CN102052995A - 一种压力容器短时受火后的安全评测方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种压力容器短时受火后的安全评测方法，包括：检测受火时压力容器周围温度；根据所述温度确定进行一级评测或二级评测，其中，一级评测是指检测压力容器防火涂层和涂层的完整性后检测设备的密封性；二级评测为：检测压力容器变形尺寸；测试硬度；测试抗拉强度、确定最高许用工作压力；判断蠕变区域，确定蠕变寿命或检测压力容器的密封性。或在二级评测后进行三级评价：进行现场金相分析、力学性能实测以及应力分析后测试硬度等。本发明提供的技术方法可用于压力容器设备短时受火后的安全性分析，避免不必要的维修和保费，进而提高高温生产设备检修计划制定的合理性。

Description

一种压力容器短时受火后的安全评测方法

技术领域

本发明涉及压力容器的安全评测方法，具体地说，是关于一种压力容器短时受火后的安全评测方法。

背景技术

石油化工工业中，压力容器占有相当大的权重。随着科学技术和工业生产的发展，对这些设备的要求越来越高，特别是由于石油化工生产设备大多在恶劣的环境下运行，面临高温、高压、低温、高真空度、腐蚀、有毒、易燃易爆等威胁，对设备进行系统的安全评估显得尤为重要。目前，国内外针对不同作业环境下设备的评估均有不少文献记载。比如：针对化工高温设备结构损伤的安全评估方法早在二战之后就有不少学者对其进行研究，已相对比较成熟。对于高温环境下含缺陷结构完整性评定，国际上也出了相关的规范，这些规范在一定范围针对特定设备有其成功案例，但同时也存在缺点，需要对其进一步完善和研究；然而对于在特定环境下的设备安全评估，例如在火灾和局部过热/超温下的设备安全评估研究甚少，主要原因是火灾属于随机事件，存在着偶然性、突发性和不确定性，火灾过程中燃烧温度及燃烧时间难以确定，而且每类火灾的冷却速度不尽相同又难以获得，因此在评估这类设备事故时比较棘手。

我国针对承压设备，特别是压力容器的缺陷评定早在20世纪70年代就开始研究。然而，国内所制定的规范及标准仅仅是针对通常情况下设备缺陷的评定，对于在特定环境下，如火灾、局部过烧/超温后设备缺陷的评估理论研究国内尚缺乏理论的支持。尽管在国内的一些大型石化企业开始考虑受火应用于设备的风险评估，收到了一定的成效，但这些风险评估技术是仿照国外制定的，而国外的工业水平和设备管理水平与我国有很大差距，因次并不能完全适应国内的石化系统。因此，迫切需要根据我国的传统管理理念和对安全的重视程度来建立适合我国国情的设备缺陷评估准则和评估技术。

此外从专利方面查询，相关的专利有压力容器疲劳寿命安全预测方法，提高核压力容器脆化监测可靠性的方法等等，但是我国目前还没有关于压力容器受火安全评价方面的任何专利。

发明内容

本发明的目的在于提供一种压力容器短时受火后的安全评测方法。

本发明提供的压力容器短时受火后的安全评测方法，包括：

检测受火时压力容器周围温度；

根据所述温度确定进行一级评测或二级评测，其中，

所述压力容器周围温度＜205℃或所述压力容器周围温度为205℃～425℃、所述压力容器外表面满足要求时进行所述一级评测，所述一级评测是指检测压力容器防火涂层和涂层的完整性后检测设备的密封性；

所述压力容器周围温度＞425℃或所述压力容器周围温度为205℃～425℃、所述压力容器外表面不满足要求或经所述一级评测检测确定密封性不满足要求时进行所述二级评测；所述二级评测的步骤依次为：检测压力容器变形尺寸；测试硬度；测试抗拉强度、确定最高许用工作压力；判断蠕变区域，确定蠕变寿命或检测压力容器的密封性；

经所述二级评测测试硬度不合格、或最高许用工作压力不合格、或蠕变寿命不能够接受、或密封不合格进行三级评测，所述三级评价的步骤依次为：进行现场金相分析、力学性能实测以及应力分析后测试硬度；修补裂缝区域、或进行冲击试验，修补裂缝区域；或进行正火处理后重复所述测试硬度步骤；或进行正火处理后进行更换或报废处理；或进行金相分析，观察组织中是否包含马氏体、贝氏体和魏氏铁素体，进行正火处理后重复所述测试硬度步骤；或进行正火处理后进行更换或报废处理；或观察是否是标准的珠光体铁素体组织，标定采取新的硬度或重复进行金相分析步骤。

