低碳钢压力容器爆破试验及爆破压力公式研究

1、试验研究低碳钢压力容器爆破试验及爆破压力公式研究浙江大学化机研究所郑传祥文棋摘要:在大量Q235-A 和20R 等低碳钢类容器爆破试验的基础上, 在对低碳钢类压力容器的爆破压力进行统计分析后, 对原有的爆破压力估算公式Faupel 公式进行修正, 得到更符合实验值的计算公式, 并对其他不同直径的低碳钢类压力容器进行验证, 。关键词:低碳钢; 压力容器; 爆破压力中图分类号:TG 142. 3;T Q051文献标识码:A 文章编号:(-04Explosive V essel and R esearchof Explosive StressZhejiang University ZHENG Chu

2、an -xiang WEN Q iAbstract :A fter many explosive experiments of pressure vessels of mild steel such as Q235-A 、20R , and with statistical analyzing inherent formulas of explosive stress of such vessels , we m odified the formerly expression Faupel and get another one accord with the experiments. It

3、was proved to be in comm on currency by testifying to other mild steel pressure vessels of different diameter. K ey w ords :mild steel ;pressure vessel ;explosive pressure1前言1、35低碳钢由于含碳量比较低, 钢中又含有一定量的硅、锰等微量元素, 材料具有较高的塑韧性, 焊接性能良好, 缺口韧性较高, 因此是压力容器及设备的主要制造材料。一般压力容器在工作压力作用下储存着很大的能量, 一旦失效产生爆破, 后果是灾难性的。针对

4、压力容器的爆破失效研究一直都在进行中, 尤其是分析设计规范的提出和施行, 对容器的爆破压力研究更显重要。传统低碳钢高压容器的爆破压力的估算一般采用Faupel 修正公式。它是针对大量低碳钢、低合金钢和高合金钢爆破试验后得出的, 其他的还有基于塑性理论推导得出的计算式。作者在大量的低碳钢容器爆破试验中发现Faupel 公式在对低碳钢高压容器的爆破压力的估算中误差偏大, 已超出10%的工程误差范围。如进行修正, 则对低碳钢高压容器的爆破压力估算值可以较为接近。在对其他直径的低碳钢高压容器的爆破压力估算中也比较接近, 具有一定的通用性。精确的爆破压力计算值可以降低爆破失效设计准则的安全系数, 提高设

5、计精度, 从而减少材料用量, 减轻容器重量。2现有爆破压力的估算公式6、7211低碳钢的典型爆破过程低碳钢破坏属于超强度破坏, 即容器因超压或壁厚大面积减薄而发生显著塑性变形后破坏。以Q235-A 为例, 其爆破失效的力学特性有以下几个阶段:弹性变形阶段、屈服阶段、塑性变形阶段、断裂阶段。当材料出现塑性大变形时, 材料强化而承载能力上升的影响与塑性变形材料减薄而使承载能力下降的影响相抵消, 材料无法增加承载能力, 即断裂失效。对于压力容器, 筒体承受内压超过屈服极限之后, 产生塑性变形, 但由于器壁材料应变硬化, 反而9 相应的提高了承载能力, 即使筒体达到整体屈服, 全部塑性, 也不能认为容

6、器就已失效。因为筒体壁厚较大, 材质具有良好的塑性和明显的应变硬化特性, 能够阻止材料的塑性流动。只有当压力增大到某一定值时, 由于变形加大, 使容器减薄, 承载能力降低, 筒体才发生爆破。这就是爆破失效准则的理论基础, 也是爆破压力估算的理论依据。爆破压力计算方法很多, 其中Faupel 公式和基于扭转剪切实验数据的公式已被我国超高压容器安全监察规程采纳。212Faupel 公式Faupel 公式指导思想为:容器的爆破压力介于容器器壁材料达到全塑性时的压力和达到极限强度时的压力之间, 度极限之间。也就是说, 。:P b min =s ln k 当应变硬化出现后, 材料的屈服极限提高。应变硬化

7、最严重时, s =b , 容器的爆破压力为最高值。即:P b max =b ln k 容器的实际爆破压力随材料屈强比s /b 有线性的变化规律, 即爆破压力为:P b =s (2-b ln k (1式中P b , P b max , P b min 分别为爆破压力, 最大爆破压力, 最小爆破压力,MPa ;s 筒体材料的屈服极限, MPa ; b 筒体综合抗拉强度, MPa ; k 筒体直径比R 0/R i 。上式是Faupel 从实验中得到的半经验公式, 形式比较简单, 便于设计应用。但是根据近年的石油化工引进装置中高压设备的强度计算与试验, 发现福贝尔公式应用仍存在着令人不满意的问题:爆破

