多层包扎容器缺陷的声发射确定方法

摘要

本发明涉及含缺陷压力容器安全评定技术领域，尤其是多层包扎容器缺陷的声发射确定方法。是按容器结构特点进行声发射检测确定缺陷，步骤为：(1)超压激活、同步声发射监测容器内部缺陷，并确定激活缺陷时的超压压力和定位被激活缺陷部位；(2)射线或超声相控阵复检无法确定的被激活缺陷，依据声发射事件发展方向，简化被激活缺陷；(3)利用有限元计算或其基础上获得的计算图表获得简化缺陷部位的应力分布，使简化缺陷处于与其垂直的最大应力所在壁面；(4)基于缺陷简化情况、简化缺陷部位应力和材料断裂韧度，按断裂力学理论反推缺陷名义初始尺寸和容限尺寸。该方法所采用检测手段可靠、简化过程合理，为多层包扎容器安全评定提供基础。

说明书

一、技术领域

本发明涉及压力容器剩余寿命评估和安全评定技术领域，尤其是多层包扎容器缺陷的声发射确定方法。

二、背景技术

多层包扎结构(又称层板包扎结构)为高压容器典型结构之一，被广泛应用于化工与石油化工领域。化肥生产中的核心设备氨合成塔和尿素合成塔通常采用多层包扎式结构，尤其尿素合成塔除了它的工作参数高、工况严外，所盛装物料的腐蚀性极强。多层包扎尿素合成塔的典型特征是：内部与物料直接接触侧为8～10mm厚的尿素级不锈钢衬里，与衬里相邻的是开有检漏介质或泄漏物料导流槽的三片式纵向点焊的6mm左右厚的低碳钢盲层，或者开有检漏介质或泄漏物料导流槽的20mm左右厚的低碳钢内筒，外部为10层左右纵向焊缝错开的厚度为6～8mm个别12mm或以上的低合金钢强度层。整个容器通常由7节或者以上按上述方式分段包扎的筒节经深环焊缝焊接而成。近年来也有先将各节衬里和内筒做成一体、然后各层板纵、环焊缝均错开的整体包扎结构，但用量不多。对于像尿素合成塔一类带衬里的多层包扎容器，为了检验衬里是否被介质腐蚀穿透，筒节上开有检漏管孔，供检漏介质或泄漏物料进出。容器投用前，会因各种原因存在漏检制造缺陷；或者使用过程中由于介质腐蚀、环境腐蚀和运行参数波动等原因产生新生缺陷或造成制造缺陷扩展，从而降低容器的介质耐腐性能和承载能力，累计到一定程度便会引发泄漏、爆炸等安全事故。目前，对多层包扎容器尤其是多层包扎尿素合成塔还没有有效的无损检测方法检出产生于层板母材、层板间纵焊缝或整体包扎容器层板间环焊缝的应力腐蚀裂纹，或者起始于深环焊缝层间焊趾继而向层板母材扩展的应力腐蚀裂纹，或者层板间纵焊缝、整体包扎容器层板间环焊缝的焊接缺陷及其扩展情况。根据对报废尿素合成塔的解剖结果，发现上述裂纹或缺陷所具有的特征为：一、开裂于层板，与深环焊缝不相交，开裂层板数不大于两层，这种简单的层板开裂裂纹不对容器安全构成威胁，层板纵焊缝或整体包扎结构环焊缝的焊接冷热裂纹也具于同样特性；二、开裂穿过深环焊缝，有时裂纹在层板里的长度达到几百毫米，甚至超过整个筒节长度，开裂方向虽有局部偏转，但总体上是轴向的，这种情形的裂纹从整体上对层板来说不是断裂控制，但对其所穿过的深环焊缝却是断裂控制，由于深环焊缝层板母材两侧已经开裂，裂纹长度方向扩展不再为主导因素，裂纹在深环焊缝内沿深度方向的扩展是主要因素，因此将这类裂纹简化成狭长轴向表面裂纹是合理的，与这类裂纹的断裂机制是相符的；三、启裂于深环焊缝层间焊趾，而后沿着熔合线附近扩展或进入焊缝的单条环向裂纹，从解剖结果看，这类裂纹的环向长度通常是其深度的几十倍乃至几百倍，所以将其简化成整圈环向表面裂纹是合理的，符合这类裂纹的断裂机制；四、同时启裂于多个层间焊趾的多个环向表面裂纹，这类裂纹在声发射检测时无法确定究竟有多少层间焊趾启裂，其它无损检测手段也无法识别，其环向长度通常也是其深度的几十倍乃至几百倍，所推算出的裂纹名义初始深度与名义容限深度之差要限制在一个层板厚度之内，超过了这个限制，裂纹就有可能在其扩展途中与另一个层间焊趾的裂纹合并，同样这类裂纹假设成整圈环向表面裂纹也是合理的。因此，针对上述缺陷情况，必须采用现可行无损检测方法，提出缺陷当量简化方法，为剩余寿命试验评估奠定基础。提出该方法可以借鉴的技术有：

(一)缺陷无损检测技术

目前，适用于多层包扎容器的无损检测技术包括射线检测、超声检测、磁粉检测、渗透检测、金属磁记忆检测和声发射检测等。

射线检测是利用射线穿透多层包扎容器有缺陷和无缺陷部位时衰减程度不同，而成像不同检出缺陷的，容器壁厚过厚会严重影响检测效果，多层包扎结构的组合焊缝使得检测的灵敏性偏差，更难用于检查事先缺陷不明情况下层板母材中的应力腐蚀裂纹等。

