压力管道安全评定技术的进展.pdf

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1、 专 题 综 述 压力管道安全评定技术的进展 The Progeress on the Safety A ssessment Technologies of Pressure Piping 南京化工大学 沈士明 赵建平 In this paper,the safety assessment technologies of pressure piping w ith defects are briefly introduced and appraised. On the basis the proposalson the study and development of assessment t

2、echnologies of pressure piping w ith defects are expressed. 关键词:压力管道 试验研究 安全评定 进展 压力管道的失效,从实质上讲是与压力容 器的失效是一样的,但是从具体的载荷工况、 制 造质量和失效模式等方面来看,压力管道又具 有本身的特点。压力管道的载荷工况远比压力 容器复杂,除承受工作介质的压力外还承受着 较大的弯曲载荷。由于管道的自重、管道附件 (阀门、管件等)的重量及其他外载荷引起的附 加弯矩,在管道中会产生弯曲应力,它往往大 于内压引起的薄膜应力。另外,管道经常与系 统中的动设备(泵、压缩机等)相连,因此动 设备的运行会带

3、来振动,即管道常常承受动载 荷和疲劳载荷;压力管道制造质量的保证也远 差于压力容器,多数压力容器是在车间内制造 的,而压力管道的安装大多是在施工现场进行。 由于施焊条件、位置及环境等的影响,在压力 管道的焊缝中常常存在较多的缺陷,这些因素 使得压力管道的失效可能性大大增加。 为保证压力管道的安全运行,必须通过试 验研究掌握含缺陷压力管道的破坏机理、失效 模式、承载能力和在载荷作用下的裂纹张开面 积和介质泄漏速率等规律,同时寻求这些性能 与管道材料、结构、缺陷尺寸等参数间的关系, 从而建立压力管道缺陷评定方法、制订和修订 相应的评定标准或准则,按“合乎使用的原 则” 对含缺陷的在役压力管道进行分

4、别处理,既 做到经济又保证安全运行。由于压力管道大多 数含环向缺陷,所以本文仅就含环向缺陷压力 管道的评定方法作简要的介绍。 1 极限载荷控制的塑性失效准则 压力管道与压力容器相比,其直径小,壁 厚薄,通常是对接焊缝,焊接缺陷一般为环向 缺陷,缺陷的尺寸也较小,其材料大都韧性较 好,因此其失效模式通常为由极限载荷控制的 塑性失效。从这一观点出发,评定方法可分为 净截面屈服准则和最大应力准则。 111 净截面屈服准则(N SC, N et Section Collapse) 85 该准则是Kanninen等人较早提出的1。该 准则认为,含环向缺陷压力管道在弯矩(或同 时施加内压)作用下,管子缺陷

5、所在横截面进 入全面屈服时,管子产生失效,考虑管子材料 的应变硬化现象,所以管子横截面的应力达到 材料的流变应力时为极限状态。由此可以得到 含环向缺陷管道能承受的最大弯矩MN RC。 MN RC= 2fR 2t (2sin -fsin) 式中 f材料的流变应力, 通常取材料屈 服限与强度限的平均值(M Pa ); R,t管子的平均半径和壁厚(mm ); 管子所含缺陷的半周角; 由于缺陷的存在使管子断面的抗 弯中性轴的偏离角; f管子所含缺陷的深度a与壁厚t 之比,f=a?t。 该准则提出后得到广泛的应用。 近年来,日 本Kurihara等人对该准则提出了修正2,美国 BCL(Battelle

6、ColumbusLaboratory)W ilkow ski 等人3在大量试验的基础上认为,在应用N SC 方法时应进行修正,修正包括三个方面: (1)无因子塑性参数(DPZP, Di mensionless Plastic Zone Parameter)的修正,其修正系数为 MPZ,该系数的意义类似于A SM E规范I WB- 3650中的Z因子,它与管子的直径、裂纹形式 和材料的断裂韧性有关,其表达式为 MPZ= 2 arccos e - C (DPZP) DPZP= 2EJi 2D f 2 式中 D管子的直径; E材料的弹性模量; Ji材料的断裂韧性; f材料的流变应力, 取屈服限和强