根据本发明，所述确定最高许用工作压力的方法是基于应力-强度干涉模型的压力容器短时受火的可靠性分析方法，所述可靠性分析方法包括：

(a)用于将受损设备分析数据输入有限元模型数据库，参考可靠性分析数据库，建立有限元分析数据的步骤；

(b)用于将有限元分析数据送入有限元模型和可靠性分析模型库，建立基于应力-强度干涉模型的概率有限元分析数据的步骤；

(c)用于将计算结果存入可靠性分析数据文件的步骤；

(d)重复步骤(b)，(c)进行计算的步骤；

(e)用于将满足设定要求的基于应力-强度干涉模型可靠性分析数据文件进行可靠性分析计算，得出所要求的可靠性分析结果的步骤；

其中，所述计算包括计算受火后屈服强度及标准差、最大承载应力及标准差、以及可靠度。

根据本发明，所述最高许用工作压力采用如下公式计算：

压力容器为圆筒体，

或压力容器为球体

其中，φ为焊缝系数；δ_y为筒体的有效厚度；[σ]为受火灾后材料的许用应力；D_i为容器内径。

根据本发明，所述[σ]为受火灾后材料的许用应力S_afd，采用如下公式计算：

$S_{\mathrm{afd}}=\min \left[\right\{C_{\mathrm{ism}}{S}_{\mathrm{uts}}^{\mathrm{ht}}\left(\frac{S_{\mathrm{aT}}}{S_{\mathrm{aA}}}\right)\left\}\right\{S_{\mathrm{aT}}\left\}\right],$

其中，C_ism为工作安全系数；S_aA为在硬度测量时，周围环境温度下的原始设计许用应力或标准许用应力；S_aT为原始设计许用应力或具体设计温度下的标准许用应力；S_uts ^ht为基于硬度测量从第一步得出的极限抗拉强度。

根据本发明，所述最大承载应力采用如下公式计算：

压力容器为圆筒体，S＝PD/2δ_d

或压力容器为球体，S＝PD/4δ_d，

其中，P为内压；D为容器的平均直径；δ_d为筒体厚度。

根据本发明，所述可靠度的计算采用如下公式计算：

$R(t,T)=\frac{1}{\sqrt{2\mathrm{\π}}}\underset{-\∞}{\overset{z}{\∫}}\exp [-\frac{z^2}{2}]\mathrm{dz}$

其中，y(t，T)＝δ(t，T)-S(t，T)；μ_y＝μ_δ-μ_S

                                     ${\mathrm{\σ}}_y=\sqrt{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\δ}}^2+{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\δ}}^2};$                      $z=\frac{y-{\mathrm{\μ}}_y}{{\mathrm{\σ}}_y}.$

本发明公开的一种压力容器短时受火后的安全性评测方法，包括采用对过火设备进行火灾分类、火灾危害描述、材料检验并结合压力容器短期受火后的应力-强度干涉模型等理论分析和检测技术。根据压力容器受火后损伤程度和检测方法的复杂程度等，提出压力容器短期受火后的三种水平等级的评价准则，以确定受火后压力容器修复后继续安全使用。本发明提供的技术方法可用于压力容器设备短时受火后的安全性分析，避免不必要的维修和保费，进而提高高温生产设备检修计划制定的合理性。

附图说明

图1为三级评测流程框图。

图2为火灾后受损设备第一级，即水平1评测框图。

图3为火灾后受损设备第二级，即水平2评测框图。

图4为评价水平2中的可靠性分析流程图。

图5为火灾后受损设备第三级，即水平3评测框图。

具体实施方式

本发明的压力容器短时受火后的安全评测方法包括初筛步骤和三级评测步骤。

一、设备评价的初筛

如图1所示，根据在火灾现场记录的数据，对受火损伤设备进行的初步检测，在评价之前首先要对火灾受损设备进行评价，先收集热暴露区内设备构件的观察资料和数据，并建立文档，其目的是利于对每个设备分配到各自所属的热暴露区。热暴露区域评价火灾危害的描述如表1-6所示。如果设备被分配到一个可接受的热暴露区内，且设备的机械特性和尺寸没有发生改变，那么就不需要更多的深层次评价，而可以继续工作。否则，需要进行水平1评价。