超声检测包括在其原理基础上延伸出来的超声相控阵等方法，主要利用超声波抵达缺陷界面时的反射、折射或衍射等，加以接收放大，计算有缺陷和无缺陷的超声波传播时间差检出缺陷的，特别适用于分段多层包扎容器深环焊缝的检测，但焊缝与层板交界处的缺陷检测会受到层板界面的影响而降低其检测可靠性。对层板母材而言，超声检测只适应于多层包扎容器外表面层板和衬里或无衬里结构的内表面层板母材区的检测，无法检出内部层板的缺陷。

磁粉检测是利用多层包扎容器外表面和无衬里时内表面铁磁性材料的表面和近表面缺陷对置于磁场或磁化后的磁力线干扰和漏磁现象，通过显示介质检出缺陷的。

渗透检测是利用渗透液的润湿作用和毛细现象而进入表面开口缺陷，随后被吸附和显像检出多层包扎容器的内、外表面中的表面开口缺陷的。

金属磁记忆检测是记录处于地磁场环境下多层包扎容器受压力作用下深环焊缝部位的局部应力集中区里产生的自有漏磁场。这种检测无法区分缺陷引起的应力集中和结构突变引起的应力集中，因此它只能作为缺陷的初步检查方法。

声发射检测利用多层包扎容器中缺陷或应力集中部位在受到不同加压作用时，产生塑性变形或裂纹扩展等时引起迅速弹性能释放而产生瞬态应力波的物理现象，通过接受放大瞬态应力释放声波，再经信号处理而检出这类活性缺陷的。声发射检测只能给出检出活性缺陷的大致定位，必须通过射线检测或超声相控阵检测等其它方法，才有可能给出缺陷的缺陷尺寸和准确定位。

综上所述，除了容器内外壁表面缺陷可以通过磁粉、渗透检测予以检出和分段包扎结构无层板交界影响的深环焊缝内部缺陷可以通过超声检测予以检出外，多层包扎容器的内部缺陷只有在容器受压条件下具有活性的部分才可以通过声发射检测予以发现。射线检测仅能作为对检出活性缺陷复检的一种手段。基于其自身特点，声发射检测只能给出所检出活性缺陷的大致定位，无法检出通常缺陷评定所需要的缺陷长度、高度和深度等几何尺寸。这就要求我们能够根据多层包扎容器的结构特点、严重开裂缺陷解剖规律、声发射检测所定位的缺陷大致位置，合理地简化出偏于安全的缺陷类型、位置和尺寸。

(二)缺陷的简化技术

通常情况下，圆筒容器中的裂纹可以简化为环向或轴向的表面及埋藏裂纹。

对于外半径为r_n、内半径为r₀、壁厚为B_e的圆筒形压力容器器壁表面径向深度为a的整圈环向表面裂纹，或者径向深度为a的狭长轴向表面裂纹的应力强度因子K₁可按下式计算：

$K_1=\sqrt{\mathrm{\pi a}}·({\sigma }_m{Y}_m+{\sigma }_b{Y}_b)---\left(1\right)$

式中：σ_m、σ_b分别为裂纹位置无裂纹时的薄膜应力和弯曲应力；Y_m、Y_b分别为在σ_m、σ_b作用下的构形因子。参照英国BS7910《金属结构缺陷可接受性评定方法指南》，筒体狭长轴向内、外表面裂纹和整圈环向内表面裂纹应力强度因子构形因子Y_m、Y_b可分别按下列表格查取：

表1.筒体狭长轴向内、外表面裂纹应力强度因子构形因子

注：适用范围0≤a/B_e≤0.8

0.1≤B_e/r₀≤0.25

表2.筒体整圈环向内表面裂纹应力强度因子构形因子

注：适用范围0≤a/B_e≤0.8

0.1≤B_e/r₀≤0.25

筒体整圈环向外表面裂纹应力强度因子构形因子可按式(2)计算得到：

$Y_m=Y_b=\frac{1-{\left(\frac{r_0}{r_n}\right)}^2}{{[1-(1-\frac{r_0}{r_n})\frac{a}{B_e}]}^2-{\left(\frac{r_0}{r_n}\right)}^2}{\{0.8+\frac{(1-\frac{r_0}{r_n})\frac{a}{B_e}}{1=(1=\frac{r_0}{r_n})\frac{a}{B_e}}[4+\frac{1.08\frac{r_0}{r_n}}{(1=\frac{r_0}{r_n})(1=\frac{a}{B_e})}\left]\right\}}^{-0.5}---\left(2\right)$

