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不銹鋼管殼式換熱器中管板和換熱管的連接方式

Tue, 22 Mar 2022 10:05:44 +0800

與其他形式的不銹鋼換熱器相比，管殼式換熱器具有制造較簡(jiǎn)單、換熱效率穩(wěn)定、成本較低等特點(diǎn)，在高溫高壓環(huán)境中也可以使用，被廣泛應(yīng)用于石油煉制、石油化工、煤化工、鹽化工、冶金、核能等工業(yè)領(lǐng)域，其結(jié)構(gòu)如圖4-1(a)所示。固定管板式換熱器技術(shù)設(shè)計(jì)和制造工藝比較成熟，但在實(shí)際生產(chǎn)中，管子和管板連接處泄漏的現(xiàn)象較常見(jiàn)。不銹鋼換熱管與管板之間一般采用焊接、脹接或者兩者結(jié)合的連接方式，脹接的目的是消除兩者之間的縫隙。脹接＋焊接后的管板如圖4-1(b)所示。

脹接方法主要有機(jī)械脹接、液壓脹接、橡膠脹接和爆炸脹接。機(jī)械脹接的加工過(guò)程是：脹接器內(nèi)的滾珠在換熱管內(nèi)壁周向旋轉(zhuǎn)，碾壓管子內(nèi)壁，使不銹鋼換熱管因塑性變形而膨脹，達(dá)到消除縫隙的目的，示意圖如圖4-2所示。機(jī)械脹接的結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，易于制造。機(jī)械脹接的缺點(diǎn)是: ①. 在整個(gè)脹接長(zhǎng)度內(nèi)，各處脹接的程度不一樣；②. 反復(fù)滾壓使換熱管橫截面上的殘余應(yīng)力不同，增加了應(yīng)力腐蝕的可能性；③. 脹接扭矩難控制，當(dāng)管板厚度較大時(shí)，很難在整個(gè)長(zhǎng)度范圍脹緊，難以完全消除縫隙；④. 對(duì)于雙管板的固定式管殼換熱器，要考慮不銹鋼換熱管因滾壓脹接而產(chǎn)生的長(zhǎng)度變化；⑤. 對(duì)管子有損傷。

爆炸脹接是通過(guò)不銹鋼換熱管內(nèi)炸藥的爆炸產(chǎn)生的沖擊力使管板和換熱管貼合，示意圖如圖4-3所示。該方法的優(yōu)點(diǎn)是：工藝簡(jiǎn)單；可多根脹管同時(shí)加工，效率高；管子受力比較均勻，消除縫隙的效果較好。然而，該方法在操作過(guò)程中具有一定的危險(xiǎn)性，脹接過(guò)程不易控制。同時(shí)，爆炸脹接需要特定的場(chǎng)地。

橡膠脹接是利用橡膠受軸向壓縮產(chǎn)生的徑向壓力，使換熱管發(fā)生塑性變形，其工作示意圖如圖4-4所示。橡膠脹接產(chǎn)生的脹接壓力比較柔和，換熱管受力均勻。

液壓脹接以操作簡(jiǎn)單、脹接殘余應(yīng)力小等優(yōu)點(diǎn)而成為目前應(yīng)用最為廣泛的脹接方法。該方法是通過(guò)液壓脹頭在均勻脹接力的作用下使換熱管變形，在脹接力的作用下?lián)Q熱管發(fā)生塑性變形，管板主要發(fā)生彈性變形。隨著換熱管向外變形量的增大，在接觸到管板之后繼續(xù)增大脹接壓力，一直到預(yù)設(shè)的數(shù)值。此時(shí)，管板在換熱管的擠壓下產(chǎn)生變形。當(dāng)脹接力去除后，換熱管和管板都會(huì)發(fā)生一定量的回彈，但是管板的回彈量較小，使得兩者即使在回彈后依然保持緊密貼合。液壓脹接示意圖如圖4-5所示。

脹接壓力極大地影響著接頭連接強(qiáng)度，其值一般通過(guò)換熱管外壁和管板孔表面之間的殘余接觸應(yīng)力來(lái)確定。液壓脹接的另一優(yōu)點(diǎn)是可以通過(guò)理論分析來(lái)控制脹接強(qiáng)度，因此，研究人員可以通過(guò)建立理論公式來(lái)確定脹接壓力和殘余接觸應(yīng)力的數(shù)值。假設(shè)換熱管和管板同為理想彈塑性材料，Krips等首次給出了液壓脹管殘余接觸壓力理論解。Yokell把管板當(dāng)成無(wú)限壁厚的圓筒，給出了更為簡(jiǎn)單的計(jì)算公式。Allam等在公式中考慮了管板材料的應(yīng)變強(qiáng)化特性。文獻(xiàn)中，作者根據(jù)材料的冪強(qiáng)化特性，給出了更為完善的脹接壓力和殘余接觸應(yīng)力計(jì)算公式，由于公式比較復(fù)雜，使得該式在工程實(shí)際應(yīng)用中受到一定的限制。

通過(guò)理論公式可以很容易獲得制造時(shí)所需的液壓脹接壓力值。但是，理論公式中考慮的因素較少，與實(shí)際相比存在一定偏差。數(shù)值模擬技術(shù)的應(yīng)用，大大彌補(bǔ)了理論計(jì)算的缺陷。有限元模擬已成為研究脹接性能的重要方法，而且模擬結(jié)果常用來(lái)驗(yàn)證或修正理論公式。Merah采用3-D有限元模擬研究了初始徑向間隙和材料的應(yīng)變強(qiáng)化對(duì)連接強(qiáng)度的影響，指出對(duì)于高應(yīng)變強(qiáng)化材料殘余接觸應(yīng)力隨間隙的增加而線性減小。Wang等采用有限元方法，先后研究了管板上開(kāi)槽的幾何尺寸、操作壓力以及操作溫度對(duì)連接強(qiáng)度的影響。Huang等在考慮間隙材料應(yīng)變強(qiáng)化的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)出脹接壓力和殘余接觸壓力計(jì)算公式，并通過(guò)數(shù)值分析對(duì)公式的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了驗(yàn)證。

脹接壓力的大小受不銹鋼換熱管和管板的材料性能、脹接強(qiáng)度、不銹鋼換熱管和管板孔尺寸及它們的偏差、表面粗糙度等因素的影響。浙江至德鋼業(yè)有限公司通過(guò)理論計(jì)算和有限元分析，研究奧氏體不銹鋼換熱管與管板孔連接時(shí)尺寸偏差對(duì)脹接壓力的影響，根據(jù)計(jì)算結(jié)果對(duì)原有脹接壓力計(jì)算公式進(jìn)行修正，使其更加適合工程實(shí)際。