8、压力的计算误差在±15%左右, 许多爆破实验中发现, 福贝尔公式计算结果偏于安全。213基于扭转剪切试验数据根据文献2可知, 基于扭转剪切试验数据公式是根据扭转实验数据, 用大变形理论并考虑材料在塑性大变形后的硬化效应对爆破压力的影响, 用塑性力学方法推导而得的解析解, 其表达式为:P b =A 1/2(2-3 +(21530-4153240|i o +B 1/4(4-215 +(212527-41253060|i o+C1/8(8-2125 +(211252515-411252970|i o(2式中, A 、B 、C 是用=A 1/2+B 1/4+C 1/8去拟合材料的剪应力剪应变

9、曲线所得的常数。该计算式经爆破试验数据验证表明其理论计算值和容器实际爆破压力的偏差在±3. 3%以内。但, 计算麻烦, 并i o , 需用试差法e i -1=K (e 0-11/21/41/8A 1/20+B 1/40+C 1/80=e i -0故从实验出发, 针对低碳钢压力容器将Faupel 公式进行修正, 以得到适用于低碳钢类容器较为精确的估算公式。3爆破压力实验311实验装置爆破实验采用液压爆破, 由于液压爆破释放能量有一定危险性, 可将容器置于爆破坑中进行实验, 实验装置如图1。图1爆破压力实验装置容器材料采用Q235, 其力学性能为:s =235MPa ; b =375MP

10、a 。试验是以工作压力, 超工作压力和爆破三个阶段试验循环, 以510逐级升压或降压做出记录, 可得数据见表1。312实验数据处理从该数据可以做出不同的壁厚或径比的情况下, 实际爆破压力和理论爆破压力的曲线, 如图2, 并对实际爆破压力用最小二乘法进行曲线拟合。拟01CPVT 低碳钢压力容器爆破试验及爆破压力公式研究V ol19. N o92002合曲线方程为:P b 555156(ln k -010168 。分析两种计算爆破压力的误差值, 见表2, 图3。 表1爆破压力计算序号外径 D 0(mm 内径D i (mm 壁厚(mm 径比K 实际爆破压力P b (MPa 理论爆破压力P b (MP

11、a 1391783610011890111064912371502381943418921030111165512401903391233511221065111175214411234381893416521120111225010421905401003515021250111276015441556391803510021400111346715461867401103512021450111396618481508391873419421465111416312491129391893419421475111426116491481040101351042148511142641049

12、1481139195341872154011501123919534180162151134010034170116614531051439180341662680111506610521081540111341742168511155641053170图2爆破压力曲线图11实际爆破压力; 21计算爆破压力; 31曲线拟合313修正公式的通用性验证从图2、图3可看出:图3爆破压力误差曲线图表2爆破压力误差计算序号123456789101112131415拟合公式(MPa 46167511675211654164571116015563100631976414664146661406713769

13、1786813470175误差(%-51159-6 1409-0145891282-51601-101294-5169511219416380171491209816585109431538101540Faupel 公式(MPa 371504019041123421904415546186481504911249148491485017951144531055210853170误差(%-23178-25190-21131-14120-26136-30157-27139-22127-19167-22168-16146-17103-20110-21109-16109(1 实际爆破压力值变化不稳定,

14、 拟合曲线方程在实际爆破压力周围波动, 且误差在10%左右;(2 Faupel 公式计算爆破压力的误差较大, 最大值超出30%, 且偏于保守。随着径比的变大, 虽然误差仍然维持在15%左右, 但波动趋于平缓。从Faupel 公式可以看出爆破压力与材料的屈服极限s 以及材料的屈强比s /b 均成线性关系, 所以对拟合曲线方程做进一步处理:P b 47111s (b614ln k (3利用文献4中对20R 钢的爆破压力实验数据对此公式进行验证。20R 钢的材料力学性能为:s =284145MPa ; b =48318MPa ; 其爆破压力实验数据见表3。表320R 钢爆破压力实验数据及误差计算序号

