压力容器制造中几个常见问题述评

1、压力容器制造中几个常见问题述评 在压力容器制造中， 常常会遇到这样一些问题， 如旋压近似椭圆封头与标准椭圆封头的替代， 成型封头最小厚度的取值， 管子与管板胀焊结合时的施工顺序及水压试验的有关问题等， 这 些问题表面看似乎很简单，但在执行中却存在一些问题，甚至存在着一些截然不同的观点。 为此， 笔者就上述问题进行了深入细致的分析， 在评价现行各观点基础上， 对上述问题作出 笔者的结论，以便施工中掌握与执行，确保产品质量的安全可靠。1 旋压近似椭圆封头与标准椭圆封头替代随着封头大型化以及旋压技术的推广应用， 越来越多的旋压封头已开始在压力容器上被 采用。 从旋压成型的机理与过程来看， 旋压成型的

2、封头应属于碟形封头范畴， 从而在应用中 有人认为不能等效替代椭圆封头 1，2 ，且持这一观点的人还比较多。他们认为，既然封 头属于碟形， 就应按照碟形封头有关强度计算公式求得的壁厚来验收， 亦即封头的壁厚应比 相应规格标准椭圆封头的壁厚增厚， 而不管旋压成型的椭圆封头与标准椭圆封头在实际形状 上的接近程度。与上述观点截然不同的是，有人认为35L无论封头的成型方法如何，只要最终成型封头的实际形状在 GB150 规定的标准椭圆封头的允许偏差范围内，那么该封 头都应该属于标准椭圆封头， 因此完全可以等效替代标准椭圆封头而无需增加壁厚。 有关文 献的研究表明 5， 6，对 R=0.8Di,r=0.15

3、4Di 以及 R=0.904Di,r=0.173Di 等 5 种深碟形 封头，其形状与标准椭圆封头十分接近，理论曲线偏差皆未超过 GB150 规定的标准椭圆封 头的允许形状偏差 范围， 因此从规定本身的含义来看， 这些碟形封头也应该属于标准椭 圆封头的范畴，因此也就可以与标准椭圆封头等效替代。再者，从应力分析的角度出发， ASME忸-2的有关图表中明确指出7 , R=0.9Di,r=0.173Di的标准碟形封头计算曲线即是标准椭圆封头的曲线，换句话说两者是一回事8。与此同时，对于 Di/2hi 不等于 2 的椭圆封头，文 7规定也应按相当的碟形封头或按附录分析设计。由此可见，在文7中碟形封头与

4、椭圆封头的设计实属同 1 种方法，并都是按碟形封头曲线图求得。因此，对 形状相近或相当的碟形与椭圆封头， 其设计总是一样的8。 笔者对 R/Di=0.833,r/Di=0.156 的近似椭圆封头和标准椭圆封头的壁厚计算证明，当直径及材料 相同时，与文7 的结果十分接近。另外，笔者曾对AD : 9 :中的深碟形封头（R=0.8Di,r=0.154Di） 的壁厚计算公式进行了分析，发现按 AD 规定的深碟形封头的壁厚一般总是小于或等于按 GB150 求得的标准椭圆封头的壁厚 （因为 AD 中没有椭圆封头的概念， 而只有深浅碟形封头 ）。由此也可以看出，在通常情况下用深碟形封头代替同规格、材质及 板

5、厚的标准椭圆封头也是可行的。不能简单地以封头的类型来按各自的计算公式确定其壁 厚，而更应注重实际形状与标准形状的差异，并由此来判定其强度能否保证。而文1和2 之所以得出不正确的结论，就在于他们只看到成型过程而未注意实际结果，并参照无 力矩分析结果单纯以各自强度计算公式进行计算对比。 但在对比时又忽略了封头类型不同其 计算公式体系亦不同这个问题， 以致于实为同一封头， 却选用了不同公式而造成计算结果差 异很大。 这有点类似于在进行开孔补强计算时，同一结构采用极限分析法与等面积法计算结果存在很大差异一样。综上所述，笔者认为，对于采用旋压成型的近似椭圆封头，只要按照 GB150 采用标准 椭圆封头的

6、样板进行检查，其偏差未超过 GB150 规定时，皆应看作是标准椭圆封头，因而 可以完全等效替代标准椭圆封头。 当然，采用冷旋压成型后， 应对封头进行消除应力热处理， 以避免封头内存在着过高的残余应力，必要时尚应对过渡区作无损检测3，10 。2 成型封头最小厚度取值自 GB150-89 执行以来， 一些作者先后就 GB150 中关于成型封头最小厚度取值规定进行了讨论1113 。其中文11 12 认为，成型封头的最小厚度S min （计算厚度）+C2（腐蚀裕度），而不应是S min n（名义厚度（钢板负偏差），并且应在图上标注封 头的最小厚度或计算厚度而不是名义厚度S n。这些文章分析指出，按 G