如何消除不銹鋼管殼式換熱器中管板與換熱管間縫隙

Fri, 18 Feb 2022 18:12:20 +0800

不銹鋼管板式換熱器中，換熱管與管板之間的連接非常重要，一般采用脹接+焊接的方式。脹接的目的是消除不銹鋼管板和換熱管之間的縫隙。其中，脹接壓力的確定至關(guān)重要，如果脹接壓力過(guò)小，則管板與不銹鋼換熱管之間存有縫隙，使介質(zhì)在縫隙內(nèi)殘留，容易引起縫隙腐蝕，乃至點(diǎn)蝕；如果脹接壓力過(guò)大，則換熱管的殘余應(yīng)力過(guò)大，加大應(yīng)力腐蝕傾向。浙江至德鋼業(yè)有限公司采用理論計(jì)算和有限元數(shù)值模擬的方法，計(jì)算了液壓貼脹時(shí)所需的最小脹接壓力，分析了奧氏體不銹鋼換熱管和管板孔尺寸偏差對(duì)最小脹接壓力的影響。結(jié)果發(fā)現(xiàn)，由于常用的液壓脹接壓力理論計(jì)算公式?jīng)]有考慮尺寸偏差的影響，計(jì)算所獲得的脹接壓力無(wú)法保證換熱管和管板孔之間的貼合，即使把偏差值直接帶入理論計(jì)算公式，也不能得到正確的脹接壓力值。有限元分析表明，脹接壓力不但受換熱管壁厚偏差的影響，而且受換熱管外直徑偏差和管板孔直徑偏差，即初始徑向間隙的影響也較大。通過(guò)擬合有限元分析結(jié)果，提出了適合于奧氏體不銹鋼換熱管與管板孔連接的最小脹接壓力理論計(jì)算公式的修正系數(shù)。

浙江至德鋼業(yè)有限公司采用理論公式和有限元模擬，對(duì)最小液壓脹接壓力進(jìn)行計(jì)算，研究了不銹鋼換熱管和管板孔直徑的尺寸偏差對(duì)最小脹接壓力的影響，主要結(jié)論總結(jié)如下：

①. 考慮換熱管和管板孔直徑的尺寸偏差時(shí)，采用式（4-1)計(jì)算得到最小脹接壓力，與有限元模擬得到的最小脹接壓力相比相差甚遠(yuǎn)，說(shuō)明簡(jiǎn)單地直接將尺寸偏差值填加到式（4-1)中的相關(guān)幾何量中，得到的結(jié)果是不正確的。

②. 對(duì)于奧氏體不銹鋼換熱管，管外直徑偏差和管板孔直徑偏差之差，即初始徑向間隙，對(duì)最小脹接壓力影響較大，與初始徑向間隙呈線性關(guān)系；最小脹接壓力隨換熱管壁厚偏差增大而增大，也呈線性關(guān)系。

③. 通過(guò)有限元模擬和對(duì)結(jié)果回歸分析，提出利用綜合偏差系數(shù)f對(duì)最小脹接壓力理論公式（4-1)進(jìn)行修正；更寬范圍地選取換熱管和管板孔幾何尺寸及其偏差，進(jìn)行有限元模擬，模擬結(jié)果與采用修正的式（4-10)計(jì)算得到的最小脹接壓力吻合得非常好。

不銹鋼換熱管脹接系數(shù)數(shù)值分析

Fri, 17 Dec 2021 11:51:48 +0800

已有的研究表明，對(duì)不銹鋼換熱管和管板連接進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，三維模型可以簡(jiǎn)化為二維平面應(yīng)力或軸對(duì)稱模型。因此，浙江至德鋼業(yè)有限公司采用2-D軸對(duì)稱模型分析尺寸偏差對(duì)液壓脹接壓力的影響。為考慮管孔之間的相互作用，采用簡(jiǎn)化的單孔模型對(duì)不銹鋼換熱管和管板的脹接壓力進(jìn)行模擬，模型中等效套筒直徑可采用以下公式進(jìn)行計(jì)算：

對(duì)于Φ25mm×2mm的不銹鋼換熱管，管板孔直徑D=25.25mm,中心距H=32mm,根據(jù)式（4-5)計(jì)算得到等效套筒直徑為43.4mm.不銹鋼換熱管和管板實(shí)際連接如圖4-8所示。

根據(jù)上述幾何尺寸，圖 4-9 給出了未標(biāo)注尺寸偏差的幾何模型。

網(wǎng)格劃分均采用軸對(duì)稱plane182單元，同時(shí)，采用TARGE169目標(biāo)面單元和CONTA172接觸面單元建立換熱管與管板孔間的柔性面－面接觸對(duì)，兩接觸面之間的摩擦系數(shù)取0.2,有限元模型如圖4-10。

不銹鋼換熱管材料模型選用 Mises率不相關(guān)的多線性模型，模型中的參數(shù)來(lái)源于換熱管材料拉伸曲線，如圖4-11所示。拉伸試驗(yàn)時(shí)，試樣取自未脹接換熱管，將其加工成板狀拉伸試樣，尺寸見(jiàn)圖4-12.管板材料選取各向同性的彈性模型。

通過(guò)分步法模擬脹接過(guò)程，即整個(gè)脹接過(guò)程經(jīng)過(guò)以下三步完成：第一步，把載荷施加在管內(nèi)壁上，即加載；第二步，脹接壓力在管內(nèi)壁停留幾秒鐘，即保壓；第三步，在管內(nèi)壁施加0MPa的壓力，即卸載。脹接過(guò)程完成后，通過(guò)后處理器查看換熱管外壁的殘余位移Δur。若Δur=c,則認(rèn)為換熱管和管板正好連接緊密，此時(shí)，所對(duì)應(yīng)的壓力作為貼脹時(shí)的最小脹接壓力psimmin，若Δur<c,則說(shuō)明施的脹接壓力過(guò)小，不能消除縫隙，增加脹接壓力，重復(fù)以上過(guò)程，直到Δur略大于c。