15、1234567径比k113116210214218312316实验爆破压力(MPa 119168212139311185381148456190526162574169计算爆破压力P b (MPa 117144210139310127391188460189520166573138误差(%-11906-01952-015092165501865-11145-01228从表3可以看出修改以后的拟合公式计算出的爆破压力能很好地趋近于实际爆破压力, 误差不超过±3%, 这对低碳钢容器的爆破压力较为适用。4结语经过大量Q235-A 和20R 等低碳钢类容器的爆破试验, 并对低碳钢类压力容器的

16、爆破压力进行11第19卷第9期压力容器总第118期统计分析后, 认为原有的爆破压力估算公式Faupel 公式对低碳钢类压力容器的爆破压力的估算误差偏大, 并提出经修正后更为符合实验值的计算公式(3 。用20R 钢对其他不同直径的压力容器进行了验证, 表3的实验数据表明该公式对于低碳钢具有一定的通用性。该通用公式具有形式简单、使用面较广、计算精度较高、误差小的特点, 可用于工程计算。本公式在其他材料压力容器上的适用性还有待进一步修正。参考文献1丁宀君果1化工容器及设备设计M .浙江大学出版社, 199412黄载生. 超高压容器爆破压力计算J , ,(6 :25-27.3刘小宁. 压力容器爆破压力

17、的计算J .化学世界, 1991,22:36-39.4陈志平, 黄载生. 超高压容器爆破压力计算式及其工程应用J .化工设备设计, 1992, 25:23-26.5M. G iglio. S pherical Vessel Subjected to Explosive DtonationLoadingJ, Int.J. Pres. Ves. &Piping , 1997,74:83-88. 6A. K. Brown , W. A. Mak , M. W. Whitm ore. Areview of U 2nited Nations T ests for ExplosivityJ.Jou

18、rnal of Loss Pre 2vention in the Process Industries 13(2000 :33-39. 7He Fengman , T ong Zheng , Wang Ning , Hu Zhiy ong. Explo 2sive F orming of Thin -wall Semi -spherical PartsJ, Mate 2rial Letters ,45(2000 :133-137.-:, , , 博士, 副教授。通讯地址:, 邮编:310027, E -mail :zhengcx21cn. com 。(上接第4页 面缺陷涡流检测装置. 10中国

19、专利Z L 89216209, 高温换能器.11Arakawa , T akahiro Y oshikawa , K azuo ,et al. Applicationsof Brazed -type Ultras onic Probes for High and Low T em 2perature Uses J.N ondestructive T esting and Evaluation , 1991, 7(1-4 :27-30.12United S tates Patent 4872345, Measuring Wall Erosion. 13向丹, 张家骏, 闻人琪. 超声耦合剂的高温

20、性能研究J.无损检测. 1994, (5 :38-40.14向丹, 刘惠琴. 磁性超声耦合剂的研究J.无损检测.1994,16(12 . 339-340,343.15向丹, 包叶青. 超声耦合用磁性液体的研究J.应用声学. 1995,14(6 :29-32.16中国专利Z L 89105081, 缩聚磷酸盐高温耦合剂及其制造方法.17Dix on , S. Edwards , C. High -temperature ThicknessG auging Using a Highly Deformable Dry C ouplant Material J.N on -Destructive T

21、esting and C ondition M onitoring , 2000, 42(11 :734-736.18T ackitt , K irk D. G illespie , John W. Jr. et al. High T em 2perature Measurements of Ultras onic Wave S peed Using a Laser Ultras onic T echnique C, Annual T echnical C on fer 2ence -ANTEC , C on ference Proceedings , 1996:1198-1202.19关卫和

22、, 阎长周, 陈文虎等. 高温环境下压力容器与管道在线超声波检测技术J.压力容器, 2002年增刊:12-15.20张新霞. 聚烯烃材料性能数据库系统开发J.齐鲁石油化工,1999,27(4 :284-286.21S C oncari , A Fairman. HI DA databank -its Developmentand FutureJ, International Journal of Pressure Vessels and Piping. 2001,78(11-12 :1031-1042.22Fedeli , G. Survey of European Industrial Experience Withinthe HI DA Project J.Materials at High T emperatures , 1998, 15(3-4 :239-242.23Jovanovic AS , Wageman G. K nowledge -based System(K BS for Creep Crack G rowth of High T emperature C om 2ponents in HI DA Project J.Mate