7、B150的规定，在很多情况下不仅不能充分发挥企业的加工手段和技术优势，甚至出现不必要增加板厚来满足或保证规定的最小厚度，从而造成了浪费。这些文章的分析思路是正确的，也符合GB150作出该规定时的初衷， 但是他们都忽略了有些封头上要开孔且需要补强这个事实。如果这时还按文 11 12取值，很显然是欠妥的。因为在进行压力容器强度计算时，往往都 把封头设计厚度以外增加或圆整部分计入了开孔补强计算，如果此时仍取S min= S +C2，很显然计算考虑的多余补强金属就不能保证， 因此， 必须通过补强计算来确定封头的最小厚 度，文 13就是针对这一问题而进行的讨论。该文以等面积法计算为基础，推导出了封头最小

8、厚度的计算公式:A 一 一 Aj 一(1)D (1 2 ( CXI A) a + ci式中各符号意义见 GB150。从式 可以看出，对于有开孔补强要求的封头，最小厚度比无孔封头增加了一个厚度 §:当§（）时，应取=0 ,即不需另加补强面积的情况，但这在文13 中并未提及。再者，文13 也未讨论无孔封头的情况，所以只考虑到问题的一个方面。基于这些原因，笔者曾专门撰文对该问题进行更为深入全面的讨论】14 L根据强度和稳定性要求，对无孔封头以及开孔补强封头的最小厚度进行了分析，得出更为准确可行的几点意见：对于无孔圭寸头，3min+C2。对于开孔圭寸头，3应按式（1巾计算，且S m

9、in +C2。图样上应给出最小厚度 3 min,而不宜给出名义厚度3 n ,以便制造厂在选用毛坯厚度时准确掌握真 正的裕量，从而确定加工方法来保证这一最小厚度。按照这些观点来确定成型封头最小厚度，不仅可以保证冲压后的封头符合图样要求，而且也能让企业有充分的自由选择余地，制造出 经济合理的封头，这正是 GB150作出封头最小厚度规定的真正含义。3管板与管子胀焊结合时的施工顺序管子与管板的连接形式有以下几种：胀接、焊接、强度胀+密封焊及强度焊+贴胀。3.1 先焊后胀15 , 16 :先焊后胀工序，焊前管板坡口容易清洗干净， 焊接时管子与管板间隙处的空气可以从正、 反两侧排除，对于防止焊缝产生气孔及

10、保证焊接接头的质量十分有益。同时，后胀可以使胀口胀后的残余应力不会松驰，避免了因焊接高温的影响而发生松驰。但是对于焊接性较差的管子与管板接头，胀接时焊道容易产生微裂纹，甚至于将焊道胀裂。对于这种情况，应采用 深度胀（即管口 1015mm左右不胀），使胀接部位避开焊道， 从而减小胀接对焊道的影响，这也是先焊后胀工艺的最大不足之处。文献15 的试验研究表明，采用先胀后焊工艺, 管子与管板焊后的泄漏率比采用先焊后胀工艺要高出 10 倍左右，而且检验结果表明，焊缝 外观均匀，有金属光泽，成形美观，着色检查的气孔与未熔合现象很少。因此，国外也多采 用先焊后胀工序。3.2 先胀后焊 15 采用先胀后焊工序

11、， 由于胀接时在管端及坡口处将留下大量油污及铁锈等杂物， 尽管焊 前要进行清洗， 但由于管桥较窄，加之管子伸出管板等原因， 难以保证坡口的彻底清洗。当 焊接时， 这些遗留杂物将发生巨烈的化学变化， 水分和空气因受热而局部膨胀， 并在管子与 管孔的间隙内形成压力， 由于胀后背面堵死， 这些带压气体只能从焊道一侧排除， 焊接时处 于熔融状态下的金属无强度可言， 气体便很容易穿过焊道， 尤其在收弧处更是如此。 气体冲 出焊道使焊缝金属呈沸腾状， 造成焊缝高低不平， 甚至呈蜂窝状。 同时， 还使焊缝表面氧化， 造成未熔合等缺陷。 在焊缝冷却过程中， 有的气体未能及时逸出焊缝表面， 从而在焊缝内部 形成

12、气孔。 另外， 焊接时产生的高温会导致已胀接的部位变形，使胀接过程中产生的残余应力和弹性变形有所消失，从而可能使胀紧力减小甚至消失。文献 15 的试验研究结果表 明，先胀后焊工艺泄漏率是先焊后胀的 10 倍左右。我们长期的大量生产实践也证明，先胀 后焊确实存在着许多不足，尤其是在焊接工艺性能较 差的情况下问题更为严重，如 20MnMo 、15CrMo 与奥氏体不锈钢管的匹配就属于这种情况。综合以上分析， 尽管可以采用先胀后焊工序， 但国内外制造使用情况表明， 采用先焊后 胀工序更具有优势。因此，笔者以为，在设计和制造时，应优先考虑先焊后胀工序，对于管 子材料可焊性较差的情况，可以将管口留出10