通過(guò)對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行無(wú)關(guān)性驗(yàn)證發(fā)現(xiàn)，當(dāng)網(wǎng)格總數(shù)為15065時(shí)計(jì)算能夠收斂，并且計(jì)算結(jié)果差別在0.5%內(nèi)。因此，我們認(rèn)為該網(wǎng)格數(shù)可以滿足本書(shū)的求解需要。

一、數(shù)值計(jì)算與理論計(jì)算的比較

1. 不考慮尺寸偏差

脹接從距離換熱管口17.5mm處開(kāi)始。不考慮換熱管與管板管孔偏差時(shí)，換熱管與管板管孔間的間隙c=0.125mm,換熱管外壁徑向位移隨加載時(shí)間的變化曲線如圖4-13所示。此時(shí)，換熱管內(nèi)壁施加壓力是p=206MPa,殘余位移Δur=0.125005mm,可以認(rèn)為換熱管和管板正好貼合。從圖4-13中可以看出，隨著壓力的增加，徑向位移增大，卸載后徑向位移有所減小。這是因?yàn)榧虞d時(shí)換熱管發(fā)生了彈塑性變形，卸載后彈性恢復(fù)，只剩下塑性變形。脹接后的應(yīng)力應(yīng)變情況如圖4-14所示。

不考慮換熱管和管板孔直徑偏差時(shí)，選取表4-1所示的換熱管外直徑、管板孔直徑和管壁厚公稱尺寸，建立不同k值下的有限元模型。圖4-15所示為有限元模擬結(jié)果和式（4-1)理論計(jì)算結(jié)果，從圖中可以看出，模擬值與計(jì)算值近似相等。因此，在不考慮換熱管和管板孔直徑偏差的情況下，采用式（4-1)可以得到合理的最小脹接壓力。

2. 考慮尺寸偏差

為了驗(yàn)證圖4-6中理論計(jì)算結(jié)果的正確性，選擇與圖4-6完全相同的換熱管和管板孔公稱尺寸和偏差等幾何條件，進(jìn)行有限元模擬。圖4-16給出了部分尺寸偏差下，換熱管外壁徑向位移隨加載過(guò)程的變化情況。

所有的模擬結(jié)果如圖4-17所示。比較圖4-17和圖4-6,兩者差距較大。相同條件下，兩種方法獲得的最小脹接壓力最大相差29MPa.因此，當(dāng)換熱管和管板孔直徑存在尺寸偏差時(shí)，試圖通過(guò)把偏差值直接附加到式（4-1)各物理量上，而得到合理的最小脹接壓力是不可行的。

二、幾何偏差對(duì)最小脹接壓力的影響

1. 壁厚偏差的影響

為了討論壁厚偏差εs對(duì)最小脹接壓力的影響，選取表4-1所列最小、最大和最常用換熱管外直徑，即do=14mm、25mm和57mm的換熱管，保持k=1.19,并不考慮管板孔和換熱管外徑偏差，分別建立不同壁厚偏差下的模型，進(jìn)行有限元模擬。圖4-18(a)給出了最小脹接壓力隨壁厚偏差變化的模擬結(jié)果，從圖中可以看出，最小脹接壓力隨壁厚偏差的增加而增加，兩者近似為直線關(guān)系。

為進(jìn)一步分析壁厚偏差對(duì)最小脹接壓力的影響，引入壁厚偏差影響修正系數(shù)fs,即fs=psmm/pmin,以及比壁厚偏差Es/S,將圖4-18(a)轉(zhuǎn)化成圖4-18（b)。通過(guò)圖4-18(b)可以看出，壁厚偏差影響修正系數(shù)fs隨Es/S近似為直線變化，其線性關(guān)系可以表示為

對(duì)于do=19mm、38mm的換熱管，壁厚偏差分別為εs=±0.1mm、±0.15mm,根據(jù)式（4-6)得到的最小脹接壓力分別為211MPa、201.8MPa和207.6MPa、200.4MPa,有限元的模擬結(jié)果分別為212MPa、201MPa和206.5MPa、200MPa.充分說(shuō)明式（4-6)給出的擬合關(guān)系是可信的。

2. 換熱管外直徑偏差和管板孔直徑偏差的影響

不銹鋼換熱管外直徑偏差和管板孔直徑偏差對(duì)最小脹接壓力的影響可以歸結(jié)為初始徑向間隙c的影響。保持k=1.19不變，根據(jù)表4-1中管外直徑允許偏差范圍和管板孔直徑允許偏差范圍，選取不同的管外直徑偏差e.和管板孔直徑偏差?D，以得到不同的初始徑向間隙c,建立不同初始徑向間隙c下的有限元模型。圖4-19(a)所示為Psimmin 隨c變化的規(guī)律。

為了定量分析初始徑向間隙對(duì)最小脹接壓力的影響，引入初始徑向間隙影響修正系數(shù)fc(fo=psim min／pmin),以及比初始徑向間隙c/do，將圖4-19(a)轉(zhuǎn)化成圖4-19(b)。圖4-19(b)說(shuō)明，對(duì)不同的換熱管外直徑do,fc與c/d.之間關(guān)系為一簇近似平行的直線，可以表示為

3. 綜合偏差的影響

在實(shí)際中，不銹鋼換熱管壁厚偏差、外直徑偏差和管板孔直徑偏差是同時(shí)存在的。因此，我們需要考慮三類偏差的共同影響。引入綜合偏差影響修正系數(shù)f,即

為了檢驗(yàn)式（4-10)的準(zhǔn)確性，把采用式（4-10)計(jì)算得到的最小脹接壓力與有限元模擬結(jié)果進(jìn)行比較。根據(jù)GB/T 17395-2008《無(wú)縫鋼管尺寸、外形、重量及允許偏差》和表4-1選取換熱管和管板孔直徑尺寸以及相應(yīng)的偏差，所選擇的換熱管和管板孔的尺寸及它們的偏差均不在回歸fs、fc時(shí)所選用的范圍。計(jì)算和模擬結(jié)果見(jiàn)圖4-20。從圖中可以看出，兩者的計(jì)算結(jié)果吻合得非常好，說(shuō)明式（4-10)適用于滿足表4-1幾何尺寸及其偏差以及滿足表4-2材料性能的換熱管和管板孔相連接的最小脹接壓力的計(jì)算。