7、度限的平均值; C试验结果的统计拟合因子,随缺 陷的形式和拟合的置信度不同而有所不同,据 对表面裂纹和穿透裂纹管子试验数据统计表 明,在置信度为95%时,C= 314; (2)管子材料强度的修正。其修正系数为 Mf,它主要考虑材料的实际强度(屈服限y和 抗拉强度限 u)与标准值之间的差异,即 Mf= (y+u)实际 (y+u)标准 如评定时,不知道材料的实际强度,则Mf = 110。 (3)管子椭圆化的修正,由试验结果表明, 管子在弯矩作用下会产生椭圆化,从而使管子 承载能力降低,因此提出了椭圆化的修正因子 MV,该因子与管子的R?t和裂纹的长度有关, 但受裂纹长度的影响很小可以忽略,主要是R

8、? t的影响,由试验结果拟合得到,MV与R?t呈 线性关系。 经修正后,含裂纹管子的实际承载能力M 为: M= (MPZMfMV)MN SC 其中MN SC为按原净截面屈服准则计算的 结果。 112 最大应力准则4、 5 该准则是德国Stuttgart大学国立材料研 究所M PA(M aterial PruefungsA nstalt)在大量 试验研究的基础上,根据材料力学的最大应力 原理,提出了最大应力失效准则。它认为含环 向裂纹的管子,其裂纹所在截面内的最大应力 达到材料的强度极限u时管子失效,此时管子 所承受的最大弯矩M为 M= IX 3 a (u- Aw Aq-Afp i )- (Y

9、3 +b)Awpi 式中 IX 3 含缺陷截面对中性轴的惯性 矩, mm 4; a 中性轴到最大应力点的距离, mm; b内压所产生的轴向力的作用点到 截面几何中心的距离, mm; pi内压力, M Pa; Y 3 管子截面几何中心到中性轴的 距离, mm; Aw、Aq、Af管子横截面中受压力作 用的面积、管壁面积和 95 压 力 容 器 缺陷的面积, mm 2。 该方法亦得到有些试验的验证。 2 断裂力学J积分的评定方法 含缺陷结构的大直径厚壁压力管道亦可能 产生断裂失效。随着断裂力学的发展,根据J 积分断裂参量而产生的计算方法,无论在理论 上还是在试验研究中都被广泛采用。采用J积 分的评定

10、方法不仅可评判管道所含裂纹的启 裂,而且还可以进行裂纹扩展的计算。它是通 过含缺陷管道在载荷作用下产生的断裂推动力 J积分与管道材料的抗断裂阻力(JR阻力曲 线)进行比较,从而得到裂纹启裂与失稳的判 断。用式子表示为 J=J1C: dJ da= dJm at1 da 式中 J1C参量的断裂韧性(N?mm ); dJ?da,dJm at1?da推动力和材料阻 力对裂纹扩展da的变化率。 含缺陷结构的J积分计算,严格的方法应 该是采用有限元分析方法,但这是非常费时和 费钱的工作。在工程评定中,通常采用经验或 半经验的计算方法来计算含曲线结构的J积 分。在计算中,又将它分成J积分的弹性分量 Je和塑

11、性分量Jp,弹性分量Je是由经典的线弹 性断裂力学分析得到的,通常为K 2 1?E;而塑性 分量Jp的计算,由于不同的学者对在塑性条件 下,含裂纹结构载荷、位移的关系方面有不同 的见解,并结合各自的试验研究结果,提出了 不同的计算模型和计算方法。 211 对含穿透裂纹管道的J积分评定方 法6 国外管道研究的主要对象是核管道,以防 止核电站一回路管道的双端断裂,所以研究初 期是研究含穿透裂纹的压力管道,以建立LBB (Leak BeforeBreak)准则。为此建立的评定方 法有: 21111 GE- EPR I评定方法7、 8 这是由美国电力研究所(EPR I)Kumar等 人提出的。 它是在