13、15mm 不胀的区域。4 材料代用在制造中材料代用是不可避免的， 尽管压力容器安全技术监察规程 对材料代用作出 了一些规定， 但这只是原则性的， 在实际中由于材料代用而引发的相关问题往往不易引起人 们的注意。4.1 优代劣与厚代薄所谓优代劣， 是用较高级别或性能较好的材料代替较低级别或性能较差的材料； 厚代薄 则是用同样钢号较厚规格的材料代替较薄规格的材料。上述代用往往被认为是随便可行的， 从而忽视了一些相关问题的存在，有时甚至成为重大问题。当厚板代薄板时， 往往要引起连接结构的变化， 如加厚的封头与筒体的连接， 往往都必 须对封头进行外削边处理。 对于用管道做筒体的设备， 当筒体壁加厚时，

14、筒体与封头的连接 处有时也必须对筒体侧作内削边处理。 对于筒体与管板及平盖的对焊连接结构也同样存在这 些问题。 当厚度增加较多时， 常常还涉及到焊接结构的变化， 如接管与壳体焊缝及对接焊缝 都有可能从原来的单 V 型改为 X 型坡口。厚代薄的另一个问题就是有可能导致强度不足 17 ，这是因为随着板厚的增加，材料许用应力呈下降趋势，如16MnR ，由 16mm 增加到18mm，许用应力由170MPa 下降到163MPa ;20R在100 C下由16mm 增加到18mm 时，许用应力由 132MPa 下降到 126MPa 。这在封头制造时尤应引起注意，因为在封头下 料时往往都要增加一定的毛坯厚度来

15、保证冲压后封头的最小厚度， 结果有可能导致冲压后的 封头强度不足 1 7 。因此，当处于这些临界状况下的厚代薄时，还必须对强度进行验算。 对于膨胀节、波纹管、挠性薄管板和薄管板等元件，原则上不应采用厚代薄，因为随着元件 的加厚，其刚性相应增大，从而削弱了补偿变形效果。对于开孔补强板也不应过多加厚，因 为补强板过厚， 在补强板与筒体连接的外周将会形成很高的应力集中， 以致引起焊趾部位开 裂。由此可以看出，厚代薄并不总是有益的，所以在进行代用时对上述问题尤应引起关注。优代劣对于一般情况而言总是有益的， 它可以增加设备的强度储备， 提高设备的安全可 靠性，但对于有些特殊工艺环境则不然。对于湿H2S

16、环境，很显然选用碳素钢则比用15MnVR 、16MnR 和 20MnMo 等具有更好的抗 H2SSCC 能力 1 8 。对于液氨环境也同 样如此，因16MnR在液氨环境下也存在 SCC,所以在这种环境用16MnR等低合金钢代替 20R、20g及Q235系列钢会更容易出现问题。其次，对于设计要求屈强比<r s/ o较低的情况， 用所谓优代劣时也应引起注意， 如大开孔补强结构、 补强板结构及采用极限法设计的 补强结构等。 对于强度级别较高的材料代用时要注意的另外一个问题是可焊性，因为一般强度级别越高， 其可焊性就越差， 若此时再用更高级别的材料代用， 将使焊接更为困难。 还有， 对于膨胀节、

17、 爆破片和挠性管板这类零件， 原则上不允许以优代劣， 否则应按代用材料重新 计算，对其厚度适当减薄，否则将有可能导致这些元件及相邻部位失效。除了上述要考虑的问题外， 代用者尚应考虑到设备的经济性， 因为这样的结果无疑将使 设备的成本增加，尤其是在代用设备主体材料时更应权衡利弊。4.2 其它问题根据实际用材情况， 焊接工艺应作相应修改。 对于用高级材料代用低级材料时， 其 试验与验收仍应按低级材料执行， 而无须再提高验收要求。 材料不同， 其低温韧度储备也 不同，相应的最低水压试验温度将可能有所变化，此时应严格按照 GB150 的规定执行。此 外，如当板厚加厚超过了 GB150 规定的冷卷厚度时

18、，必须对筒体作消除应力热处理。当钢 板达到一定厚度时还须超声波探伤。 必要时还应适当提高水压试验压力， 有的甚至还将导致 设备结构上的重大改变。5 水压试验水压试验作为设备制造的最后一道工序， 除了对设备的强度进行检验外， 还将对焊缝的 致密性或密封结构的严密性能进行检验。同时可降低或消除残余应力，并使缺陷(裂纹 )尖端钝化， 从而防止在较低工作压力下裂纹的扩展或减缓其扩展速度， 提高其寿命。 在合理的超 载比下尤能提高其疲劳寿命，且能提高压力容器的承载能力，爆破压力将明显提高1921 。可见，压力试验的意义重大，对于压力容器的安全使用有着重要作用。然而，由于 GB150-89 规定的不够严谨