筒体狭长轴向和整圈环向内、外表面裂纹应力强度因子构形因子Y_m、Y_b也可从其它应力强度因子手册或者标准中的相应公式和图表查得。

(三)多层包扎容器的应力计算技术

鉴于层板间隙和深环焊缝的影响，尚没有能够计算多层包扎高压容器深环焊缝部位的应力解析公式。多层包扎容器壁深环焊缝附近的应力必须采用有限元方法计算获得。

当多层包扎容器层板间隙过大或者承受较大压力时，器壁的应力还可以更进一步采用弹塑性有限元加以分析计算。

三、发明内容

本发明的目的在于，针对多层包扎容器的结构特点，克服无法采用超声类无损检测方法检出多层包扎容器尤其是多层包扎尿素合成塔中产生于层板母材、层板间纵焊缝或整体包扎容器层板间环焊缝的应力腐蚀裂纹，或者起始于深环焊缝层间焊趾继而向层板母材扩展的应力腐蚀裂纹，或者层板间纵焊缝、整体包扎容器层板间环焊缝的焊接缺陷及其扩展情况；而使用射线检测方法防护成本高、层板母材检测量大、缺陷检出可靠性低；以及使用声发射检测只能给出是否存在活性缺陷的信息，无法准确定位缺陷位置和给出缺陷尺寸，从而无法估算容器剩余寿命和缺陷评定的固有问题，提供一种多层包扎容器缺陷的声发射确定方法，能够有效地暴露和检出容器存在的活性缺陷，合理地简化缺陷，为实现对多层包扎容器的缺陷评定和剩余寿命评估奠定基础。

本发明的基本构思是在详细审查设备档案资料，进行多层包扎容器内外表面、深环焊缝和接管焊缝等处常规无损检测的基础上，按照多层包扎容器的结构特点进行声发射试验并确定缺陷，方法步骤如下：

(1)超压试验激活、同步声发射整体监测容器内部缺陷，并确定缺陷被激活时的超压压力和定位被激活缺陷部位；

(2)通过射线或超声相控阵方法无法复检确定缺陷性质、位置和几何尺寸的被激活缺陷，依据被激活缺陷声发射事件发展方向，简化被激活缺陷；

(3)利用有限元方法计算或基于有限元计算的图表查出简化缺陷部位的应力分布值，置简化被激活缺陷于垂直缺陷面应力最大值所处的容器器壁表面；

(4)基于被激活缺陷简化情况、简化缺陷部位应力分布和材料断裂韧度，按照断裂力学理论反推简化缺陷的名义初始尺寸和名义容限尺寸。

具体过程为：

对于步骤(1)，超压试验压力大于1.0倍容器设计压力乘以容器材料温度修正系数，最大试验压力下容器内的膜应力应不超过试验温度下容器材料屈服强度的0.9倍；试验过程中应剔除声发射源事件中的层板摩擦、试验流体流动和被检容器与支撑间接触的噪音信号，并对声发射信号进行监测，当某一位置声发射源事件的活度、强度和撞击数与所选用的材料平面应变断裂韧度或准静态断裂韧度声发射监测裂纹启裂扩展时的活度、强度和撞击数相当时，则判定此时为活性缺陷出现；记录活性缺陷出现时的超压压力和定位活性缺陷部位，并终止试验，以此超压压力作为确定容器应力和缺陷的依据；检测过程中声发射源事件撞击数随载荷或时间的增加呈快速增加时，除非排查出声发射撞击数增加的原因，否则禁止继续加压；超压试验压力小于1.0倍容器设计压力乘以容器材料温度修正系数时，该容器必须报废或者返修；试验前，应当对无数据积累的多层包扎容器材料进行裂纹启裂扩展的声发射源事件活度、强度和撞击数的标定性实验。

对于步骤(2)，如果声发射源事件的活度方向与容器的环向一致时，则将裂纹简化为整圈环向表面裂纹；如果声发射源事件的活度方向与容器的轴向一致时，则将裂纹简化为狭长轴向表面裂纹；如果声发射源事件的活度方向与容器的轴向和环向都不一致时，则当声发射源事件活度方向与环向的夹角小于45°，就将裂纹简化为整圈环向表面裂纹；若夹角大于45°，就将裂纹简化为狭长轴向表面裂纹；环向表面裂纹简化于声发射源事件密集区最近的深环焊缝，轴向表面裂纹简化穿过于发射源事件密集区最近的深环焊缝，该深环焊缝可以是容器筒节与筒节之间的环焊缝，也可以是筒节与封头之间的环焊缝。

对于步骤(3)，采用有限元方法包括在其基础上给出的图表解，计算简化缺陷部位的应力分布；有限元建模时应考虑平均层板间隙δ和深环焊缝的焊接接头结构影响；焊接接头结构可以根据制造图纸确定或者焊缝解剖结果确定。

对于步骤(4)，反推简化缺陷的名义初始尺寸时，对应超压压力p_T下，计算出简化缺陷部位的最大环向或轴向应力σ_mT、σ_bT，简化裂纹的名义初始深度为：

$a_0=\frac{K_{\mathrm{IC}}^2{[f\left(L_r\right)-\rho ]}^2}{\pi {({\sigma }_{\mathrm{mT}}{Y}_{\mathrm{mT}}+{\sigma }_{\mathrm{bT}}{Y}_{\mathrm{bT}})}^2}$或$a_0=\frac{K_C^2{[f\left(L_r\right)-\rho ]}^2}{\pi {({\sigma }_{\mathrm{mT}}{Y}_{\mathrm{mT}}+{\sigma }_{\mathrm{bT}}{Y}_{\mathrm{bT}})}^2}---\left(3\right)$

式中：K_IC为材料平面应变断裂韧度，K_C为以应力强度因子表示的断裂韧度或者由J积分断裂韧度或CTOD断裂韧度换算的以应力强度因子表示的断裂韧度；Y_mT、Y_bT为超压压力下的构形因子；f(L_r)为失效评定曲线函数，ρ为塑性修正因子，f(L_r)和ρ按照容器材料属性，依据我国GB/T 19624、英国BS 7910、欧洲SINTAP、R6等缺陷评定标准或规范确定；L_r为载荷比。