12、管子材料本构关系服从Ram2 berg- O sgood规律的前提条件下,根据弹塑性 断裂力学和有限元法的计算结果而较早提出的 评定方法。该方法在弹性阶段采用塑性区修正 的当量长度aef f,而对塑性阶段未作任何修正。 其推动力J积分的计算式为 J=f1(M 2? E ) + 00a (1- ? )h1(M?M0) n+ 1 21112 Paris- Tada评定方法9 这是Paris和Tada运用在线弹性解和理 想塑性极限载荷解之间插值的方法而导出的评 定方法。 在弹性阶段,他们采用了Irw in塑性区 尺寸修正模型,而在塑性阶段,采用了理想塑 性体参量本构关系,在插值时,它采用“塑性 区尺

13、寸修正” 得到一个虚拟的裂纹尺寸增量,再 将该增量代入弹性解中,得到弹性范围内载荷 M与管子转角 间的关系,从而导出J积分的 弹性分量Je和塑性分量Jp的表达式。 Je=E(R) (1+ ) 2 ( c e) 2 Jp= fR Fj() Mp() p 0M()dp 必须注意到,在整个推导过程中,所利用 的有效裂纹尺寸确定方法,在理论上是不够严 密的,因此它仅是一种近似的工程计算方法。 21113 LBB- NRC评定方法10 这是美国核研究委员会(NRC)提出的用 于LBB评定的方法。它的基本原理与Paris- Tada方法相一致,只是在塑性区参量本构关系 方面考虑了参量的应变硬化,而得到含穿

14、透裂 纹管子在纯弯曲载荷条件下,载荷点转角的塑 性分量p与弹性分量e的关系,从而建立载 荷 与管子转角 间的关系,为J积分的求解 提供条件。 p=(? f) n- 1 e 其中弹性分量e考虑了有效裂纹尺寸 ef f,即 e=e(ef f) 这表明,根据Irw in对塑性区的修正,管子 06 压力管道安全评定技术的进展 转角的弹性分量是增加了,而塑性分量则根据 施加载荷水平的高低或增或减。该方法是通过 工程判断和反复试算获得的,缺乏清晰的理论 基础,仅是一种经验公式。 21114 LBB- EN G评定方法 该方法是由美国BCL提出的。 它克服了上 面几种方法理论上的不严密性,在试验研究的 基础

15、上,运用塑性变形理论导出的。它又包括 两种: (1)LBB- EN G2111、 12 此法对J积分的弹性解,应用了GE- EPR I手册中的数值结果,而在塑性解中,他们 认为对长裂纹 (2 30 ), 不要进行任何修正, 而对短裂纹 (2 30) (2)LBB- EN G2213、 14 该方法对含裂纹管子的计算模型作了改 进,认为管子中的缺陷是对管子断面的削弱,它 将产生管子的几何不连续性。因此它将含缺陷 管段假设成一壁厚为te,管段长为le的无缺陷 完整管段,然后采用梁的变形理论与塑性变形 假设建立各段管子间的变形协调条件,在塑性 阶段考虑了材料的变形硬化,材料的本构关系 服从RO关系。

16、所得解的结果形式与LBB- EN G1相同,只是其中G() 和H(,n)具 有不同的表达式,该法所得的结果与试验结果 较吻合,但它仍然依赖于材料的RO本构关 系。 212 用于表面裂纹的J积分评定方法 压力管道所含缺陷大多是表面缺陷,对表 面裂纹的评定方法是在穿透裂纹评定方法的基 础上发展起来的,其中有些评定方法仍可用于 表面裂纹的评定。另外再介绍几种用于表面裂 纹评定的方法: 21211 SC- TN P和SC- TKP评定方法 (SC- TN P1和SC- TKP1) 15、16 这两种评定方法是美国BCL在 “退化管研 究计划” 中提出的(1987年)。它的基础是GE? EPR I评定方

17、法, GE?EPR I方法在计算J积分 塑性分量Jp时,给出了360 整圈的表面裂纹h 函数,而SC- TN P1和SC- TKP1评定方法作 了改进,将值用于有限长的表面裂纹。SC- TN P1和SC- TKP1两种评定方法的区别在 于:SC- TN P1方法作了管子薄壁的假设,它 适用于通常的薄壁管道,而SC- TKP1方法可 用于厚壁管道的评定。 21212 改进后的SC -TN P1和SC - TKP1评 定 方 法(SC - TN P2和SC - TKP2) 17 这两种方法是美国BCL在 “管道和管道焊 缝中短裂纹研究计划”中提出的。是对SC- TN P1和SC- TKP1的改进。

