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1、? 整体多层夹紧式高压容器超压试验的 应力分析及压力确定 ?,? (华南理工大学 机械与汽车工程学院,广东 广州 510640) ?:整体多层夹紧式高压容器在包扎夹紧过程中产生了台阶状预应力,其基本规律是内壁压缩 强化,外壁拉伸强化,中间接触松弛。超水压试验不仅能检验宏观强度和致密性,同时还使内壁发 生变形以达到消除中间层板的接触松弛和调整容器应力分布的目的。从理论上看,超水压试验压 力的下限是内壁发生初始屈服,上限是容器不出现全屈服,当容器径比在1. 21. 4之间时,试验水 压范围为1. 51. 8倍设计压力。 ?:整体多层夹紧式高压容器;超水压;应力分析;压力范围;试验 ?: TH49;
2、 TQ051. 3?:A?: 1001 - 4837(2009) 07 - 0023 - 06 doi: 10. 3969/j . issn. 1001 - 4837. 2009. 07. 006 Stress Analysis and Pressure Confirmation of Super Hydrostatic Test of IntegratedM ulti- layer Clamping High Pressure Vessel ZHEN L iang, JI ANG Nan (School ofMechanical super hydrostatic; stress analy
3、sis; pressure scope; test 1? 随着现代工业的发展,石油、 化工等行业对于高 压的需求越来越大,高压容器成为一种不可缺少的 重要设备。但由于高压容器的壁厚较大,所以单层 32 式结构加工、 制造的难度比较大,而且出现缺陷的可 能性也比较大。整体多层夹紧式压力容器属于多层 式容器,是指在一整体圆筒上采用机械手逐层夹紧 层板,且层板纵、 环焊接接头相互错开的一种多层压 力容器 1, 2 。 整体多层夹紧式压力容器的重要特征是先制造 一个壁厚不大的内筒,然后在内筒上逐层地将钢板 包扎到圆筒上直到厚度达到设计要求,而且在包扎 夹紧过程中通过错开包扎位置避免了深环焊缝。这 样的
4、制造工艺不需要大型锻压设备,而且层板在包 扎夹紧过程中对容器内筒产生了一定的预紧力,改 善了厚壁容器沿壁厚方向的应力分布,对提高容器 整体的承载能力有帮助 3 。水压试验是压力容器 检验的一项重要手段。随着我国对压力容器产品制 造、 监检的日益规范,对水压试验也越来越重视。一 般认为,水压试验的目的是检验压力容器的宏观强 度以及致密性。 GB 1501998钢制压力容器 对水压试验的 目的作了说明,在超过设计压力下,考核缺陷是否会 发生快速扩展造成破坏或开裂造成泄漏,检验密封 结构的密封性能。 文献1 中3. 5. 5. 2指出:“ 水压试验压力按照 GB 1501998中3. 8. 1和3.
5、 8. 2的规定 ” 。简单 讲,整体多层夹紧式高压容器的水压试验压力为1. 25倍设计压力。有关压力试验的问题已经有很多 论述 49 ,但由于整体多层夹紧式高压容器在包扎 夹紧过程中筒体产生了预紧力,这与单层高压容器 不同。文中以整体多层容器的受力情况为基础,推 导得到容器包扎夹紧预应力的计算公式,结合应力 测试获得的实测数据对整体多层夹紧式高压容器的 超水压试验压力进行探讨,希望能对此类结构高压 容器的设计、 制造、 检验有参考和借鉴作用。 2? 2. 1 力学模型 整体多层夹紧式高压容器通过机械装置将层板 逐层包扎夹紧在内圆筒上,通过焊接完成层板与内 筒的固定,使内筒和包扎层板成为整体。
6、由于整体 多层夹紧式高压容器筒体长度远远大于直径,属于 平面应变问题,这里主要讨论远离边缘的横截面的 情况。如图1所示,内圆筒的厚度比包扎的层板的 厚度要大,需要包扎夹紧的层板要预先滚卷成为圆 缺形,然后逐层将层板包扎夹紧到内筒上,最终达到 设计厚度。 图1 圆筒与包扎层板示意 这里以第1次包扎的情况为例进行说明。在机 械装置的作用下包扎层板的间隙逐渐减少,达到与 内圆筒紧密接触,然后在包扎层板圆缺处进行焊接 以确保层板紧密地包扎在内筒上。图2是层板包扎 时的受力图,由于内筒外壁是连续的,而且厚度大于 层板厚度,也即内筒的刚度大于层板的刚度,所以变 形主要发生在层板上,而内筒外壁可以看成固定面