表1热暴露区域评价火灾危害的描述

表2III级热暴露区域，65℃-205℃(150°F-400°F)下材料的热效应

表3IV级热暴露区域，205℃-425℃(400°F-800°F)下材料的热效应

表4V级热暴露区域，425℃-730℃(800°F-1350°F)下材料的热效应

表5VI级热暴露区域，＞730℃(＞1350°F)下材料的热效应

表6不同类别热暴露区域可能发生的危害类型的描述

续表6不同类别热暴露区域可能发生的危害类型的描述

续表6不同类别热暴露区域可能发生的危害类型的描述

此外，为使火灾后受损设备的再服役评估更加方便、直观、易懂，使不同受损程度的设备易于分类和进行评价准则的选取，对之后的检测优化能起到帮助，可以使用表7所示的火灾后受损设备评价方法分析表。

表7火灾后受损设备评价方法分析表

续表7火灾后受损设备评价方法分析表

二、第一级评价

第一级评价方法，即水平1评价用于筛选，也称为免于评定标准。其中，继续服役的可接受性是基于热暴露区的等级和设备材料性能。例如碳钢、低合金钢、奥氏体不锈钢设备一般在I、II、III、IV区时都可免于评定，但热处理的调质钢只有在I、II、III区时才可免于评定。筛选准则比较保守，且计算不要求用来确定继续服役的适用性。

具体评价流程如图2所示，首先根据火灾现场情况的数据结合受损设备所述的热暴露区进行评价。(1)如果构件的热暴露区评价结果在III区级以下，这时可以直接采用水平1评价，检查设备是否有防火涂层和涂层的完整性；此外还要检查设备的密封性情况例如法兰接头的密封性(垫圈)检测和泄漏检查；如何满足要求就可以继续服役。否则构件要进行维修、替换并继续进入水平2评价。(2)如果评价结果IV区时，则首先要对受损设备进行初步观察及外表面检测，如果满足要求则可以按照上述的水平1评价，否则需要进行下面的水平2评价。(3)如果评价结果在V区以上需要进入下面的水平2评价。

三、第二级评价

对于未满足水平1评价的受损设备可以运用水平2评价对其能否继续服役进行评价，水平2评价过程如图3所示。

(1)首先是对受损设备进行变形尺寸检查。尺寸检查大体上有以下形式：构件的整体倾斜或下陷以及局部的壳体变形。整体倾斜或下陷这种形式依赖于设备的类型，例如，针对立式容器、球形气瓶及储罐，根据垂直平面确定铅(垂)直度的偏离；针对卧式容器，根据水平面内直线度测量来确定凹陷。而对于局部的壳体变形如凸起膨胀，在所有类型设备中都应当进行检查。

对于在火灾中遭受较大的温度梯度变化的内部附加构件，应当检查表面裂纹和附件的焊缝。对于温度膨胀系数大大不同于壳体材料的内部构件，这种检查特别重要。

(2)随后进行硬度测验，用于评估遭受火灾损害的设备的大概抗拉强度。如果不合格则转入水平3进行评价。

(3)重新评价抗拉强度和确定可接受的最高许用工作压力(MAWP)，综合考虑压力构件由于受火导致力学性能的降低和腐蚀性等因素。采用应力-强度干涉模型等理论分析结合检测技术等确定受损设备可以接受的许用工作压力。受损结构需要评价的内容有总体、局部变薄区域、壳体变形区域等等。如果评价不合格则转入水平3进行评价。

(4)判断是否有蠕变区域，如果没有则可以直接进入下面评判；否则对结构进行蠕变寿命评价。如果不能接受，则要水平3评价。

(5)构件漏气检查，垫圈检查，油漆和/或绝缘问题。

如果上述检查合格，则受损设备可以继续服役。否则将要执行水平3评价。

基于应力-强度干涉模型的压力容器短时受火的可靠性分析方法，是水平2，3中确定受损设备最高工作压力的重要方法之一。如图4所示，分析和计算流程为：

(1)首先把受损设备情况的分析文件，送入有限元模型数据库并参考可靠性分析数据库，建立相应的有限元分析数据。

(2)把有限元分析数据重新送入有限元模型和可靠性分析模型库，建立基于应力-强度干涉模型的概率有限元分析数据。

(3)把计算结果存入可靠性分析数据文件中。

然后重复步骤(2)，(3)进行计算。

(4)最后把满足设定要求的基于应力-强度干涉模型可靠性分析数据文件进行可靠性分析计算，得出所要求的可靠性分析结果。例如受损结构在满足规范要求下的最高许用工作压力等数据。上述计算可以使用ANSYS软件中概率设计模块。