18、 在进行改进时,有 限元分析采用了线弹簧模型来模拟含表面裂纹 的管子,它与3D块单元模型的比较有较好的 正确性。SC -TN P2、SC -TKP2与SC - TN P1、SC- TKP1相比,在两方面作了改进: 首先是发展了GE?EPR I方法的h函数,将之 扩展到较深的表面裂纹(a?t= 01875),其次是 提出了基于断裂力学计算的修正参量L。L参 量不仅是裂纹尺寸的函数,而且与材料的硬化 指数有关。通过这样的修正,使表面裂纹的J 积分计算更为正确。 21213 SC- EN G评定方法18 这也是美国BCL在 “管子和管子焊缝中短 裂纹研究计划”中新提出的。它包括计算管子 在载荷(弯矩

19、,内压和弯矩)作用下,管子所 受载荷与管子转角的关系。它的理论基础是: (1)经典的塑性变形理论; (2)材料的RO本 构关系;(3)由于裂纹的存在,使管子的柔度 16 压 力 容 器 变化而采用的当量壁厚准则,这与用于穿透裂 纹的LBBEN G2方法相类似。J积分的计算 也分为弹性部分和塑性部分,弹性部分Je的计 算为通常的应力强度因子法,而塑性部分的Jp 计算为: Jp= M 0 ? c pdM= ? ?A M 0 c pdM c p=C M n 式中 c p由于裂纹而引起的管子转角的 塑性分量; M所施加的弯矩; n材料的硬化指数; C 比例常数。 由于在推导计算式时,利用了N SC准则

20、, 如前所述N SC准则有Kanninen提出的原计算 方法和经Kurihara修正的N SC方法两种,因此 根据这两种方法分别导出了两种SC- EN G评 定方法,根据原计算方法导出的称为SC - EN G1,另一个便称为SC- EN G2。 计算结果表 明, SC- EN G2方法的计算结果比前面的方法 (SC- TN P, SC- TKP)更加接近有限元计算结 果。 3 英国R6评定方法(双判据准则) 19、20 R6评定方法是英国中央电力局 (CEGB) 提出的,它适用于各种含缺陷结构的断裂评定。 含缺陷结构的失效形式有三种可能,即脆性断 裂、塑性失稳和弹塑性撕裂。通常对三种失效 形式

21、分别进行评定,而双判据准则是将三种断 裂评定用一张评定图表示。该图的纵坐标(Kr =K1?K1c)表示结构脆断的性能,横坐标(Lr= p?p0)表示结构的塑性失效行为。 随着研究的深入, R6评定方法几乎每年都 进行修订,至今共进行了六次修订,但英国仍 将目前文本称为第三次修正版(R?H?R6, Revi2 sion 3) 21, 它是目前广泛采用的断裂评定方 法,也是美国A SM E规范I WB- 3640和I WB - 3650管道评定方法的基础。 自1990年起, R6 中增设了附录9,即增加了对核压力管道的 LBB评定方法,近几年来, R6又有了新的进 展。就用于压力管道的评定方法方面

22、,其进展 体现在两个方面:一是提供了简化的和详细的 两种评定方法,前者类似与美国EPR I方法,后 者可用于表面裂纹的扩展评定;二是附录9中 将LBB评定用于高温蠕变场合,提出了与时间 有关的LBB失效评定图Kr=f(Lr,T ) 。 4 美国A SM E规范第? 篇I WB- 3640、 I WB- 3650评定方法22、 23 美国A SM E规范第? 篇为核动力装置部 件的检验与验收规程,其中I WB- 3640及附录 C为“奥氏体钢管道缺陷评定规程及验收准 则”, I WB- 3650及附录H为 “铁素体钢管道缺 陷评定规程及验收准则” 。 这是目前国际上最具 有代表性的用于压力管道的