7、, 图2 (a)为截取的部分包扎层板的受力情况。图2 (b)为层板的微单元放大图,内圆筒外壁面的圆弧 可看成直线,微单元不仅受到拉伸力L1同时还受到 指向圆心的径向力L2。 图2 包扎层板微观受力模型 当包扎层板在机械装置作用下拉伸达到可以焊 接的位置,包扎层板每个微单元的受力都可以用图 2(b) 表示为沿圆周方向的拉伸力和指向圆心的径 向力。从整体来说,包扎层板受到圆周方向的拉伸 力和径向的收缩力,内圆筒受到径向的压缩力,受力 模型如图3所示,即内筒可看成受外压的容器,层板 可视为受内压的容器。 包扎完成后,层板与内圆筒达到紧密结合,再次 进行包扎时内圆筒与已经包扎的层板就视为新的内 圆筒,
8、新的内圆筒与新的包扎层板的受力与前面模 型是相同的,可将本模型推广到一般包扎情况。 42 CPVT 整体多层夹紧式高压容器超压试验的应力分析及压力确定 Vol261No7 2009 图3 内圆筒以及包扎层板受力模型 2. 2 容器预应力分析以及预应力的台阶分布 图3中内圆筒属于外压容器,经过多层包扎后, 内圆筒厚度在增加,相应地各层板的包扎夹紧压力 不断作用在内圆筒上,最终在内壁面产生了一定的 包扎夹紧预应力或残余应力。包扎夹紧压力所产生 的应力属于弹性范围,根据弹性理论的叠加原理,内 圆筒的最终受力是将各层板在包扎夹紧后所产生的 应力叠加起来。也即,随着包扎层板的增加,内圆筒 不断被压缩,内
9、壁面的环向应力是负值,且随着包扎 层板的增加而增加。整体多层包扎夹紧式容器结构 对于容器内壁具有压缩加强作用。经多次包扎后, 在圆筒内壁面有最大压缩应力,即最大预紧应力。 根据Lame公式,经过多层包扎夹紧后,内壁处 的环向应力可以表达为: m c= -p1c 2K 2 1 K 2 1- 1 -p2c 2K 2 2 K 2 2- 1 -p3c 2K 2 3 K 2 3- 1 -p4c 2K 2 4 K 2 4- 1 -= n m =1 ( - pm c 2K 2 m K 2 m -1) (1) 式中 m c 第m层包扎后内圆筒内壁面产生的 环向应力,MPa pm c 第m层包扎夹紧压力,MPa
10、 Km 第m层包扎后内圆筒的径比 对于包扎层板来说,在机械夹紧装置的作用下 产生了拉伸变形,当层板被焊接起来就固定了这个 拉伸应力。根据图3所示的模型,层板的拉伸应力 就是包扎层板受包扎夹紧压力所产生的环向应力, 用Lame公式就能得到层板与内圆筒的包扎夹紧压 力pm c。从宏观角度看,多层包扎夹紧结构容器外表 面经过包扎后出现了拉伸的环向应力,与传统的厚 壁容器相比外壁的应力得到了拉伸强化。 对于中间层板来说,包扎的层板在刚包扎结束 后是受到拉伸作用的,但在包扎新的层板时,已经包 扎的层板与内圆筒就视为新的内圆筒共同受到包扎 夹紧力的作用,这时层板的拉伸应力被包扎夹紧力 产生的压缩应力部分地
11、抵消了。随着包扎层板的增 加,最先包扎层板的拉伸应力不断被抵消,由于层板 很薄可以认为层板沿厚度方向应力没有发生改变, 但是由于不同层板之间所受抵消的次数不同,于是 在相同包扎夹紧力作用下,不同层板的包扎夹紧应 力在内圆筒和已经包扎的层板中不断线性叠加,最 终沿厚度方向就出现了台阶状的应力分布。 根据Lame公式,包扎m次层板后,内圆筒环向 应力沿厚度r方向的分布为: m c= -(1 + R 2 i r 2 ) n m =1 pm c( K 2 m K 2 m -1) (2) 式中 Ri 内圆筒内径,mm 对于各包扎层板,后包扎的层板产生的包扎夹 紧压力会部分抵消前一包扎层板拉伸的环向应力。
12、 因此在包扎层板区域沿厚度r方向的分布为: m c=拉-(1 + R 2 i r 2 ) n m =1 pm c( K 2 m +1 K 2 m +1-1 )(3) 式中 拉 包扎层板拉应力,MPa 简言之,随着包扎层板的增加,圆筒内壁受到压 缩,环向应力在负方向得到了强化,而包扎层板外 壁,由于拉伸作用,环向应力出现了正向的强化,同 时在整体多层包扎容器中间部分的应力处于负向的 压缩和正向拉伸的中间,而且层板包扎抵消了部分 压缩应力,于是包扎层板出现了一定程度的松弛,直 接结果就是中间包扎的层板原本是比较紧密地包裹 在筒体上,但当后面包扎层板包扎夹紧后,最初包扎 的层板出现了松弛。 3? 根