基于应力-强度干涉模型的压力容器短时受火的可靠性分析方法，是根据可靠性分析理论和短时受火压力容器的特点提出的一种方法，其可靠性分析数据库理论和计算方法如下。

对于压力容器，特别是内压容器，其在正常工作情况下，内部有操作压力，对于均匀分布的圆筒体，环向应力为轴向应力的两倍，由于承载应力受内压、几何尺寸、温度、时间等参数影响，而这些参数均具有随机性，因此，实际承载应力也是一个随机变量，具有分布特性。压力容器的强度与其材料性能有关，一般以极限强度和屈服强度表示，其也受几何形状、物理性能、温度等参数的影响，也是随机变量。通常情况下，为了安全起见，假设当屈服强度大于承载应力时，压力容器能正常工作，反之视为失效。因此本模型实际上是建立在应力-强度分布干涉模型的基础上，只不过加入了时间变量，将广义的应力和强度概念变为承载应力和屈服强度。

以S表示为承载应力，δ表示为屈服强度，那么压力容器在规定的条件下和规定时间内能安全正常工作的可靠度可表示为：

R＝P(δ＞S)＝P(δ-S＞0)

令承载应力和屈服强度的分布函数和概率密度函数分别为F(S)、G(δ)和f(S)、g(δ)。应用概率密度函数联合积分法得其可靠度表达式为：

$R=\underset{-\∞}{\overset{\∞}{\∫}}f\left(S\right)\left[\underset{S}{\overset{\∞}{\∫}}g\left(\mathrm{\δ}\right)\mathrm{d\δ}\right]\mathrm{dS}=\underset{-\∞}{\overset{\∞}{\∫}}g\left(\mathrm{\δ}\right)\left[\underset{-\∞}{\overset{\mathrm{\δ}}{\∫}}f\left(S\right)\mathrm{dS}\right]\mathrm{d\δ}$

由于承载应力与屈服强度受相关参数的影响，具有随机性。通常情况下，可以假设它们之间相互独立，且承载应力与屈服强度的概率密度函数均服从正态分布。

由概率论理论可知，当承载应力和屈服强度均为正态分布的随机变量时，其干涉变量y＝δ-S也是服从均值为μ_y＝μ_δ-μ_s，方差为σ_y2＝σ_δ2+σ_s2的正态分布，此时，其可靠度函数可表示为：

$R=\frac{1}{\sqrt{2\mathrm{\π}}}\underset{Z}{\overset{\∞}{\∫}}\exp [-\frac{z^2}{2}]\mathrm{dz}=\frac{1}{\sqrt{2\mathrm{\π}}}\underset{-\∞}{\overset{Z}{\∫}}\exp [-\frac{z^2}{2}]\mathrm{dz}$

其中，可靠性系数为，

因此，已知可靠性系数值时，便可查标准正态分布表得可靠度R值。

对于钢材的屈服强度，可利用变异系数法确定屈服强度分布的标准差。日本钢结构协会对10种结构钢调查结果显示，屈服强度、极限强度均服从正态分布，变异系数＝4.3％～5.6％。对于承载应力的分布特性，如果压力容器为圆筒体，因环向应力为轴向应力的两倍，即其最大承载应力的折算关系式为：

S＝PD/2δ_d

如果压力容器为球体，其最大承载应力的折算关系式为：

S＝PD/4δ_d

式中：P——内压，MPa；

D——容器的平均直径，mm；

δ_d——筒体厚度，mm。

关于压力P、直径D和壁厚δ_d的标准差Δ_P、Δ_D、Δ_δd的获得最可靠的方法是通过试验或现场实测的数据统计分析后确定。在数据来源不充分的情况下，也可按“3δ”原则确定。由GB9222-1988中规定和现场使用的一般规律，压力P的最大波动范围为±0.15P，故压力P的标准差可确定为Δ_P＝0.05P。

容器平均直径D的加工公差及测量公差在±0.05D范围以内，可确定

Δ_D＝0.167D，壁厚δ的加工公差及测量公差在±0.5mm范围以内，

因此，Δ_δd＝0.167。考虑到压力容器短时受火后其屈服强度会随火灾温度的升高、火灾持续时间的延长而逐渐变小，而内部压力因受外部温度升高的影响导致其逐渐增大等，因此，可以将屈服强度和承载应力的变化值看作是一个与时间、温度有关的变量，以函数δ＝f_δ(t，T)和S＝f_S(t，T)表示，即其可靠度函数可表示为如下：