反推简化缺陷的名义容限尺寸时，对应设计压力或最大工作压力p_w下，计算出简化缺陷部位的最大环向或轴向应力为σ_mw、σ_bw，简化裂纹的名义容限深度为：

$a_c=\frac{K_{\mathrm{IC}}^2{[f\left(L_r\right)-\rho ]}^2}{\pi {({\sigma }_{\mathrm{mw}}{Y}_{\mathrm{mw}}+{\sigma }_{\mathrm{bw}}{Y}_{\mathrm{bw}})}^2}$或$a_c=\frac{K_C^2{[f\left(L_r\right)-\rho ]}^2}{\pi {({\sigma }_{\mathrm{mw}}{Y}_{\mathrm{mw}}+{\sigma }_{\mathrm{bw}}{Y}_{\mathrm{bw}})}^2}---\left(4\right)$

式中：Y_mw、Y_bw为工作压力下的构形因子。

计算σ_mT、σ_bT和σ_mw、σ_bw时要同时考虑一次应力和二次应力。

根据解剖规律，应当限制狭长轴向或整圈环向内表面裂纹名义容限深度a_c值不超过三层强度层的厚度值。

应使反推出来的整圈环向表面裂纹名义容限深度a_c值满足其与名义初始深度a₀之差小于名义初始深度为a₀的简化缺陷深度方向前缘所处层板的剩余厚度。

步骤3中平均层板间隙δ的确定可以通过查阅制造记录，以记录中的最大值作为计算所需平均层板间隙δ值；或者查阅多层包扎容器的技术标准和条件，以标准和条件中规定的上限值作为计算所需的平均层板间隙δ值；或者用实验应力分析方法实测平均层板间隙δ，即首先按电阻应变测量的要求，在每个筒节中部取两个及以上测量点，各沿环向和轴向粘贴两个应变片或一个直角应变花，随后连接好电阻应变仪，并与容器施压同步测量应变值，当两个方向的应变值使得

${\sigma }_{\mathrm{\theta n}}=\frac{E}{1-{\mu }^2}({ϵ}_{\mathrm{\theta n}}+\mu {ϵ}_{\mathrm{tn}})---\left(5\right)$

非零并开始连续增加时，说明容器层板全部接触，记录此时的试验压力。

平均层板间隙δ可按单层筒体外壁径向位移理论解除以层板数的式(6)：

$\bar{\delta }=\frac{2r_n{r}_0^{2}p}{(n-1)E(r_n^2-r_0^2)}$(考虑内衬作用)                             (6)

或式(7)

$\bar{\delta }=\frac{2r_n{r}_0^{2}p}{(n-2)E(r_n^2-r_0^2)}$(不考虑内衬作用)                           (7)

求得。

平均层板间隙δ还可按照考虑层板间隙的Pimshtein修正公式导出的式(8)

$\bar{\delta }=\frac{2(1-{\mu }^2)p}{E\underset{j=1}{\overset{n}{\Sigma }}\frac{({\beta }_j^2-1)}{r_j}}---\left(8\right)$

求得，式中：n为层板包扎高压容器的总层数；r_j为第j层层板的外半径，r_j＝r_j-1+δ+B_j；B_j为第j层层板的厚度；${\beta }_j=\frac{r_j}{r_0};$μ为材料的泊松比；E为材料的弹性模量。

本发明针对多层包扎容器的结构特点，根据活性缺陷检测、应力计算、文献资料选用或实测材料断裂韧度等，确定容器中的简化缺陷尺寸。该方法所依据的检测方法可靠、简化过程合理、计算公式准确、应用费用低，为多层包扎高压容器的剩余寿命评价提供基础。

四、附图说明

图1为简化的多层包扎容器狭长轴向内表面裂纹俯视示意图；

图2为简化的多层包扎容器狭长轴向内表面裂纹纵向剖面示意图；

图3为直径1400mm尿素合成塔的有限元分析网格图；

图4为直径1400mm尿素合成塔深环焊缝部位的有限元分析网格图；

图5为图4中A区放大图；

图6为图5中B区放大图；

图7为直径1400mm尿素合成塔试验和设计压力下深环焊缝层间焊趾处的环向应力图；

图8为直径1400mm尿素合成塔运行条件和设计压力下深环焊缝层间焊趾处环向应力图；

图9为简化的多层包扎容器整圈环向内表面裂纹俯视示意图；

图10为简化的多层包扎容器整圈环向内表面裂纹纵向剖面示意图；

图11为直径1400mm尿素合成塔试验和设计压力下深环焊缝层间焊趾处的轴向应力图；

图12为直径1400mm尿素合成塔运行条件和设计压力下深环焊缝层间焊趾处轴向应力图；

图13为简化的多层包扎容器整圈环向外表面裂纹俯视示意图；

图14为简化的多层包扎容器整圈环向外表面裂纹纵向剖面示意图；

图15为直径1000mm氨合成塔上端部深环焊缝部位的有限元分析网格图；

图16为直径1000mm氨合成塔运行条件和设计压力下深环焊缝层间焊趾处轴向应力图。

五、具体实施方式

结合附图详细叙述实施过程。

实施例一：

一台分段多层包扎尿素合成塔，以下简称尿塔，内径r₀＝700mm，未扣除内衬和盲层壁厚的有效壁壁厚B_e＝110mm，由内衬、盲层、n＝12层强度层，共14层构成，除第一层强度层为16MnR外，其余强度层材料为15MnVR。由内至外，内衬厚8mm，盲层厚6mm，第一强度层厚12mm，第二至第十强度层厚8mm，第十一至第十二强度层厚6mm。尿塔各层板间的纵焊缝相互错开，环焊缝为达整个壁厚的深环焊缝。尿塔运行条件为：最高工作压力19.6MPa，设计压力为p＝20MPa，最高工作温度188℃。