從以上分析可知，不銹鋼換熱管外直徑和壁厚、管板孔直徑等幾何尺寸及它們的偏差對(duì)最小脹接壓力的計(jì)算有著交叉影響。由于換熱管規(guī)格繁多，再加上尺寸偏差范圍較大，全面分析這種影響將是一項(xiàng)十分繁重的工作。因此，將換熱管外直徑偏差和管板孔直徑偏差的影響歸結(jié)為初始徑向間隙的影響，然后將換熱管壁厚偏差的影響和初始徑向間隙的影響分離開(kāi)來(lái)，即討論壁厚偏差影響時(shí)，設(shè)定管板孔和換熱管外直徑?jīng)]有偏差，并且只考慮一種k值；而討論初始徑向間隙影響時(shí)，則設(shè)定換熱管壁厚為一不變值，從而使問(wèn)題得到了大大的簡(jiǎn)化。從更寬范圍選取換熱管外直徑和壁厚、管板孔外直徑等幾何尺寸以及它們的偏差，通過(guò)式（4-10)計(jì)算和有限元模擬得到的最小脹接壓力相互吻合得非常好，說(shuō)明式（4-10)給出的修正公式的準(zhǔn)確度是令人滿意的。

為了避免尺寸超差對(duì)不銹鋼換熱管和管板連接強(qiáng)度的影響，美國(guó)管殼式熱交換器制造商協(xié)會(huì)對(duì)最大允許縫隙進(jìn)行了限制。而我國(guó)標(biāo)準(zhǔn) GB 13296-2013和GB 13296-2007相比，對(duì)不銹鋼換熱管外直徑偏差的要求更為嚴(yán)格，這在一定程度上減小了換熱管和管板孔之間的最大允許間隙。

與其他文獻(xiàn)相比，以上計(jì)算涉及的不銹鋼換熱管和管板孔尺寸及尺寸偏差范圍廣，因此，提出的修正系數(shù)f更具有普遍性。需要說(shuō)明的是，在以上的分析中，沒(méi)有考慮管板孔中心距尺寸偏差的影響。換熱管材料發(fā)生變化后，式（4-9)能否繼續(xù)使用，也有待進(jìn)一步研究。

水煤氣廢熱鍋爐用不銹鋼換熱管腐蝕失效案例分析介紹

Wed, 17 Nov 2021 14:16:52 +0800

浙江至德鋼業(yè)有限公司以水煤氣廢熱鍋爐在不銹鋼換熱管和管板連接處的失效分析為例，說(shuō)明失效分析的過(guò)程和意義。管殼式換熱器廣泛應(yīng)用于化工、石油、醫(yī)藥和核行業(yè)。管板和換熱管連接處是一個(gè)關(guān)鍵部位，它們之間的連接一般采用焊接、脹接或者兩者結(jié)合的方法。從文獻(xiàn)報(bào)道和實(shí)際使用情況來(lái)看，管子和管板連接處的腐蝕是引起換熱器失效的主要原因。因此，常采用奧氏體不銹鋼管子預(yù)防腐蝕的發(fā)生。然而，在特定的介質(zhì)和一定的拉應(yīng)力下，奧氏體不銹鋼會(huì)發(fā)生應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂。拉應(yīng)力來(lái)源于操作壓力、熱應(yīng)力或者制造的殘余應(yīng)力。近年來(lái)，人們通過(guò)失效案例分析，對(duì)脹接或焊接殘余應(yīng)力情況進(jìn)行了大量研究，并認(rèn)為它們?cè)趹?yīng)力腐蝕中起到了重要作用。一些換熱器失效案例中，雖然介質(zhì)中氯離子的濃度非常小，但是奧氏體不銹鋼管應(yīng)力腐蝕還會(huì)發(fā)生。眾多分析認(rèn)為，應(yīng)力腐蝕的發(fā)生是由氯離子在縫隙中的富集引起的。

現(xiàn)當(dāng)介質(zhì)中氯離子濃度僅有5.8mg/kg時(shí)，縫隙處的濃度值可高達(dá)2410mg/kg.但管子的應(yīng)力腐蝕和縫隙腐蝕仍不能避免。目前，對(duì)于脹接之后還存在縫隙的原因不清楚，因此，這個(gè)問(wèn)題將在本章中進(jìn)行重點(diǎn)討論。

一、失效案例介紹

某甲醇廠一臺(tái)水煤氣廢熱鍋爐（以下簡(jiǎn)稱“廢鍋”）管程的介質(zhì)是由H₂、CO、CO₂、H₂S、NH₃、H₂O等組成的水煤氣，水從鍋爐補(bǔ)水口進(jìn)人廢鍋殼程，并在其內(nèi)變成蒸汽后，再由蒸汽出口排出，廢熱鍋爐技術(shù)特性見(jiàn)表7-1。殼程的最高工作壓力和溫度分別為3.4MPa、242℃,管程的最高工作壓力和溫度分別為6.28 MPa、241℃.管子采用321不銹鋼材料，廠家提供的321不銹鋼材料的化學(xué)成分見(jiàn)表7-2,管板采用20MnMo材料。不銹鋼換熱管和管板管孔的連接方式采用強(qiáng)度焊十密封脹。

設(shè)備在使用兩年左右后，發(fā)現(xiàn)出口蒸汽中一氧化碳含量明顯增高，判斷水煤氣出現(xiàn)泄漏。設(shè)備停車檢修時(shí)，并未發(fā)現(xiàn)宏觀缺陷。但水壓試驗(yàn)時(shí)，發(fā)現(xiàn)管板堆焊層11處漏點(diǎn)；后經(jīng)堵漏處理，漏點(diǎn)反而增加到20多處。第二次水壓試驗(yàn)時(shí)，又出現(xiàn)新的漏點(diǎn)，同時(shí)，在管子內(nèi)壁發(fā)現(xiàn)一些黑色附著物，泄漏點(diǎn)位置和管內(nèi)附著物如圖7-1所示。

二、失效分析過(guò)程和結(jié)果

1. 現(xiàn)場(chǎng)勘查

首先對(duì)不銹鋼管板進(jìn)行著色探傷，未發(fā)現(xiàn)裂紋，如圖7-2(a)所示。其次，對(duì)筒體進(jìn)行了檢查，未發(fā)現(xiàn)裂紋、腐蝕等現(xiàn)象，如圖7-2(b)所示。經(jīng)仔細(xì)觀察，泄漏水珠是從換熱管內(nèi)流出的，因此，基本可以確定裂紋出現(xiàn)在換熱管上。經(jīng)滲透檢測(cè)和打磨，開(kāi)始在管內(nèi)壁未發(fā)現(xiàn)裂紋，但經(jīng)過(guò)滲透和打磨之后，出現(xiàn)樹(shù)枝狀裂紋；隨著打磨的進(jìn)行，裂紋越來(lái)越清晰，并且裂紋寬度由管內(nèi)向外逐漸增加，如圖7-2(c)所示。因此，可以初步判斷裂紋起源于管外壁，向內(nèi)部擴(kuò)展。