$R(t,T)=\frac{1}{\sqrt{2\mathrm{\π}}}\underset{-\∞}{\overset{Z}{\∫}}\exp [-\frac{{-z}^2}{2}]\mathrm{dz}$

其中，

y(t，T)＝δ(t，T)-S(t，T)

μ_y＝μ_δ-μ_S

${\mathrm{\σ}}_y=\sqrt{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\δ}}^2+{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\δ}}^2}$

$z=\frac{y-{\mathrm{\μ}}_y}{{\mathrm{\σ}}_y}$

一旦知道函数δ＝f_δ(t，T)和S＝f_S(t，T)的具体变化情况，便可求出压力容器短时受火后可靠度的变化情况。

当可靠性模型建立后，就可以使用蒙特卡洛(有限元)法，一次二阶矩法等计算出压力容器短时受火的结构可靠性。本方法中建议使用ANSYS软件中的概率设计模块进行可靠性分析计算。

关于压力容器结构的材料许用应力和安全系数值见表8。

表8国内外部分压力容器标准材料许用应力值选取方法和安全系数表

一旦暴露在火灾下的由碳钢或低合金钢组成的承压设备的力学强度性能发生了降级，那么下面的过程就可用于对这些承压设备进行评价。

(1)如果压力容器是由碳钢或低合金钢材料制造的，那么就对构件做硬度测试，并将最终的硬度结果代入极限抗拉强度中进行评估。如果压力容器是由高合金或镍基材料制成的，通常要求用另一种方法确定可接受的应力水平，以便进行服役适用性评价。需要执行的额外材料的评价是依赖于所观察到的损害的严重性和将来的适用性要求的。这种评价可能包括用现场金相学来确定构件的状况。

(2)基于上述估计的极限拉伸应力来确定受火灾损害设备的许用应力，其许用应力由下式确定，

$S_{\mathrm{afd}}=\min \left[\right\{C_{\mathrm{ism}}{S}_{\mathrm{uts}}^{\mathrm{ht}}\left(\frac{S_{\mathrm{aT}}}{S_{\mathrm{aA}}}\right)\left\}\right\{S_{\mathrm{aT}}\left\}\right]---(2-1)$

在这个方程中，参数C_ism为工作安全系数，通常情况推荐值为为0.25。

S_afd——受火灾损害材料的许用应力，MPa；

S_aA——在硬度测量时，周围环境温度下的原始设计许用应力或标准许用应力，Mpa；

S_aT——原始设计许用应力或具体设计温度下的标准许用应力，Mpa；

S_uts ^ht——基于硬度测量从第一步得出的极限抗拉强度，Mpa

(3)由上式所求的许用应力值确定火烧后压力容器的MAWP。对于圆筒体压力容器而言，其MAWP的计算公式如下：

对于球壳体压力容器的MAWP的计算公式如下：

式中：φ——焊缝系数；

δ_y——筒体的有效厚度(实际壁厚与有效腐蚀裕量之差)，mm；

[σ]——新确定的许用应力，即S_afd，MPa；

D_i——容器内径，mm。

上述计算中均以均值代入，未涉及到压力容器材料强度、尺寸等的分布情况及变异系数，对于有一定目标可靠度要求的设备，为了使其在火烧后的再服役中能确保安全性，有必要考虑可靠性安全系数的引入，即知道一定的目标可靠度及强度和应力的分布情况，便可由表查出安全系数，将受火后设备的抗拉强度σ_b、屈服强度σ_s除以相应的安全系数便可得到新的最大许用应力，为σ_s/n_s，σ_b/n_b，将其与上述计算所得的许用应力S_afd进行比较，取min{σ_s/n_s，σ_b/n_b，S_afd}即为新的许用应力，代入式(2-2)、(2-3)便可求出新的MAWP。

(4)如果发生了破坏的其他形式，就应结合实际情况对MAWP做更进一步地修正。

其发生的破坏形式主要有以下几种：

a)总体变薄；

b)局部变薄；

c)凹陷；

d)氢致开裂引起的起泡和分层；

e)壳体变形、凸起和膨胀；

f)类似裂纹的缺陷；

g)凹陷、沟和凹痕组合；

h)层压；

(5)通常在火灾期间，暴露在高温下的设备不会经历太大的蠕变损害，因为高温的时间很短，而且不会积累太大的蠕变应力和相关的损害，但对于特定情况也要评价蠕变损害，如果不能满足剩余寿命要求则需要进入下面的评判。