试验检测前详细审查了设备档案资料，并进行了多层包扎容器内外表面、深环焊缝和接管焊缝等处的常规无损检测，确保这些位置无超出国家标准、行业标准和用户要求的缺陷。通过查阅设备档案资料，明确制造工艺卡中记录经锤击层板贴合符合要求，平均层板间δ＝0.25mm。

第一步，按前述步骤(1)，密闭被检尿塔，按声发射检测要求布置探头，充水排气，校核20℃试验温度下塔体材料屈服强度0.9倍时的最大允许试验压力，即取材料屈服强度R_eL＝415MPa，最大允许试验压力比为$\frac{p_{T\max }}{p}=\frac{0.9R_{\mathrm{eL}}{B}_e}{r_{0}p}=\frac{0.9\times 415\times 110}{700\times 20}=2.93,$开始压力试验。试验过程中即时监测声发射信号，剔除声发射源事件中的层板摩擦、试验流体流动和被检容器与支撑间接触的噪音信号，监视无声发射源事件撞击数随载荷或时间的增加呈快速增加的现象。当试验压力到达设计压力1.25倍，即25MPa时，发现有沿轴向发展的声发射源事件，其活度、强度和撞击数与15MnVR材料准静态断裂韧度声发射监测裂纹启裂扩展时的活度、强度和撞击数相当，判定此时为活性缺陷出现，终止试验。声发射源事件出现的定位位置离开深环焊缝300mm左右。声发射检测前，制作塔体层板材料和厚度相同的试板，预制裂纹，然后通过拉伸试验机进行拉伸试验，试验时在试板上放置声发射探头，记录声发射源事件的活度、强度和撞击数与试板中裂纹启裂及稳态扩展的关系曲线，以备声发射检测时作对比判定用。

第二步，根据前述步骤(2)，该被评定对象的声发射源事件的发展方向为轴向，同时定性分析深环焊缝处内壁应力高于外壁应力，故简化假设为穿过深环焊缝的狭长轴向内表面裂纹，如图1、图2所示。

第三步，采用有限元计算筒体深环焊缝处的环向应力。计算时，考虑到尿塔的结构特点，将其简化为轴对称结构，焊缝部位的形状参照实际解剖结果。有限元的网格见图3所示，焊缝部位的局部放大见图4～图6所示。试验压力下，垂直于狭长轴向内表面裂纹的层间焊趾环向应力计算结果见图7所示；运行条件下，垂直于狭长轴向内表面裂纹的层间焊趾环向应力计算结果见图8所示。筒体内壁应力高于筒体外壁应力，说明简化裂纹为内表面裂纹是正确的。有限元计算采用诸如ANSYS等商业程序，计算过程为考虑层板间摩擦的常规计算过程。计算过程中均取r₀＝700mm，B_e＝110，即应力计算时考虑内衬和盲层影响。如图7、图8所示，由于层板间隙的影响，深环焊缝的层间焊趾附近的应力分布呈锯齿状，去除内衬和盲层不考虑，将每层间焊趾处最大应力值作为层板层间焊趾位置的应力分布值。图7和图8中实线表示设计压力下的应力分布曲线，虚线分别表示试验压力和运行条件下的应力分布曲线。参照我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准，针对图7的应力分布曲线，最大裂纹尺寸限制在第一强度层至第三强度层之间，依此对缺陷所在截面的应力线性化，见图7中细实线直线段所示，得尿塔第一强度层内壁表面应力作为整体塔壁的最大应力，最外层板外表面应力作为整体塔壁的最小应力。如图7所示，在试验压力p_T＝1.25p＝25下，塔壁中16MnR层板处的最大应力为σ_T1＝289MPa，塔外壁的最小应力为σ_T2＝21MPa。如图8所示，第一强度层板至最外层强度层板运行条件下层间焊趾位置的环向应力分布与仅设计压力下层间焊趾位置的环向应力分布相近，故分析时忽略操作温度的影响。同理，参照我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准，针对图8的应力分布曲线，最大裂纹尺寸限制在第一强度层至第三强度层之间，依此对缺陷所在截面的应力线性化，见图8中细实线直线段所示，得尿塔第一强度层内壁表面应力作为整体塔壁的最大应力，最外层板外表面应力作为整体塔壁的最小应力。如图8所示，在设计压力p＝20下，塔壁中16MnR层板处的最大应力为σ_w1＝244MPa，塔外壁的最小应力为σ_w2，＝7MPa。

