9）定义的允许弹性应力标准，则认为该储罐不适合继续使用。

在图8和图9中，对储罐底部和壳体的关键区域进行了应力线性化处理。这一过程对于识别可能承受潜在危险应力水平的区域至关重要。弹性评估的结果显示，在第3层和第4层中计算出的应力超过了允许的弹性应力限制。这一发现表明，在给定条件下，储罐存在全局弹性屈曲的风险，因此根据初步筛选结果，储罐不适合继续使用。这些发现尤为重要，因为在这样的条件下继续使用储罐可能会导致严重的危险，包括机械故障。因此，必须根据标准规范和初步应力分析的结果决定是否继续或终止储罐的使用。

通过计算受损组件的塑性失效载荷（LDC）并将其与完好组件的塑性失效载荷（LUC）进行比较，可以确定剩余强度系数（RSF）。图10展示了LUC和LDC的极限载荷评估数据的比较。使用有限元（FE）分析，确定在受损设备中引起塑性应变所需的内静水压力和其他施加载荷大约是完好设备所需载荷的2.12倍。根据导致设备失效的载荷，可以使用方程（10）、（11）和（12）计算剩余强度和最大流体高度。

需要注意的是，计算出的剩余强度仅适用于受腐蚀影响的区域，不考虑储罐体上的屈曲相关缺陷。这意味着分析仅考虑了由于腐蚀导致的材料厚度和强度的减少，而没有纳入屈曲等结构变形。根据剩余强度和腐蚀评估的结果，必须限制储罐中的最大允许流体高度。根据计算，该高度不得超过第4层的起始位置2.55米。这一限制是为了防止储罐结构承受过大的应力，确保其安全运行。必须强调，忽略屈曲缺陷可能会导致对储罐整体状况的评估不完整。

7.2. 评估屈曲和腐蚀对储罐性能的综合影响
如前所述，储罐壳体中存在凹陷缺陷，特别是在第3层和第4层。为了更准确地评估这些缺陷，使用CAD设计软件对它们进行了建模。这些工具提供了建模复杂几何表面的高级功能。然后将缺陷表面的精确坐标传输到基于FEM的软件中。这允许更真实地模拟储罐的状况，从而得出更准确的应力分析结果，反映储罐对塑性屈曲和其他与所识别缺陷相关的失效机制的抵抗力。这种详细的建模和分析过程有助于更可靠地决策是否继续使用储罐以及是否需要进行结构修复或加固。为了评估储罐的屈曲和屈曲后的行为，必须将所有载荷条件完整准确地施加到储罐上。这些载荷包括来自流体的静水压力、由于雪和屋顶产生的压力、风压、外部压力以及自重，如图11所示。只有当所有这些载荷都被正确考虑时，才能准确计算和分析各种屈曲模式。通常，可能导致储罐屈曲的主要因素包括：
• 外力：例如，流体或任何作用在储罐上的外力施加的压力。
• 风压：风载荷可能在储罐壁中引起压缩应力，从而触发屈曲。
• 自重：储罐及其附件组件的自重会增加压缩应力，从而增加屈曲的风险。

图12展示了储罐的屈曲模式。在这些图像中，考察了前四种屈曲模式，其中模式1从两个不同的角度展示。在确定储罐在复合载荷条件下的适用性之前，有必要识别并分析其屈曲模式。这些分析展示了储罐在各种载荷影响下可能变得不稳定并发生突然变形的情况。由于模型中没有定义缺陷和非线性材料行为，因此必须在施加载荷条件下进行屈曲后的分析。在这项分析中，储罐的适用性在两种情况下进行了评估：
(1) 不考虑现有的腐蚀和屈曲；
(2) 同时考虑腐蚀和屈曲。

图13显示了在没有缺陷或屈曲和腐蚀的储罐在不同施加载荷下的情况。如图14所示，随着各种载荷的施加，储罐在其周长上均匀发生桶形变形，最终导致塑性屈曲。储罐在各种载荷下存在缺陷、屈曲和腐蚀问题（数值以帕斯卡为单位）。为了研究储罐的屈曲及屈曲后的行为，采用了修正Riks（弧长）方法进行了几何非线性分析。该方法能够追踪结构的完整平衡路径，包括屈曲前和屈曲后阶段，特别适用于处理结构不稳定性问题[39][40]。在此方法中，加载通过一个称为载荷比例因子（LPF）的数值参数进行缩放。由于本研究仅施加了一个组合载荷工况，因此取LPF = 1.0作为参考载荷水平。LPF值大于1表示结构能够承受高于参考水平的载荷[39]。为了评估储罐在组合载荷条件下的适用性，绘制了两种情况下的LPF-弧长曲线：i) 无损伤的储罐；ii) 具有腐蚀和屈曲缺陷的储罐。在不稳定之前的最大可达LPF值代表了结构相对于参考载荷的承载能力。如图16所示，比较了完好无损储罐和受损储罐的承载能力。仿真结果表明，在给定的组合载荷条件下，受损储罐的剩余承载能力相对于参考载荷非常有限，表明其继续运行的条件较为危险或不安全。因此，应考虑采取纠正措施，如降低内部液体高度、修复关键位置的腐蚀区域以及其他类似的缓解措施。