13、据文献1 的3. 5. 5. 2,整体多层夹紧式高压 容器的水压试验压力为1. 25倍设计压力。与单层 式结构相比,由于整体多层夹紧式高压容器在包扎 夹紧的过程中产生了一定的预紧力,这种预紧力的 宏观特征概括说就是:内壁受压、 外壁受拉。 整体多层夹紧式高压容器由于存在压缩的预应 力,当水压试验施加1. 25倍设计压力后,水压试验 所产生的正向拉伸应力与压缩的预应力叠加后容器 内壁实际承受的压力显然小于单层容器水压试验所 产生的应力,这对于检验容器的整体强度和致密性 52 第26卷第7期 压 力 容 器 总第200期 来说是不够的,更何况整体多层夹紧式高压容器的 中间包扎层板之间由于预应力的存
14、在而导致原本比 较紧密接触出现了松弛,所以常规的水压试验不能 满足该结构容器的要求,或者说,整体多层夹紧式高 压容器的水压试验不仅具有“ 检查容器的宏观强 度,并检查内在的穿透性缺陷以及密封件的密封性 能 ”,同时还要担当起强化内圆筒和层板以及层板 之间紧密接触的作用,使预应力的分布更均匀合理, 所以其重要性更加突出。 整体多层包扎结构容器超水压试验的目的包 括 : (1) 检验容器结构的整体强度以及致密性,这是 传统水压试验的目的; (2)强化内圆筒与层板以及 中间层板之间的接触,调整应力分布,尽可能消除层 板应力分布的不均匀性。 常规的水压试验在弹性范围内操作,无法消除 整体多层夹紧式高压
15、容器中间层板的接触松弛现 象,必须通过少量的塑性变形达到中间层板之间的 紧密接触,为了区别传统的水压试验,这里以超水压 试验特指多层夹紧结构容器的水压试验。 超水压试验的结果是让容器在内壁出现屈服, 发生一定量的塑性变形,以达到中间层板的紧密接 触,并使应力分布均匀。因此,超水压试验水压值的 下限就是让容器内壁发生屈服。超水压试验的水压 在内壁产生的应力与包扎夹紧产生的预应力叠加 后,运用Tresca和Mises屈服准则,可以得到整体多 层包扎结构容器内壁发生初始屈服的压力的计算公 式,也即超水压试验水压压力下限: Tresca准则: -r=pw(K 2 +1 K 2 - 1 ) - n m
16、=1 (p m c 2K 2 m K 2 m -1) + p w S pwK 2 - 1 2K 2 S+ K 2 - 1 K 2 n m =1 (p m c K 2 m K 2 m -1) (4) Mises准则: -r=pw(K 2 +1 K 2 -1 ) - n m =1 (p m c 2K 2 m K 2 m -1) + p w 2 3 S pwK 2 - 1 3K 2S + K 2 - 1 K 2 n m =1 (p m c K 2 m K 2 m -1) (5) 式中 pw 超水压试验压力,MPa S 容器的屈服极限,MPa K 整体多层包扎结构容器的径比, 且K=Ro/Ri 超水压
17、试验水压上限的第一个原则是多层包扎 结构容器不能出现全屈服。假定容器采用理想塑性 材料,在全屈服状态下,超水压试验水压产生的应力 已经完全抵消了包扎夹紧阶段产生的预应力,于是 在全屈服状态下,超水压试验水压压力上限: Tresca准则:pwlnKS(6) Mises准则:pw 2 3 lnKS(7) 容器全屈服意味着已经达到全部的承载能力, 一旦超过全屈服压力容器将处于危险状态,再加上 容器所用材料不可能是理想塑性材料,可能存在一 些缺陷,所以以全屈服压力作为超水压试验的上限 是合理的。 由于超水压试验的目的是在内壁产生一定的塑 性变形,同时还要预留足够的承载储备以便容器能 在工作条件下安全、