四、第三级评价

如果设备不能满足水平1和水平2评价准则，就可对受火灾损害的设备执行水平3评价。水平3评价过程如图5所示。

(1)进行详细的现场金相分析、直接取样进行力学性能实测以及详细的应力分析技术。

(2)进行硬度测试；

(a)如果测试结果符合要求，则进行第三步。

(b)如果太软，则进行冲击试验，如果满足强度要求进入第三步。不满足要求则进行正火处理，再转入(2)。否则需要根据实际情况考虑是否可以更换，要求更换受影响部分，所有新焊缝的射线照片满足要求。焊接修理要符合所有法规和工程的要求。不能更换的话，做为报废处理。

(c)如果太硬，则进行金相分析。观察组织中是否包含马氏体、贝氏体和魏氏铁素体，如果只是部分的转化。则进入下一步。否则需要观察是否是标准的珠光体铁素体组织，如果是的，则需要重新标定采取新的硬度。重新进行金相分析。根据情况决定是否继续使用。

(3)按标准要求修补裂缝区域。如果在酸性介质下服役，焊缝修理区域要接受硬度测试，如果超过规定限度，必须进行焊后热处理。

(4)根据基于应力-强度干涉模型的压力容器短时受火的可靠性分析方法和母材和焊缝的材料样品测试情况，建立一个遭受火灾损害设备可以接受的许用应力值，以便在重新定级中使用。

根据本方法提出三种不同水平下的评价方法，因此可以有效地对压力容器短时间受火后能否继续使用和降低压力继续使用进行有效评价和提出降压使用的标准。

以下结合具体实施例，对本发明做进一步说明。应理解，以下实施例仅用于说明本发明而非用于限制本发明的范围。

工程实例1：现有一目标可靠度为0.999级(目标失效概率≤10-3)的卧式圆筒体压力容器，其基本数据如下：容器设计内压P＝4.38MPa，设计温度40℃，筒体长度L＝1800mm，筒体内径D＝1300mm，封头为球形封头，筒体壁厚和封头壁厚均为t＝12mm，容器材料为16MnR，屈服强度Sy＝345MPa，弹性模量E＝2e⁵MPa。容器盛装有轻质燃料油类型产品。设有绝缘层，外层覆盖的是无机锌硅酸盐，防止风化的是镀锌碳钢。现该压力容器遭受了火灾的损坏，厚度测量显示有0.3mm的金属损失(由于以往的操作的原因)。现要求计算受火后压力容器的可靠度以及MAWP，并对其进行安全适用性评价。

从以上描述可知，该压力容器在火灾中经历的最高温度介于420～510℃，因此，从热暴露区分布而言，此容器位于IV级及V级区间。为了安全起见，对其分别进行水平1及水平2评价。包括涂层的完整性检查，密封性检测、泄漏检查以及硬度测试。

首先要用应力-强度干涉模型计算可靠度。

(一)、压力容器短时受火的应力-强度干涉模型通过对火灾过程和火灾后的观测及记录，发现无机锌硅酸盐出现了熔化和起泡的迹象，且镀锌层有少量锌熔化；用肉眼观察，容器没有发现明显变形和凹陷；容器侧面的铝管道完好无损；容器结构的照明管没有变形，从上述信息中大致可以推断出以下结论：

(1)无机锌硅酸盐出现了熔化和起泡的迹象，表明容器在火灾期间的表面温度超过400℃；

(2)有少量锌熔化，说明温度在锌的熔点420℃以上；

(3)照明管未变形，表明温度未超过510℃。为了便于进行计算，假设火灾期间的最高温度为450℃左右，且容器受火后经泼水冷却。因此以应力-强度干涉模型计算可靠度的步骤如下：

a)计算受火后压力容器屈服强度值和标准差

由于压力容器受火后经泼水冷却其屈服强度会有所下降，并从文献中给出了泼水冷却后钢的屈服强度折减系数的方程为

$\frac{f_{\mathrm{yT}}}{f_y}=1.011-2.9\×{10}^{-4}T$

将温度T代入计算得，火灾后压力容器的屈服强度为303MPa，

由于考虑到温度变化范围较小，因此，屈服强度的变异系数依然取V_r＝5％，求得此时的标准差为σ_δ＝δ×V_r＝15.15。

b)计算受火后压力容器的最大承载应力及其标准差

对于均匀分布的内压圆筒体压力容器而言，由应力计算公式知，环向应力为轴向应力的两倍，因此最大承载应力的关系式如下：

$S=P\stackrel{\‾}{D}/2t$

式中：P——内压，MPa；

D——容器的平均直径，mm；

t——容器厚度，mm。

由于压力P、内径D火灾前后未变化，壁厚t由于受以往操作及火烧的原因损失0.3mm，即t＝11.7mm，因此由上式求得此时承载应力为245.52MPa，由现场实测数据的汇总统计可知，压力P、内径D、壁厚t均满足标准正态分布，且变异系数分别为0.1、0.05、0.05，即可求得S的标准差为30.03。