第四步，根据我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准，此时设计压力下的${\sigma }_{\mathrm{mw}}=\frac{244+7}{2}=125.5\mathrm{MPa},$${\sigma }_{\mathrm{bw}}=\frac{244-7}{2}=118.5\mathrm{MPa};$各试验压力p_T＝1.25p下的σ_mT＝155MPa，σ_bT＝134MPa。焊缝处的最大残余应力取材料的下屈服强度，由于层板结构中层板的最大厚度为12mm，小于25mm，并且裂纹的扩展点位于焊缝中心，从而取$Q_m=[1-4{\left(\frac{x}{6B_e}\right)}^2]\exp (-2{\left(\frac{x}{6B_e}\right)}^2){\sigma }_R^{\max }=[1-4{\left(\frac{20}{6\times 110}\right)}^2]\exp (-2{\left(\frac{20}{6\times 110}\right)}^2)\times 415=413\mathrm{MPa},$Q_b＝0，式中x为裂纹前缘在焊缝残余影响区中的长度。因层板厚度很薄，按旧标准实测15MnVR层板的CTOD，经实测焊缝的断裂韧度δ_c＝0.195nm，在使用温度下该取值偏于保守，将该值换算成以应力强度因子表示的断裂韧度$K_C={(1.5{\mathrm{ER}}_{\mathrm{eL}}{\delta }_c/(1-{\mu }^2))}^{\frac{1}{2}}=5242\mathrm{MPa}.{\mathrm{mm}}^{1/2}.$16MnR取与15MnVR相同的断裂韧度。将上述各量代入式(3)、(4)，即可计算出简化裂纹的名义初始深度和名义容限深度，其中应力强度因子构形因子按表1查取。式(3)、(4)中失效评定曲线函数：

$f\left(L_r\right)=(1-0.14L_r^2)(0.3+0.7e^{-0.65L_r^6})---\left(9\right)$

内壁面狭长轴向裂纹的载荷比：

$L_r=1.2\frac{P_m}{R_{\mathrm{eL}}}{(1-\frac{a}{B})}^{-1}---\left(10\right)$

因简化缺陷所处位置有焊接残余应力二次应力作用，故塑性修正因子ρ按我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准中的规定计算。观察式(3)、(4)(9)、(10)和表1，无法从中直接解出名义初始深度a₀和名义容限深度a_c，可采用递归迭代的方法解出。通过递归迭代计算得名义初始深度a₀＝4.95mm，名义容限深度a_c＝5.74mm。

实施例二：

如实施例一，一台分段多层包扎尿素合成塔，以下简称尿塔，内径r₀＝700mm，未扣除内衬和盲层壁厚的有效壁壁厚B_e＝110mm，由内衬、盲层、n＝12层强度层，共14层构成，除第一层强度层为16MnR外，其余强度层材料为15MnVR。由内至外，内衬厚8mm，盲层厚6mm，第一强度层厚12mm，第二至第十强度层厚8mm，第十一至第十二强度层厚6mm。尿塔各层板间的纵焊缝相互错开，环焊缝为达整个壁厚的深环焊缝。尿塔运行条件为：最高工作压力19.6MPa，设计压力为p＝20MPa，最高工作温度188℃。

试验检测前详细审查了设备档案资料，并进行了多层包扎容器内外表面、深环焊缝和接管焊缝等处的常规无损检测，确保这些位置无超出国家标准、行业标准和用户要求的缺陷。通过查阅设备档案资料，明确制造工艺卡中记录经锤击层板贴合符合要求，平均层板间δ＝0.25mm。

第一步，按前述步骤(1)，密闭被检尿塔，按声发射检测要求布置探头，充水排气，校核20℃试验温度下塔体材料屈服强度0.9倍时的最大允许试验压力，即取材料屈服强度R_eL＝415MPa，最大允许试验压力比为$\frac{p_{T\max }}{p}=\frac{0.9R_{\mathrm{eL}}{B}_e}{r_{0}p}=\frac{0.9\times 415\times 110}{700\times 20}=2.93,$开始压力试验。试验过程中即时监测声发射信号，剔除声发射源事件中的层板摩擦、试验流体流动和被检容器与支撑间接触的噪音信号，监视无声发射源事件撞击数随载荷或时间的增加呈快速增加的现象。当试验压力到达设计压力1.5倍，即30MPa时，发现有沿环向发展的声发射源事件，其活度、强度和撞击数与15MnVR材料准静态断裂韧度声发射监测裂纹启裂扩展时的活度、强度和撞击数相当，判定此时为活性缺陷出现，终止试验。声发射源事件出现的定位位置离开深环焊缝200mm左右。声发射检测前，制作塔体层板材料和厚度相同的试板，预制裂纹，然后通过拉伸试验机进行拉伸试验，试验时在试板上放置声发射探头，记录声发射源事件的活度、强度和撞击数与试板中裂纹启裂及稳态扩展的关系曲线，以备声发射检测时作对比判定用。

第二步，根据前述步骤(2)，该被评定对象的声发射源事件的发展方向为环向，同时定性分析深环焊缝处内壁应力高于外壁应力，故简化假设为深环焊缝层间焊趾位置的整圈环向内表面裂纹，如图9、图10所示。