18、 稳定、 正常的工作,因为超水压 泄压后,外层尚未屈服的层板弹性会对内筒已经屈 服的部分产生收缩压力,可以提升容器的承载能力, 但前提是内壁的残余应力不能达到反向屈服。结合 安定性分析,可以得到超水压试验压力上限的第二 个原则是容器处于安定状态,也即最大虚拟应力 (内壁环向应力)小于2S,具体表达式为: w=pw(K 2 +1 K 2 - 1 ) - n m =1 2pm c( K 2 m K 2 m -1) 2S pw2 (K 2 - 1) K 2 +1 S+2 (K 2 - 1) K 2 +1 n m =1 pm c( K 2 m K 2 m -1) (8) 式中 w 超水压试验最大虚拟应
19、力(内壁环向 应力) ,MPa 因为超水压试验的目的是检验容器宏观强度, 并使包扎层板接触更加紧密,同时还不能过大改变 容器材料的状态,所以水压下限取式(4)、(5)中的 小者。在容器结构参数和包扎夹紧条件相同的情况 下,超水压试验水压下限以Tresca准则为准。同 理,超水压试验压力上限取式(6)(8)中的小者, 由于K值的取值范围是1. 21. 4,因此超水压试验 水压上限以Tresca准则为准。根据式(4)、(6) ,超 水压试验水压的范围一般为1. 51. 8倍设计压力。 4? 4. 1 超水压试验 62 CPVT 整体多层夹紧式高压容器超压试验的应力分析及压力确定 Vol261No7
20、 2009 ? 为了验证容器的受力状况,对整体多层夹紧式 高压容器进行了超水压试验。 试验容器采用整体多层夹紧式结构,其内筒和 层板纵、 环焊缝均互相错开。容器设计压力为31. 4 MPa,内径Di= 800 mm,厚度 = 22 mm,由16MnR 钢板卷焊而成;层板采用10和12 mm厚的16MnR 钢板,以10 MPa夹紧力包扎共6层(其中10 mm厚 的4层, 12 mm厚的2层)。应力测试点布置在内、 外两个截面,见图4,为了减少边缘不连续性对测试 的影响,本次超水压试验的测试点选择在容器筒体 的中间部分相同位置的内、 外壁面,其中截面A-A 为内壁测试点布置截面,共布置5个测试应力
21、测试 点,截面B-B为外壁测试点布置截面,也相应布置 5个应力测试点。 图4 整体多层夹紧式高压容器 超水压试验容器及测试点布置图 根据式(4)、(6)确定超水压试验的水压值,为 了方便对比,水压值选择了设计压力, 1. 25, 1. 5, 1. 6, 1. 7, 1. 8倍设计压力作为测试压力。 超水压试验过程是通过封头接管将试验容器加 满水,然后封闭整个容器,通过电动试压泵向容器内 缓慢加水以达到试验所需要的压力。为了消除应变 片的滞后现象,在应力测试前先将压力从0 MPa缓 慢升压至31. 4MPa,然后再卸压为0MPa,同时将测 试仪器调零。 超水压试验将容器内水压循环: 031. 4
22、 39. 2547. 150. 2453. 3856. 520 MPa。 4. 2 分析与讨论 图5为内壁测试点环向应力的分布,为了方便 对比,将内壁各点与同样厚度单层结构容器的屈服 极限值进行对比。虽然第1点在设计压力下就差不 多达到单层结构容器的屈服极限,不过根据应力和 水压的关系图,第1点在1. 6倍设计压力以后 (50. 24 MPa)环向应力才出现明显的屈服,说明多 层包扎结构的预应力调整了容器的应力分布,有更 多的承载储备。根据式(4)计算多层包扎结构容器 的初始屈服压力为48. 4 MPa,而实测初始屈服压力 为50. 24 MPa,误差为- 3. 7%。在水压超过50. 24
23、MPa后,内壁其余测试点的环向应力也都超过了单 层结构的屈服极限,开始进入屈服状态。 图5 内壁超水压试验水压与环向应力关系 图6为外壁测试点的情况,最外包扎层板的厚 度为12 mm,层板的屈服极限为345 MPa,外壁第8 点在56. 52 MPa (1. 8倍设计压力)的环向应力为 335. 3MPa。根据图3的力学模型,外壁层板受内压 阶级屈服极限。外壁其余测点在1. 8倍设计压力下 环向应力值都小于250 MPa,连同尺寸单层结构的 屈服极限都没有达到,再次验证多层包扎结构容器 有很多承载储备。 图6 外壁超水压试验水压与环向应力关系 图7显示在超水压试验中内外壁相同位置的环 向应力情