2. 現(xiàn)場(chǎng)取樣

分別取含有漏點(diǎn)的一段進(jìn)氣管以及對(duì)應(yīng)的出氣管，同時(shí)收集了管束內(nèi)壁附著物，如圖7-3所示。

3. 換熱管材料分析

采用光譜儀對(duì)失效換熱管材料化學(xué)成分進(jìn)行了檢測(cè)分析，表明換熱管材料化學(xué)成分基本符合GB 13296-2007《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無(wú)縫鋼管》標(biāo)準(zhǔn)中對(duì)321不銹鋼的成分要求，結(jié)果見(jiàn)表7-3.

4. 裂紋檢查

如圖7-4所示，把兩取樣管打磨后，在進(jìn)氣管外壁1、2區(qū)域內(nèi)用肉眼可以觀察到微小裂紋，同時(shí)還發(fā)現(xiàn)在較粗裂紋處有一些小凹坑。在取樣區(qū)1取試樣1。觀測(cè)取樣管橫截面的裂紋和金相組織；在取樣區(qū)2取試樣2,用以觀察取樣管表面裂紋、裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物化學(xué)成分和金相組織；在取樣區(qū)3取試樣3,用以觀測(cè)取樣管縱截面的裂紋和金相組織。同時(shí)，在出氣管的取樣區(qū)4、5取試樣4和試樣5,分別觀測(cè)橫、縱截面裂紋和金相組織。

試樣1: 經(jīng)過(guò)打磨、拋光、王水腐蝕，在試樣1橫截面中發(fā)現(xiàn)一條穿透性裂紋及其他細(xì)小裂紋。裂紋呈樹(shù)枝狀，分叉較多，沿橫截面從管外壁向內(nèi)發(fā)展，具有典型不銹鋼應(yīng)力腐蝕形貌，如圖7-5所示。組織為單相奧氏體，有孿晶分布，晶粒均勻，符合321不銹鋼固溶處理的組織要求，但觀察到一些顆粒較大的夾雜物，如圖7-6所示。

試樣2: 顯微鏡下觀察到換熱管表面裂紋平行于軸向擴(kuò)展，有主干和分支之分，為明顯的穿晶型裂紋。金相組織為單相奧氏體，有孿晶分布，晶粒較均勻，符合321不銹鋼固溶處理的組織要求。同時(shí)，也觀察到一些顆粒較大的夾雜物，如圖7-7所示。

試樣3~5: 顯微鏡下，試樣3(進(jìn)氣管縱截面）以及試樣4、5(出氣管縱、橫截面）均未發(fā)現(xiàn)裂紋。金相組織為單相奧氏體，有孿晶分布，晶粒較均勻，符合321不銹鋼固溶處理的組織要求，如圖7-8和圖7-9。在試樣3顯微組織中發(fā)現(xiàn)有TiN夾雜物，但量很少，屬正?，F(xiàn)象。

5. 裂紋縫隙內(nèi)雜質(zhì)成分分析

為了分析裂紋縫隙內(nèi)腐蝕產(chǎn)物的化學(xué)成分，取試樣2外壁裂紋區(qū)域進(jìn)行了電子探針檢測(cè)。掃描區(qū)域的顯微形貌見(jiàn)圖7-10(a),裂紋有主次之分，并平行于軸向發(fā)展。掃描波譜結(jié)果見(jiàn)圖7-10(b),表7-4列出了裂紋內(nèi)腐蝕產(chǎn)物部分成分的半定量分析結(jié)果。在檢測(cè)中發(fā)現(xiàn)，腐蝕產(chǎn)物的主要金屬成分為鐵和鉻,非金屬元素為氯、硫和氧，在波譜上能看到明顯的Cl峰和S峰，說(shuō)明該廢鍋的運(yùn)行環(huán)境中殼程介質(zhì)含有的氯、硫可能是介質(zhì)中的也可能是材質(zhì)本身的。

6. 管壁附著物的化學(xué)成分分析

為了確定換熱管內(nèi)壁黑色附著物的成分，在附著物較厚處取下一些樣品。為全面分析附著物的化學(xué)成分，采用電感耦合等離子體－發(fā)射光譜法檢測(cè)金屬元素、元素分析法檢測(cè)碳和硫元素、離子色譜法檢測(cè)氯元素。檢測(cè)結(jié)果顯示，主要金屬元素是鐵,質(zhì)量分?jǐn)?shù)為30%,另外還有少量的鎳、砷、氯等；非金屬硫元素的含量非常高，達(dá)到34%,當(dāng)硫元素以濕硫化氫存在時(shí)，也會(huì)引起奧氏體不銹鋼應(yīng)力腐蝕。

7. 廢熱鍋爐進(jìn)出水水質(zhì)分析

為了分析廢熱鍋爐管束失效的原因，需對(duì)其所使用水的水質(zhì)和操作情況進(jìn)行調(diào)查。根據(jù)公司檢測(cè)中心的分析結(jié)果，廢熱鍋爐進(jìn)水中氯離子含量是4.08mg/kg,排污水中的氯離子含量未進(jìn)行檢測(cè)；水煤氣冷凝液中氯離子含量為14.53mg/kg,見(jiàn)表7-5.廢熱鍋爐連排水、間排水以及水煤氣出口冷凝水樣檢測(cè)分析結(jié)果見(jiàn)表7-6。從檢驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，取樣水中的氯離子元素含量較少，說(shuō)明在生產(chǎn)中鍋爐用水軟化處理的質(zhì)量較高。

通過(guò)以上綜合分析可以判斷，不銹鋼管子的裂紋是由應(yīng)力腐蝕引起的。管子脹接后會(huì)產(chǎn)生殘余應(yīng)力，管板和管子焊接后也會(huì)產(chǎn)生殘余應(yīng)力。很多文獻(xiàn)已經(jīng)證明脹接和焊接殘余應(yīng)力的存在。在設(shè)備檢修時(shí)，換熱管貼脹部位的管子在去除強(qiáng)度焊焊縫后很容易從管板中取出，說(shuō)明管子與管板之間存在微小的縫隙。介質(zhì)中微量的氯離子可以在縫隙內(nèi)濃縮，使其濃度升高。