第三步，采用有限元计算筒体深环焊缝处的轴向应力。计算时，考虑到尿塔的结构特点，将其简化为轴对称结构，焊缝部位的形状参照实际解剖结果。有限元的网格见图3所示，焊缝部位的局部放大见图4～图6所示。试验压力下，垂直于整圈环向内表面裂纹的轴向应力计算结果见图11所示；运行条件下，垂直于整圈环向内表面裂纹的环向应力计算结果见图12所示。筒体内壁应力高于筒体外壁应力，说明简化裂纹为内表面裂纹是正确的。有限元计算采用诸如ANSYS等商业程序，计算过程为考虑层板间摩擦的常规计算过程。计算过程中均取r₀＝700mm，B_e＝110，即考虑内衬影响。如图11、图12所示，由于层板间隙的影响，深环焊缝的热影响区附近的应力分布呈锯齿状，去除内衬和盲层不考虑，将每层间焊趾处最大应力值作为层板层间焊趾位置的应力分布值。图11和图12中实线表示设计压力下的应力分布曲线，虚线分别表示试验压力和运行条件下的应力分布曲线。针对图11的应力分布曲线，最大裂纹尺寸限制在第一强度层至第三强度层之间，依此对缺陷所在截面的应力线性化，见图11中细实线直线段所示，得尿塔第一强度层内壁表面应力作为整体塔壁的最大应力，最外层板外表面应力作为整体塔壁的最小应力。如图11所示，在试验压力p_T＝1.5p＝30下，塔壁中16MnR层板处的最大应力为σ_T1＝539MPa，塔外壁的最小应力为σ_T2＝-303MPa。如图12所示，第一强度层板至最外层强度层板运行条件下层间焊趾位置的轴向应力分布与设计压力下层间焊趾位置的轴向应力分布相差较大，故分析时考虑操作温度的影响。同理，参照我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准，针对图12的应力分布曲线，最大裂纹尺寸限制在第一强度层至第三强度层之间，依此对缺陷所在截面的应力线性化，见图12中细实线直线段所示，得尿塔第一强度层内壁表面应力作为整体塔壁的最大应力，最外层板外表面应力作为整体塔壁的最小应力。如图12所示，在运行条件下，塔壁中16MnR层板处的最大应力为σ_w1＝498MPa，塔外壁的最小应力为σ_w2＝-90MPa；此时，在设计压力p＝20下，塔壁中16MnR层板处的最大应力为σ_p1＝428MPa，塔外壁的最小应力为σ_p2＝-257MPa。

第四步，根据我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准，此时设计压力下的应力为一次应力，一次膜应力为$P_{\mathrm{mw}}=\frac{{\sigma }_{p1}+{\sigma }_{p2}}{2}=85.5\mathrm{MPa},$一次弯曲应力$P_{\mathrm{bw}}=\frac{{\sigma }_{p1}-{\sigma }_{p2}}{2}=342.5\mathrm{MPa};$温差应力为二次应力，二次膜应力为$Q_{\mathrm{mw}}=\frac{({\sigma }_{w1}-{\sigma }_{p1})+({\sigma }_{w2}-{\sigma }_{p2})}{2}=118.5\mathrm{MPa},$$Q_{\mathrm{bw}}=\frac{({\sigma }_{w1}-{\sigma }_{p1})-({\sigma }_{w2}-{\sigma }_{p2})}{2}=-48.5\mathrm{MPa};$σ_mw＝P_mw+Q_mw，σ_bw＝P_bw+Q_bw。试验压力p_T＝1.5p下的σ_mT＝118MPa，σ_bT＝421MPa。焊缝处的最大残余应力取材料的下屈服强度，由于层板结构中层板的最大厚度为12mm，小于25mm，从而取$Q_m=0.3{\sigma }_R^{\max }=0.3\times 415=124.5\mathrm{MPa},$Q_b＝0。因层板厚度很薄，按旧标准实测15MnVR层板焊缝热影响区的CTOD，经实测层板的断裂韧度δ_c＝0.191mm，使用温度下层板的断裂韧度为室温的2.04倍，即将它们换算成以应力强度因子表示的断裂韧度$K_C={(1.5{\mathrm{ER}}_{\mathrm{eL}}{\delta }_c/(1-{\mu }^2))}^{\frac{1}{2}}=3689\mathrm{MPa}.{\mathrm{mm}}^{1/2},$16MnR取与15MnVR相同的断裂韧度。将上述各量代入式(3)、(4)，即可计算出简化裂纹的名义初始深度和名义容限深度，其中应力强度因子构形因子按表2查取。式(3)、(4)中失效评定曲线函数：

$f\left(L_r\right)=(1-0.14L_r^2)(0.3+0.7e^{-0.65L_r^6})---\left(9\right)$

参照英国BS7910《金属结构缺陷可接受性评定方法指南》，整圈环向内表面裂纹的载荷比：

$L_r=\frac{P_m}{R_{\mathrm{eL}}}\frac{1+\frac{2a}{\pi B_e}\sin \left(\frac{2\pi r_0}{r_0+r_n}\right)/(1-\frac{a}{B_e})}{1-\frac{a}{B_e}\frac{2r_0}{r_0+r_n}}---\left(11\right)$

因简化缺陷所处位置有焊接残余应力二次应力作用，故塑性修正因子ρ需按我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准中的规定计算。观察式(3)、(4)(9)、(11)和表2，无法从中直接解出名义初始深度a₀和名义容限深度a_c，可采用递归迭代的方法解出。通过递归迭代计算得名义初始深度a₀＝15.51mm，名义容限深度a_c＝24.46mm，a_c与a₀之差大于a_c裂纹前缘所在层板剩余厚度，简化裂纹所穿过层板为一层16MnR层板和部分15MnVR层板，两者之和为20mm，故应限制a_c＝20mm。