24、况。内壁在1. 6倍设计压力(50. 24 MPa) 下进入屈服,而外壁处于弹性状态。这正是超水压 试验在检验整体强度的同时,还使内壁发生一定的 塑性变形,达到增强层板之间的接触,调整容器的应 72 第26卷第7期 压 力 容 器 总第200期 ? 力分布,储备了更多的承载能力,使容器更安全可靠 地运行。 图7 超水压试验内外壁相同位置应力对比 5? 通过力学模型,推导了整体多层夹紧式高压容 器在包扎夹紧过程中产生的台阶状预应力计算公 式,其分布规律是:内壁压缩强化、 外壁拉伸强化、 中 间接触松弛。超水压试验不仅能检验容器的宏观强 度,而且通过内壁的塑性变形强化了层板之间的接 触并调整了应力
25、分布。超水压试验压力上限以初始 屈服为起点,上限为全屈服为最大值,当整体多层夹 紧式高压容器径比为1. 21. 4时,超水压试验的试 验水压范围为1. 51. 8倍设计压力。 ?: 1 HG 31291998,整体多层夹紧式高压容器 S. 2 丁伯民,黄正林,等.高压容器M .北京:化学工业出 版社, 2003. 3 张羽翔,王坚,宜飞远,等.整体多层包扎式高压容器 应力状态研究进展J .化工机械, 2008, 35 (2) : 107 - 113. 4 丁伯民.压力试验及其有关的限制条件J .化工设备 设计, 1998, 35(4) : 9 - 15. 5 丁伯民.在编写实施导则 中对AS
26、ME- 1的理 解 压力试验 J .化工设备与管道, 2000, 37 (6) : 5 - 9. 6 薛洲,周瑾,叶力,等.国内外标准中压力容器水压试 验要求对比分析J .石油化工设备, 2006, 35 (6) : 45 - 48. 7 周静萍.论容器压力试验的应力校核J .化工设备设 计, 1999, 36(1) : 61 - 63. 8 FouldsJ,Andrew S,Viswanathan R. Hydrotestingof Fos2 sil Plant Components J .International Journal of Pres2 sure Vessels and Pip
27、ing, 2004, (81) : 481 - 490. 9 刘小宁.钢制压力容器试验压力的模糊可靠性理论 J .石油机械, 2008, 36(4) : 5 - 9. ?: 2009 - 02 - 23 ?:甄亮(1973 - ) ,男,讲师,主要从事压力容器的教 学与科研工作,通讯地址: 510640广东广州市华南理工大学 机械与汽车工程学院化工机械与安全工程研究所。 (?22?) 由于GB /T 19624规定适用范围: 0.6,2x0/Rt2.8(21) 因此得到g 0.84;又规定最大的许用工作压 力pmax=pL/1.8。因此,由(1)和(3)得到:GB /T 19624用式(19)
28、计算塑性极限载荷,对含凹坑圆柱 壳进行安全评定是可靠的。但有时偏于保守,其规 定式(21)的适用范围较窄。 4? (1)采用API 579局部减薄2级评定方法的原 理,分别建立了含椭球面凹坑和球面凹坑圆柱壳剩 余强度系数的计算公式和方法 椭球面凹坑RSF 计算流程和球面凹坑RSF计算流程。编成程序能 方便地计算相应圆柱壳的RSF。 (2)建立了轴向含椭球面凹坑圆柱壳的简便评 定方法: 1)在API 579的相应条件下,当圆柱壳参量g 0.2时免于评定; 2)利用圆柱壳凹坑的双参量 , g ( 0.7, g 1 ) , 从表4查出含椭球面凹坑圆柱壳的RSF值。 对轴向含球面凹坑圆柱壳能够得到类似
29、的结 果。 (3)GB /T 19624关于含凹坑圆筒形容器的评定 方法是可靠的,但适用范围较窄,且有时偏于保守。 ?: 1 API 5792000, Recommended Practice for Fitness - for - Service S. 2 GB /T 196242004,在用含缺陷压力容器安全评定 S. 3 数学手册 编写组.数学手册M .北京:人民教育出 版社, 1979. 251. 4 李思源,文斌,唐毅.含球形凹坑球壳构件剩余强度系 数的计算J .压力容器,2009,26(3 ) : 37 - 42. ?:2009 - 06 - 04?:2009 - 07 - 16 82 CPVT 整体多层夹紧式高压容器超压试验的应力分析及压力确定 Vol261No7 2009