19、， 使得应用中出现了一些理解上的混淆， 以致于在有些情况下的 试压已失去意义。另外， 对于夹套设备的试压问题，标准规范的规定又显得过于武断，给制造带来一些不必要的麻烦。 再有， 当壳体材料代用后， 试验压力是否应有所更改也是一个值 得探讨的问题。5.1 试验压力取值及试验应力限制 22 GB150-89 规定水压试验应力为：p 试=1.25p 设t(3)当立式容器卧置试压时，还应计及试验时的液柱静压力，即：p 试=1.25p 设t+ y H(4)GB150-89 要求将试验应力提高到设计应力的 1.25 倍来检验设备的强度、密封结构的 致密性以及焊缝的致密性等。文 22的分析表明，按式 (3)

20、的计算值只是水压试验的最低 要求，对于立式液气共存或充满液体的容器，式 (3)就不可能满足要求，此时应用下式的计 算压力取代设计压力：p 计=p 设 丫 h(5)式中，丫 为液体物料的密度；h为液体物料的充装高度。若此时容器卧置试压，其试验压 力应为22 :p 试=1.25p 计t- yH式中，丫为液压试验用介质的密度；H为容器容空总高度22 。显然，式(6)比式(4)更合适，因为按式(4)计算试验压力就有可能为满足液压试验而增加设备厚度，可见，以p计代替p设来计算试验压力较为合理，ASME : 23 、BS5500 : 24 、AD : 7等也以p计进行计算，尽管 ASME也采用p设进行计算

21、，但它只用于立式未充液 容器的情况，并不涉及液柱静压力的情况。从国外规范的情况来看，它们所规定的试验压力往往都很高，实际的试验应力倍数也都接近标准规定的倍数。如在BS5500中， 其p试为：C0址=25少汁小/叮£ 厂占一匚式中，S为名义厚度，C为附加量。为使容器能真正接受考验，把壳体设计时的富裕量用于 承受提高的试验应力。由此可见，各国规范都是将标准给出的试验压力作为下限进行规定的，基本上都以p计代替p设，且实际试验压力都很高，目的在于使试验应力高于设计应力一定倍数以检验 容器，即实际试验压力一般均大于等于p试。但GB150-89似乎不是很明确，以致于在执行中有很多人认为不能超过G

22、B150-89规定的计算值。而且 GB150-89规定的是用p设计算p试，在低压高塔设备中常增加设备厚度来满足试压要求，很显然这是不科学的。在已 出版的GB150-1998:25 中已对上述部分问题进行了修改，但在立式容器卧置试压的规定方面似乎仍有些问题。关于试压时的应力控制问题，分析讨论的文章比较多，普遍认为按GB150-89 计算试验压力可以不必进行应力校核，因为试验应力不可能超过0.9 b或0.8 d s。但是这些文章在执行，实际的试验压力有提高的趋势，因此在实际的试验压力下就有可能出现试验应力超过0.9 b或0.8 b的情况，从而影响到设备的安全。从国外规范的情况来看，它们也都作出了

23、限制。ASME忸-1虽未作出直接限制23 ，但它指出，若有意无意超过按其公式计算的试 验压力进行试验，使容器出现明显的永久性变形（塑性变形）时，检验员有权拒绝验收，所以实际上还是对试验应力作出了限制。因此笔者认为，试验应力仍应按GB150-1998 加以限制。为了提高试验压力，必要时可以按笔者推导的公式来计算液压试验压力19 ,以保证试验应力 b T< 0.9 b s，即：户试 < 匚4幼廿|>/|>丁兀（8） °式中符号意义见文19 。5.2 夹套设备试压工序调整与改进26 :按GB150和压力容器安全技术监察规程，对于夹套设备，应将内筒组装焊接并试 压合格后再组焊夹套并试压，必要时夹套试压还须对内筒保压（这由设计确定）。但是，由于实际结构的限制，往往夹套组焊后内筒仍需再次试压，因此夹套设备通常都要试3次压。然而，由于夹套设备的种类及结构型式较多，对于有些结构型式，完全没有必要试3次压。如图1a和图1b所示的夹套结构，在试压时可以对内筒进行检查，只要夹套压力高于内筒 压力且夹套试压时内筒不需保压，则完全可以将内筒及夹套一起组焊完毕后进行试压。此时应先对夹套试压并对被夹套包围的内筒进行检查，然后再对内筒试压并对夹套以外的部分进行检查。当然，对于内筒压力低于夹套且夹套试压时内筒又需保压的情况，原