实施例三：

一台分段多层包扎氨合成塔，简称“氨塔”，内径500mm，壁厚85mm，由19mm厚14MnMoV内筒和n＝11层6mm厚14MnMoVB层板材构成，最高工作压力p＝32MPa，最高工作温度约200℃。该氨塔各层板间的纵焊缝相互错开，环焊缝为达整个壁厚的深环焊缝。

试验检测前的设备档案资料审查和容器内外表面和接管焊缝等处的常规无损检测与实施例一相同，最大层板间隙仍为δ₁～δ₁₁＝0.1mm。

第一步，与实施例一相同，校核最大允许试验压力比，进行压力和声发射试验。当试验压力到达设计压力1.25倍时，发现靠近该氨塔上端部的筒节中有一组声发射源事件沿环向发展较为严重，其活度、强度和撞击数呈快速增加趋势，判定此时为活性缺陷出现，终止试验。

第二步，根据前述步骤(2)，该被评定对象最严重的这组声发射事件呈环向发展，并靠近氨塔上端部，因此可拟简化假设为上端部与筒节间环焊缝的整圈环向外表面裂纹，如图13、图14所示。

第三步，采用有限元方法进行计算。通过与实施例一相同的步骤，计算出尿塔压力试验下和设计压力下各层板中垂直于裂纹面的应力，即轴向应力，氨塔上端部环焊缝有限元网格图见图15所示。有限元计算结果见图16。图16中，根据我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准和有限元计算结果，对缺陷所在截面的应力线性化，得设计压力下σ_w1＝162MPa，发生在外壁；σ_w2＝-79MPa，发生在内壁。试验压力下塔壁中σ_T1＝202MPa，发生在外壁；最小应力为σ_T2＝-99MPa，发生在内壁。说明假设为上端部与筒节间环焊缝的整圈环向外表面裂纹是合理的。

第四步，根据我国GB/T19624《在用含缺陷压力容器安全评定》标准，此时设计压力下的${\sigma }_{\mathrm{mw}}=\frac{{\sigma }_{w1}+{\sigma }_{w2}}{2}=41.5\mathrm{MPa},$${\sigma }_{\mathrm{bw}}=\frac{{\sigma }_{w1}-{\sigma }_{w2}}{2}=120.5\mathrm{MPa};$试验压力下的${\sigma }_{\mathrm{mT}}=\frac{{\sigma }_{T1}+{\sigma }_{T2}}{2}=51.5\mathrm{MPa},$${\sigma }_{\mathrm{bT}}=\frac{{\sigma }_{T1}-{\sigma }_{T2}}{2}=150.5\mathrm{MPa}.$实测14MnMoVB焊缝的断裂韧度δ_c＝0.039mm，R_eL＝540MPa，在使用温度下这一取值是偏于保守的，将该值换算成以应力强度因子表示的断裂韧度$K_C={(1.5{\mathrm{ER}}_{\mathrm{eL}}{\delta }_c/(1-{\mu }^2))}^{\frac{1}{2}}==2674\mathrm{MPa}.{\mathrm{mm}}^{1/2}.$焊缝处的最大残余应力取材料的下屈服强度，由于层板结构中层板的最大厚度为19mm，小于25mm，从而取$Q_m=0.3{\sigma }_R^{\max }=0.3\times 540=162.0\mathrm{MPa},Q_b=0,$计入二次应力中用作估算缺陷尺寸。并按实施例二相同的递归迭代方法，应力强度因子构形因子按式(2)计算，迭代过程中因此实施例简化缺陷所处位置有二次焊接残余应力作用，故应根据GB/T19624计算ρ的作用，通过递归迭代计算得名义初始深度a₀＝16.04mm，名义容限深度a_c＝48.73mm。a_c与a₀之差大于a₀前缘所处层板厚度，应限制为前缘所处层板剩余厚度与a₀之和，即名义容限深度a_c＝18mm。

实施例四：

一台分段多层包扎尿素合成塔，内径600mm，壁厚110mm，其层板结构、材料与厚度，焊缝结构，以及运行条件与实施例一相同。

试验检测前详细审查了设备档案资料，并进行了多层包扎容器内外表面、深环焊缝和接管焊缝等处的常规无损检测，确保这些位置无超出国家标准、行业标准和用户要求的缺陷。但是，未查到层板间隙的相关记录。

由于该尿塔没有有关层板间隙的制造记录，故在压力试验时分别在每段筒节的中间部位粘贴了两组轴向和环向布置的电阻应变片，当试验压力升至设计压力的1.1倍时，经对电阻应变片显示的应变值，式(5)计算表明σ_θn非零并呈连续增加趋势，证明该尿塔的全部层板完全贴合。取15MnVR的弹性模量E＝2.06×10⁵MPa，μ＝0.3，分别采用式(6)～(8)可反推出该尿塔的平均层板间隙δ为0.0393mm、0.0425mm、0.0582mm。由于经分析证明，在相同层板间隙下Pimshtein修正公式得到的筒体层板中应力解与有限元的解最为接近，故式(8)所得平均层板间隙δ＝0.0582mm也最为贴近实际情况。获得了平均层板间隙δ后，继续该尿塔的声发射缺陷检测与确定。