c)计算受火后压力容器的可靠度

代入可靠性系数方程，求得可靠性系数值1.709，查标准正态分布表得可靠度为0.95626。可靠性水平等级已由3级降为1级，此时已存在较大的危险性，不能满足目标可靠度的要求。为了能再次达到0.999级可靠度，切实且唯一可行的方法是降低设计内压，使其满足用户要求。

(二)、基于蒙特卡洛有限元法计算可靠度

根据ANSYS软件中概率设计模块，采用蒙特卡洛有限元法进行计算。模型中输入随机变量性质如表9所示。

表9随机输入变量及其分布

把壁厚t及屈服强度Sy的分布情况作为截尾正态分布代入，主要是基于以下原因：

(1)压力容器在设计过程中，壁厚t满足一定的分布，通常视其为正态分布，但随着使用年限的增长以及环境腐蚀、外在破坏的作用下，壁厚t会逐年损失，特别是当经历火灾后壁厚会出现一定程度的减薄，而且相关文献中也有记载，对于考虑特殊周边环境影响下，压力容器壁厚分布采用截尾正态分布比正态分布更能反映实际壁厚情况，因此将壁厚t的分布情况采用截尾正态分布，并设定其上界值为11.7mm。

(2)压力容器再服役使用之前，要进行总体验收，对于那些屈服强度或极限强度因火烧影响而未能满足使用要求的压力容器早在二次服役前就已被判为淘汰或作废，因此，屈服强度Sy的分布情况也以采用截尾正态分布为准，并设定其下界值为250MPa。

根据ANSYS有限元程序概率分析的计算结果可知，Z＜0，置信度为95％的失效概率为8.80026e-3，其置信区间为[7.09382e-3，1.07579e-2]，即压力容器的可靠度为9.912e-1，其置信区间为[9.89242e-1，9.92906e-1]。

(三)、安全适用性评价

对于水平2评价，要先进行硬度测试，并根据受热侧面材料的强度确定许用应力。通常对于工程实际问题，往往从现场进行实测。对于本例应用，为方便计算，火烧后设备的极限抗拉强度以常温下抗拉强度与强度折减系数之积所得。根据本方法所给出了新的许用应力的计算公式(2-1)，并将其与基于安全系数求出的许用应力值进行比较，取

min{σ_s/n_s σ_b/n_b  S_afd}

新的许用应力为：

SS＝

min{[0.88×510MPa/3.0]，[303MPa/1.6]，(0.25)(0.88×510MPa)(170MPa/170MPa)}

＝112.2MPa

求得火灾后确定的新的许用应力为112.2Mpa，将该值代入(2-2)式求解压力容器的MAWP。其中，设定压力容器的腐蚀裕量为3mm，焊缝系数取0.85，因此计算过程

如下：

基于水平2评价流程，对设备其他的破坏形式进行评价，通过对容器绝缘涂层的清除，用肉眼观察和无损探伤检测，未发现有局部变薄、起泡、壳体变形和裂纹类似的缺陷等现象，且受火时间较短，不考虑蠕变破坏作用，因此评价结果满足水平2评价准则。无需再进行水平3评价。

因此该设备可以按照所评判标准使用。

工程实例2：仍以上述的压力容器为例，该压力容器在火灾中经历的最高温度介于600～800℃，因此，从热暴露区分布而言，此容器位于V级及VI级区间。根据评价标准，对其进行水平3评价。首先观察到受火设备发生严重扭曲或凹陷，硬度测试结果表示出材料较软。再进一步取出部件中的材料做成试件，做的冲击试验，试验结果明显低于强度要求。此外该设备无法进行正火热处理，只能更换受影响区域部分。最后对更换受影响部分，所有新焊缝的射线照片满足要求。焊接修理要符合所有法规和工程的要求。然后根据基于应力-强度干涉模型的压力容器短时受火的可靠性分析方法，按照上例计算方法可以确定出新的许用应力标准。由于满足水平3评价要求，该设备可以继续使用。

Claims (6)