三、最小脹緊壓力計(jì)算

管子和管板之間貼脹是否緊密主要取決于脹接壓力的大小。貼脹壓力過(guò)小，換熱管和管板孔間會(huì)存在縫隙；脹接壓力過(guò)大，管板和管子之間產(chǎn)生較大的接觸應(yīng)力，使管外壁因受管板孔的擠壓而產(chǎn)生額外的應(yīng)力。因此，有必要對(duì)貼脹的最小壓力進(jìn)行討論。下面通過(guò)理論計(jì)算和有限元數(shù)值模擬來(lái)分析本失效案例中所需的最小貼脹壓力。

1. 換熱管力學(xué)性能測(cè)試

為獲得準(zhǔn)確的換熱管材料特性，特從廢熱鍋爐制造廠家獲取管材，采用萬(wàn)能拉伸試驗(yàn)設(shè)備進(jìn)行材料的拉伸試驗(yàn)。材料試樣的制造及拉伸試驗(yàn)過(guò)程按照GB/T228.1-2010《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分；室溫試驗(yàn)方法》標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行試驗(yàn)。試樣圖紙以及加工試樣如圖7-11所示，拉伸試驗(yàn)的應(yīng)力－應(yīng)變曲線如圖7-12所示。

2. 脹接力的理論計(jì)算

液壓脹接是一種柔性脹接技術(shù)，壓力均勻地作用于不銹鋼管子內(nèi)壁，管子的變形在幾秒鐘內(nèi)完成。由于管子沒(méi)有受到反復(fù)碾壓，這種脹接過(guò)程難以達(dá)到對(duì)管子與管板之問(wèn)粗糙表而的“填平”效果。為保證脹接質(zhì)量，管板孔的加工粗糙度應(yīng)控制在Ra6.3μm以內(nèi)。

根據(jù)液壓脹管機(jī)廠家提供的資料，可按下列方法計(jì)算脹接力：

不銹鋼換熱管和管板之間采用貼脹時(shí)，可根據(jù)式（7-2)計(jì)算所需脹接力。從式（7-2)可以看出，脹接力與脹接件的尺寸和材料的屈服強(qiáng)度密切相關(guān)。換熱管材料321不銹鋼的保證屈服強(qiáng)度ReLt ≥205MPa;從廠家提供的“壓力容器產(chǎn)品主要受壓元件使用材料一覽表”中查得，換熱管材料ReLt的供應(yīng)值是240MPa,廠家復(fù)驗(yàn)值為297MPa,本次分析的試驗(yàn)值為292MPa。

在實(shí)際的制造中，管板孔徑D和換熱管的壁厚都允許存在偏差。根據(jù)換熱器制造相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定，一級(jí)管束管板孔直徑是625.25mm時(shí)，允許偏差為0~+0.15.根據(jù)GB/T 17395-2008《無(wú)縫鋼管尺寸、外形、重量及允許偏差》標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定、管子外徑偏差分為標(biāo)準(zhǔn)化外徑允許偏差四級(jí)和非標(biāo)準(zhǔn)化外徑允許偏差四級(jí)。根據(jù)管孔公差，能與管板孔配合的管子公差范圍為D4級(jí)士0.10、ND4級(jí)士0.20兩種。由于管板孔直徑和換熱管外徑和壁厚制造尺寸偏差的存在，會(huì)影響換熱管和管板孔之間空隙的大小。在不考慮偏差時(shí)，換熱管和管板孔之間間隙為Δr=0.125mm;考慮偏差時(shí)，即對(duì)D4級(jí)管子和管板孔配合的最大間隙為Δrmax=0.250mm,最小間隙為Δrmin=0.075mm;對(duì)ND4級(jí)管子和管板孔配合的最大間隙為Δrmax=0.300mm,最小間隙為Δrmin=0.025mm.根據(jù)GB/T 17395-2008《無(wú)縫鋼管尺寸、外形、重量及允許偏差》標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定，管子壁厚偏差分為標(biāo)準(zhǔn)化壁厚允許偏差九級(jí)（含亞級(jí)）和非標(biāo)準(zhǔn)化壁厚允許偏差四級(jí)。按換熱管強(qiáng)度要求，可供選擇的換熱管壁厚偏差有：S3A級(jí)±0.20、S4A級(jí)±0.15、S5級(jí)±0.10、NS1級(jí)－0.25~+0.30、NS2級(jí)＋0.30~-0.20、NS3級(jí)＋0.25~-0.20、NS4級(jí)－0.15~+0.25.表7-7列出了兩種公差配合下，NS3級(jí)－0.20~+0.25的壁厚偏差下，根據(jù)式（7-2)計(jì)算出的脹接力Pmin的數(shù)值。

從表7-7來(lái)看，Δr=0.125mm時(shí)，ReLt＝205MPa 計(jì)算出的脹接力為142MPa，ReLt＝292MPa時(shí)的脹接力為202MPa,兩者差距較大。在脹接件的尺寸確定的條件下，脹接力Pmin，隨屈服強(qiáng)度的增加而增大；在同一屈服強(qiáng)度下，脹接力隨著管板之間空隙的減小而增大，這顯然是與實(shí)際情況不符的。這說(shuō)明武（7-2)沒(méi)有考慮脹接件的尺寸偏差，因此在使用式（7-2)時(shí)不能把尺寸偏差帶入其中。

不考慮尺寸偏差，管板的Rep=370MPa時(shí)，換熱管不同屈服強(qiáng)度下根據(jù)式（7-3)計(jì)算出的最大脹接力P max見(jiàn)表7-8。

貼脹時(shí)，脹接力取Pmin，但是Pmin是使換熱管和管板開(kāi)始產(chǎn)生殘余應(yīng)力的最小脹接力，在實(shí)際脹接中脹接力的取值要大于Pmin;對(duì)密封要求高的強(qiáng)度脹接，脹接力取最大值Pmax。

脹接件的加工尺寸偏差除了影響脹接力的大小，還直接影響液袋式液壓脹管成本。在超高壓的脹接壓力作用下，管子向外膨脹，間隙越大，管子的形變?cè)酱螅蚨捍涱^與管子內(nèi)壁之間的間隙將隨著尺寸偏差加大而增大。液袋在超高壓作用下，具有向間隙中流動(dòng)的趨勢(shì)，使液袋受到損傷。在同樣的脹接壓力下，脹頭頭部的尺寸與管子變形后的間隙越大，液袋越易損壞，這種損傷隨著間隙的增大成幾何級(jí)數(shù)加劇。