23、缺陷评定规范,在 国际上得到广泛的应用。它的最大优点在于编 制者在大量理论分析、数值计算和试验研究的 基础上,把复杂的断裂力学计算简化为极其方 便的计算公式和图表,以便广大工程技术人员 使用。 该方法的理论基础是R6双判据评定准 则,先对含缺陷管子的失效模式进行筛选;即 脆断、塑性失效和弹塑性撕裂,然后根据不同 的失效模式分别进行评定。在脆断评定中采用 经典的线弹性断裂力学;在塑性失效分析中,是 以净截面屈服准则为基础。而在弹塑性撕裂的 评定中,提出了修正因子Z,只要将所受的载荷 乘以Z因子,即可将复杂的弹塑性断裂力学计 算简化为较简单的塑性失效计算。 该 评 定 方 法 已 有 文 章 作

24、过 介 绍 和 应 用24 27, 在此不作更多介绍。但有两点在此要 指出 , (1) 美国BCL已对规范中的Z因子计算 提出了修改与补充,目前已提交给A SM E第? 篇的委员会18; (2)目前A SM E-? 的I WB- 3640和I WB- 3650方法分别对奥氏体钢和铁 素体钢采用两个不同的准则,这有它的不便之 处,美国已有将这两个准则合二而一的报 道28。 26 压力管道安全评定技术的进展 5 各种评定方法的简要评述 上述介绍的评定方法,都有一定的理论基 础,并都得到一些试验结果的证实,因此要作 出较全面而正确的评价是十分困难的。在此借 用美国W ilkow ski所进行的计算结

25、果18加以说 明。W ilkow ski采用美国NRCP IPES的计算机 程序(NRCP IPESV.2.0a)进行了44根含表 面裂纹管子的计算,其中28根管子是在纯弯曲 载荷作用下试验的; 16根管子是承受内压和弯 矩的同时作用。计算机程序分别计算了启裂载 荷、最大载荷和弯矩转角的关系,在此仅对 管子的最大承载能力进行简单的分析。 对纯弯曲载荷作用下含表面裂纹的管子 SC- TN P1评定方法给出了最正确的计算 结果,以管子最大载荷的试验值与计算值之比 (ME?C)来表示,这28根管子的平均值为1102, 其标准差为0114;其次是BCL提出的DPZP方 法和A SM E I WB364

26、0及附录C的方法,它们 ME?C的均值分别为1118和1119,其标准差分 别为0117和0121;而A SM E I WB- 3650及附 录H的方法最为保守,ME?C的均值为1187,其 标准差为0116。 对内压和弯矩同时作用时含表面裂纹的管 子 DPZP评定方法给出了最正确的计算结 果, 16根管子的ME?C的均值为1105,其标准差 为0113;其 次 是SC -TN P1和A SM E I WB3640及附录C的方法,它们M E?C的均值分 别为1110和1116,其标准差分别为0115和 0119; A SM E I WB- 3650及附录H的方法仍 然最为保守,ME?C的均值为

27、2114,其标准差为 0129。 由以上计算结果与试验值比较可见,DPZP 评定方法在内压和弯矩同时作用下的计算结果 比在纯弯矩作用下更接近试验值,而SC - TN P1方法稍差一点;而A SM E I WB- 3650及 附录H的方法在内压和弯矩同时作用下的计 算结果更加保守。 另外,在前面介绍时说, SC- TN P2、SC- TKP2和SC- EN G方法与有限元介绍结果最 为接近,而在与试验结果比较时则不然。这主 要是由于这些方法对管子的约束和材料断裂韧 性更敏感,尤其是对铁素体钢管,因为材料的 JR阻力曲线是由从管子上加工的CT试件测 定的。CT试件试验时裂纹的扩展方向是LC 方向,

28、而管子试验时,裂纹的扩展方向是LR 方向。对铁素体钢、LR方向的J比LC方 向要高。 而对SC- TN P1方法来说,对JR阻力 曲线中裂纹扩展的敏感性较低,而含表面裂纹 管子在达到最大载荷时只有少量的裂纹扩展, 因此SC- TN P1评定方法所得的结果较正确。 6 压力管道研究的趋势与有关的建议 当前,国际上对含缺陷压力管道的试验研 究和安全评定的研究工作正方兴未艾,并在不 断的深入,在该领域的研究大致有三大趋势,在 此就这些趋势和我们的工作提出自己初步的看 法与建议。 611 压力管道评定方法的工程化 如前所述,国际上有很多含缺陷压力管道 的评定方法,特别是J积分的方法,这些方法 都可以作