1.一种压力容器短时受火后的安全评测方法，其特征在于，包括：

检测受火时压力容器周围温度；

根据所述温度确定进行一级评测或二级评测，其中，

所述压力容器周围温度＜205℃或所述压力容器周围温度为205℃～425℃、所述压力容器外表面满足要求时进行所述一级评测，所述一级评测是指检测压力容器防火涂层和涂层的完整性后检测设备的密封性；

所述压力容器周围温度＞425℃或所述压力容器周围温度为205℃～425℃、所述压力容器外表面不满足要求或经所述一级评测检测确定密封性不满足要求时进行所述二级评测；所述二级评测的步骤依次为：检测压力容器变形尺寸；测试硬度；测试抗拉强度、确定最高许用工作压力；判断蠕变区域，确定蠕变寿命或检测压力容器的密封性；

经所述二级评测测试硬度不合格、或最高许用工作压力不合格、或蠕变寿命不能够接受、或密封不合格进行三级评测，所述三级评价的步骤依次为：进行现场金相分析、力学性能实测以及应力分析后测试硬度；修补裂缝区域、或进行冲击试验，修补裂缝区域；或进行正火处理后重复所述测试硬度步骤；或进行正火处理后进行更换或报废处理；或进行金相分析，观察组织中是否包含马氏体、贝氏体和魏氏铁素体，进行正火处理后重复所述测试硬度步骤；或进行正火处理后进行更换或报废处理；或观察是否是标准的珠光体铁素体组织，标定采取新的硬度或重复进行金相分析步骤。

2.如权利要求1所述的安全评测方法，其特征在于，所述确定最高许用工作压力的方法是基于应力-强度干涉模型的压力容器短时受火的可靠性分析方法，所述可靠性分析方法包括：

(a)用于将受损设备分析数据输入有限元模型数据库，参考可靠性分析数据库，建立有限元分析数据的步骤；

(b)用于将有限元分析数据送入有限元模型和可靠性分析模型库，建立基于应力-强度干涉模型的概率有限元分析数据的步骤；

(c)用于将计算结果存入可靠性分析数据文件的步骤；

(d)重复步骤(b)，(c)进行计算的步骤；

(e)用于将满足设定要求的基于应力-强度干涉模型可靠性分析数据文件进行可靠性分析计算，得出所要求的可靠性分析结果的步骤；

其中，所述计算包括计算受火后屈服强度及标准差、最大承载应力及标准差、以及可靠度。

3.如权利要求2所述的安全评测方法，其特征在于，所述最高许用工作压力采用如下公式计算：

压力容器为圆筒体，

或压力容器为球体

其中，φ为焊缝系数；δ_y为筒体的有效厚度；[σ]为受火灾后材料的许用应力；D_i为容器内径。

4.如权利要求3所述的安全评测方法，其特征在于，所述[σ]为受火灾后材料的许用应力S_afd，采用如下公式计算：

$S_{\mathrm{afd}}=\min \left[\right\{C_{\mathrm{ism}}{S}_{\mathrm{uts}}^{\mathrm{ht}}\left(\frac{S_{\mathrm{aT}}}{S_{\mathrm{aA}}}\right)\left\}\right\{S_{\mathrm{aT}}\left\}\right],$

其中，C_ism为工作安全系数；S_aA为在硬度测量时，周围环境温度下的原始设计许用应力或标准许用应力；S_aT为原始设计许用应力或具体设计温度下的标准许用应力；S_uts ^ht为基于硬度测量从第一步得出的极限抗拉强度。

5.如权利要求3所述的安全评测方法，其特征在于，所述最大承载应力采用如下公式计算：

压力容器为圆筒体，S＝PD/2δ_d

或压力容器为球体，S＝PD/4δ_d，

其中，P为内压；D为容器的平均直径；δ_d为筒体厚度。

6.如权利要求3所述的安全评测方法，其特征在于，所述可靠度的计算采用如下公式计算：

$R(t,T)=\frac{1}{\sqrt{2\mathrm{\π}}}\underset{-\∞}{\overset{Z}{\∫}}\exp [-\frac{z^2}{2}]\mathrm{dz}$

其中，y(t，T)＝δ(t，T)-S(t，T)；μ_y＝μ_δ-μ_S

                                            ${\mathrm{\σ}}_y=\sqrt{{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\δ}}^2+{\mathrm{\σ}}_{\mathrm{\δ}}^2};$                        $z=\frac{y-{\mathrm{\μ}}_y}{{\mathrm{\σ}}_y}.$

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