3. 脹接壓力有限元分析

為了解在多大的脹接力下?lián)Q熱管和管板能有效貼合，現(xiàn)對(duì)換熱管-管板焊脹連接處進(jìn)行有限元分析。根據(jù)脹管和管板的實(shí)際尺寸建立模型圖，施加不同的脹接力，觀察脹接效果。在分析時(shí)，考慮7.3.2節(jié)分析的制造尺寸偏差情況和材料的力學(xué)性能對(duì)脹接力的影響。

A. 基本參數(shù)

換熱管的規(guī)格為Φ25mm×2mm,換熱管在管板上以等邊三角形的形狀排列，孔中心距為32mm,管板孔徑為25.25mm+0.15mm.換熱管和管板的連接方式采用強(qiáng)度焊＋液壓脹，脹接力為142MPa.管程工作壓力為6.28MPa;換熱管的一端伸出堆焊層的長(zhǎng)度為2.5mm,脹接從距離換熱管口17.5mm處開(kāi)始脹接部分共長(zhǎng)268mm,管板與換熱管連接的結(jié)構(gòu)圖如圖7-13所示，根據(jù)實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸簡(jiǎn)畫(huà)出的幾何圖如圖7-14所示。

B. 有限元模型

總體坐標(biāo)采用柱坐標(biāo)系，以換熱管軸線為Z軸，徑向?yàn)镽,建立二維模型。管板和換熱管均采用軸對(duì)稱 plane182單元，TARGE169目標(biāo)面單元和CONTA172接觸面單元建立換熱管與管板間的柔性面－面接觸對(duì)，網(wǎng)格采用四面體網(wǎng)格，整個(gè)模型的單元總數(shù)為10650個(gè)。在建立模型的過(guò)程中，根據(jù)7.3.2節(jié)分析的間隙值情況，考慮四種管孔與管子外徑間隙值：對(duì)管子D4級(jí)±0.10,最大間隙為Δrmax=0.250mm,最小間隙為Δr min=0.075mm;對(duì)管子ND4級(jí)±0.20,最大間隙為Δrmax=0.300mm,最小間隙為Δrmin＝0.025mm;不考慮制造尺寸偏差時(shí)的Δr=0.125mm.不考慮尺寸偏差時(shí)的模型圖和網(wǎng)格的劃分如圖7-15。

采用貼脹時(shí)，換熱管在脹接過(guò)程中會(huì)發(fā)生微小的塑性形變，管板只產(chǎn)生彈性形變。因此，在ANSYS分析過(guò)程中，采用塑性模型中隨動(dòng)強(qiáng)化Mises率不相關(guān)的多線性模型作為換熱管的材料本構(gòu)關(guān)系模型，數(shù)據(jù)取自321不銹鋼實(shí)測(cè)應(yīng)力-應(yīng)變曲線；管板采用各向同性的彈性模型。脹接過(guò)程是在換熱管的內(nèi)表面施加不同的壓力值，使傳熱管發(fā)生塑性變形而管板發(fā)生彈性變形，卸掉載荷后管板緊緊地壓緊傳熱管，達(dá)到連接的目的。根據(jù)模型的對(duì)稱性，管板的表面是固定不動(dòng)的，在模型中設(shè)置為完全約束。換熱管在脹接的過(guò)程中軸是沒(méi)有位移的，所以在傳熱管的軸向設(shè)定約束。

C. 脹接過(guò)程模擬

通過(guò)載荷增量法將脹接壓力施加到管子內(nèi)表面施脹部位的單元上，并分三個(gè)階段模擬脹接過(guò)程：第一階段為脹接壓力由零增加至規(guī)定的壓力，即脹接壓力加載段；第二階段為脹接力停留一段時(shí)間；第三階段為脹接壓力由規(guī)定值減少至零，即脹接壓力卸載段?？紤]到接觸和材料非線性的計(jì)算收斂速度和計(jì)算精度，每個(gè)階段劃分為幾個(gè)載荷步，每個(gè)載荷步中增加若干個(gè)子載荷步。為提高求解過(guò)程的收斂速度。使用完全的Newton-Raphson迭代，以保證每次平衡迭代使用正切剛度矩陣，使用線性搜索使計(jì)算穩(wěn)定化。整個(gè)脹接過(guò)程所用時(shí)間為2~3s.

D. 模擬結(jié)果及分析

有限元模擬時(shí)，分別考慮制造尺寸偏差和材料力學(xué)性能的影響。首先，在ReLt=292MPa時(shí)，計(jì)算間隙為0.125mm、0.325mm和0.05mm時(shí)所需的貼合脹接力；其次，分析ReLt為292MPa和205MPa時(shí)的脹接力。

①. ReLt=292MPa時(shí)。

a. 無(wú)制造尺寸偏差、間隙Δr=0.125mm時(shí)，換熱管的規(guī)格為Φ25mm×2mm,管板孔徑為25.25mm,模型如圖7-15所示。分析時(shí)，選取脹管中間位置換熱管外壁的單元A進(jìn)行有限元分析，位置如圖 7-16。

分別施加100MPa、142MPa、180MPa、210MPa、240MPa等的脹接力，經(jīng)過(guò)多次計(jì)算發(fā)現(xiàn)，在230MPa時(shí)單元A沿R方向的絕對(duì)位移量u=0.125005，如圖7-17所示。表明此時(shí)換熱管和管板能有效貼合。

b. 考慮制造尺寸偏差、間隙Δrmax=0.325mm時(shí)，當(dāng)考慮管板的上偏差十0.15和換熱管下偏差－0.25時(shí)，最大間隙為0.325mm,換熱管壁厚1.75mm,模型如圖7-18.分析方法同Δr=0.125mm時(shí)的分析方法，經(jīng)過(guò)多個(gè)脹接力的計(jì)算，在240MPa時(shí)單元A沿R方向的絕對(duì)位移量u=0.325002,如圖7-19所示。

c. 考慮制造尺寸偏差，間隙Δrmin=0.05mm時(shí)，當(dāng)考慮管板的上偏差＋0.15和換熱管最大上偏差＋0.25時(shí)，最小間隙為0.05mm,換熱管壁厚為2.125mm,模型如圖7-20所示。經(jīng)過(guò)多個(gè)脹接力的計(jì)算，在195MPa時(shí)，單元A沿R方向的絕對(duì)位移量u=0.05001,如圖7-21所示。