7.3. 液体高度对储罐性能的影响
评估了储罐在液体载荷下的性能，以确定其在不同压力水平（具体为10米和8米两种液体高度）下的承载能力。
7.3.1. 液体高度为10米
分析时液体高度为10米。此阶段包括评估承压能力、结构稳定性以及识别该液体高度下的关键点。与前一阶段类似，通过计算受损部件的塑性失效载荷（LDC）并与完好部件的塑性失效载荷（LUC）进行比较来确定剩余强度因子（RSF）。图17展示了LUC和LDC的极限载荷评估结果对比。
根据有限元（FE）分析，发现在液体高度为10米时，引起受损部件塑性变形所需的内部静水压力和其他载荷大约是完好储罐所需的1.8倍。根据ASME第VIII部分第2节第5款的规定，只有当评估结果满足最低接受标准且仿真在指定设计压力下收敛时，才允许继续使用。本次评估中考虑的载荷配置和边界条件如图18所示。然而，基于静水压力响应和所需最小强度，可以得出结论：在液体高度为10米时，储罐的状态是不可接受的。在该高度下，由静水压力和操作载荷引起的载荷超出了腐蚀损伤部件的允许承载能力，且不符合ASME第VIII部分第2节第5款规定的腐蚀接受标准。换句话说，在腐蚀存在的情况下，储罐的有效承载能力不足以承受相应高度的载荷，仿真显示储罐在达到目标工作载荷之前就进入了不稳定状态并开始塑性变形。此外，考虑到储罐壳体第3和第4道裂缝中的凹陷，图19展示了前四种屈曲模式。
分析还表明，风力和其他与操作条件相关的外部载荷对储罐的屈曲行为也有显著影响。这些载荷导致储罐关键区域的应力水平升高和变形加剧。图20详细分析了储罐在包括风载和操作载荷在内的各种载荷下的情况，说明组合载荷条件会严重影响储罐的结构稳定性并显著增加其屈曲的可能性。

7.3.2. 液体高度为8米
在此阶段，如图22和23所示，重复了之前的程序，但调整了载荷以适应8米的液体高度。通过计算受损部件（LDC）的塑性失效载荷并与完好部件（LUC）进行比较来确定RSF。图22展示了LUC和LDC的极限载荷评估结果对比。为了更全面地评估，在8米液高下对储罐进行了液体载荷试验，并模拟了前四种屈曲模式。这些模式表明，随着液体高度的降低，储罐的屈曲行为发生变化，关键区域的状况可能比10米高度时有所改善。这些分析对于评估储罐在不同操作条件下的安全性和结构稳定性具有重要意义。

7.3.3. 在组合腐蚀和屈曲效应下估算储罐的剩余使用寿命
评估了储罐在8米液体高度下，三种不同腐蚀区域减薄程度（3毫米、2.5毫米和2毫米）条件下的剩余使用寿命。根据结果，当液体高度为8米且存在屈曲时，储罐仅能在腐蚀区域厚度减少到2毫米之前继续使用。进一步的厚度减小会导致不稳定和结构失效。根据现有报告，平均腐蚀速率为每年约0.25毫米。鉴于当前腐蚀区域的厚度为3毫米，储罐还能再承受1毫米的减薄。因此，在这些条件下，储罐的剩余使用寿命估计约为4年。所提出的分析框架提供了预测工具，用于评估资产的适用性和使用寿命。同时，在资产使用过程中，建立在线自适应监测、腐蚀/变形监测和风险评估工具和方法也将非常有用[41][42][43]。

8. 结论
基于有限元分析的结果，评估了储罐在10米和8米两种高度下的液体载荷性能。这些评估表明，降低液体高度对提高储罐在组合载荷条件下的结构稳定性和承载能力有显著积极影响。分析结果表明，储罐在10米高度下无法承受引起的应力，并出现临界状态。相比之下，在8米高度下，储罐成功满足了载荷要求，其结构稳定性得到验证。此外，考虑到关键区域的当前腐蚀状况，剩余壁厚为3毫米，根据分析，其厚度可以减少到最低允许的2毫米。因此，允许的减薄量为1毫米。考虑到每年0.25毫米的腐蚀速率，储罐在这些条件下的剩余使用寿命估计约为4年。这些发现应在制定维护策略和安全操作计划时予以考虑。