29、为我们的借鉴,目前我们的工作也大 部分采用A SM E I WB- 3640和I WB- 3650来 进行管道的评定。这些方法都是以断裂力学为 基础,以防止断裂为目的的评定方法。而我国 目前面临的是面广量大的化工、石油化工等过 程工业的压力管道,因此更主要的是防止泄漏。 同时我国广大的检测和评定人员,断裂力学的 知识还不十分普及和深入,因此要使更多的人 能掌握先进的评定方法,去解决十分繁重的任 务,更迫切需要提出先进的、安全的、而又简 单的评定方法,以满足工程实际的需要。这方 面华东理工大学提出过裂纹启裂失效的准则, 采用与美国A SM E方法Z因子相类似的U因 子29;南京化工大学也提出了以

30、许用应力为基 础的通用失效评定图30,这些都是有益的探 索。 36 压 力 容 器 612 压力管道可靠性评定方法的研究 前面介绍的评定方法大都是建立在评定参 数确定性基础上的,而工程实际中,无论是管 子的尺寸、缺陷的大小,还是材料性能参数都 不是确定值,而是以一定的分布规律分布的。 随 着可靠性理论的应用,对压力管道的缺陷评定 结果也提出了可靠性指标。在国际上,概率断 裂力学理论开始用于压力管道的缺陷评定,但 主要研究对象为核压力管道,并以疲劳、地震 及晶间应力腐蚀裂纹扩展为失效机理。如 Hong, S.Y.等人31以疲劳裂纹扩展为机理, 计及参数不确定性,分别用Paris公式计算裂纹 在深

31、度和长度方向的随机扩展,在压力管道的 先漏后爆评定中,得到了压力管道的泄漏概率 和爆破概率。N abil G. Awadalla等人32考虑了 焊接质量的不确定性,用大量的有限元计算确 定了地震应力概率分布函数,并通过单轴拉伸 试验确定了失效应力分布,进而求得失效概率。 N ilson, F等人 33探讨了某沸水堆系统的奥氏 体压力管道由于存在晶间应力腐蚀裂纹引起的 破坏概率。近年来, Rahman, S.和Puls, M. P. 等人对压力管道LBB的评定提出了概率的 方法34、 35。在国内, 南京化工大学化机所陈国 华博士研究了材料断裂韧性的概率分布36,周 剑秋博士进行了材料流变应力分

32、布的探讨以及 含缺陷压力管线可靠性工程评定方法的研 究37。这些工作将会对概率断裂力学方法应用 及含缺陷压力管道的可靠性评定有所贡献。 613 压力管道评定方法的智能化 随着计算机的广泛应用,用于含缺陷压力 管道安全评定的计算机软件和专家系统也应运 而生。国际上,如美国Battelle ColumbusLabo2 ratory编制的计算机软件NRCP IPE 38, 此软件 采用了多种J积分的评定方法,计算含裂纹管 道的启裂载荷和最大承载能力;另外美国专家 系 统BMW(Boiler M aintenance Worksta - tion) 39, 可用于锅炉管子的失效分析。联邦德 国Stut

33、tgart大学国立材料研究所(M PA ), 编 制了专家系统ELBA 40, 用于含纵向裂纹管道 的安全评定;专家系统ESR可用于高温构件 (管子、管系机部件等)的剩余寿命预测41。在 国内,南京化工大学将人工神经网络方法应用 于含缺陷压力管道疲劳寿命预测和承受外弯矩 能力的评定42;最近,建立了压力管道断裂试 验的数据库43,并正在编制压力管道缺陷评定 的专家系统。华东理工大学也将人工神经网络 用于压力管道的含裂纹压力管道的安全评 定44。这些工作都对含缺陷压力管道安全评定 向智能化方向发展推进一步。 参考文献 11Kanninen, M. F. , and O thers . M ech

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