從模擬結(jié)果看出，間隙越大，需要的脹接力越大，0.05~0.325mm的間隙在142MPa的脹接力下不能保證換熱管和管板之間緊密貼合。

②. 為了解材料力學(xué)性能對(duì)脹接力的影響，在相同的間隙Δr=0.125mm的情況下取ReLt=205MPa和ReLt=292MPa,對(duì)脹接力進(jìn)行分析。ReLt=292MPa的脹接力為230MPa,下面對(duì)ReLt=205MPa的脹接力進(jìn)行分析，模型圖如圖7-22所示。分析方法同上，結(jié)果表明脹接力在180MPa時(shí)，單元A沿R方向的絕對(duì)位移量 υ=0.125002，換熱管和管板能有效貼合，結(jié)果見(jiàn)圖 7-23。

結(jié)果表明，換熱管屈服強(qiáng)度大時(shí)所需的脹接力也大。模擬的結(jié)果與式（7-2)計(jì)算結(jié)果比較：不考慮偏差時(shí)大約相等；間隙大時(shí)，模擬結(jié)果比計(jì)算結(jié)果大；間隙小時(shí)，模擬結(jié)果比計(jì)算值小。

E. 換熱管脹接后殘余應(yīng)力

經(jīng)過(guò)脹接后換熱管發(fā)生微小的塑性形變，管壁各處會(huì)存在殘余脹接應(yīng)力，在管外壁取一單元分析其等效殘余應(yīng)力情況，不同情況下等效殘余應(yīng)力隨時(shí)間的變化結(jié)果如圖7-24所示。

分析發(fā)現(xiàn)、換熱管外壁的等效殘余應(yīng)力處在20~40MPa之間。

四、分析結(jié)果討論

不銹鋼管子的應(yīng)力腐蝕由拉應(yīng)力和腐蝕介質(zhì)共同引起。裂紋起源于管子外表面，并穿透壁面引起泄漏。通過(guò)公式計(jì)算和有限元分析發(fā)現(xiàn)，管子和管板所需的最小脹接壓力約為200MPa。在142MPa脹接壓力下，管子和管板之間貼合不緊密，存在縫隙。一旦換熱管與換熱管孔之間現(xiàn)間隙，就為氯離子的富集創(chuàng)造了條件。

首先，攜帶微量氯離子的高溫鍋爐進(jìn)入縫隙，水在縫隙內(nèi)變成蒸汽后排出。由于縫隙內(nèi)流體緩慢，進(jìn)入縫隙內(nèi)的氯離子因擴(kuò)散系數(shù)變小而不易排出，特別是在近壁面，氯離子擴(kuò)散系數(shù)很小，氯離子將在壁面沉積，如圖7-25所示。

其次，狹長(zhǎng)的縫隙容易造成縫隙腐蝕，縫隙內(nèi)陽(yáng)極反應(yīng)是金屬的溶解反應(yīng)M→M++e,陰極的還原反應(yīng)是O2+2H2O+4e→4OH-,縫隙內(nèi)溶液中的O2逐漸消耗，且不能及時(shí)補(bǔ)充，使陰極反應(yīng)逐漸終止?？p隙內(nèi)的陽(yáng)極反應(yīng)主要依靠縫隙外表的陰極反應(yīng)來(lái)平衡，形成“大陰極”和“小陽(yáng)極”。為了保持電荷平衡，氯離子向縫隙內(nèi)遷移。隨著遷移的進(jìn)行，縫隙內(nèi)氯離子濃度逐漸升高，越接近縫隙底部濃度越高?？p隙內(nèi)氯離子濃度增加的同時(shí)，會(huì)使溶液的pH值降低，增加了不銹鋼換熱管應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)。

在高溫環(huán)境中，少量的氯離子就能引起奧氏體不銹鋼應(yīng)力腐蝕。試驗(yàn)表明，溫度在94~268℃時(shí)，CI-濃度大于11mg/kg時(shí)，應(yīng)力腐蝕敏感性為高度。

五、分析結(jié)論

①. 通過(guò)對(duì)換熱管的化學(xué)成分分析，說(shuō)明材料是0Cr18Ni10Ti,滿足GB/T13296-2007《鍋爐、熱交換器用不銹鋼無(wú)縫鋼管》標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定要求，鎳成分稍偏低，可能會(huì)降低耐蝕性能，但該換熱管表面沒(méi)有發(fā)生均勻腐蝕，而只是個(gè)別區(qū)域出現(xiàn)了裂紋，說(shuō)明鎳成分偏低和裂紋沒(méi)有直接關(guān)系。

②. 通過(guò)電子探針和顯微鏡對(duì)裂紋的觀察，可看出裂紋源存在于換熱管的外表面（點(diǎn)蝕），并平行于軸向和管徑向發(fā)展；裂紋的一個(gè)（或多個(gè)）分支在沿徑向發(fā)展時(shí)遇到材料基體中的缺陷，加劇了腐蝕的程度，繼續(xù)向前發(fā)展成為穿透性裂紋，引起管內(nèi)介質(zhì)泄漏。兩種觀測(cè)方法的結(jié)果都顯示，裂紋具有典型的應(yīng)力腐蝕形貌。

③. 電子探針的掃描結(jié)果顯示，裂紋縫隙的腐蝕產(chǎn)物中含氯、硫和氧元素，表明殼程廢鍋水中含有氯離子,為換熱管的應(yīng)力腐蝕創(chuàng)造了腐蝕介質(zhì)環(huán)境。

④. 管束內(nèi)壁黑色附著物中的S元素含量較高，來(lái)源于原料煤；鐵和鎳是水煤氣介質(zhì)腐蝕設(shè)備形成的。這種換熱管的失效與管內(nèi)的介質(zhì)無(wú)關(guān)。

⑤. 在使用脹接力計(jì)算式（7-2)時(shí)注意兩點(diǎn)：

a. 不用考慮尺寸偏差。

b. 使用材料實(shí)測(cè)屈服應(yīng)力值。Pmin是使換熱管和管板開(kāi)始產(chǎn)生殘余應(yīng)力的最小脹接力，因此為保證密封性，實(shí)際脹接力在Pmin和Pmax平均值上下較好。

根據(jù)換熱管和管板材料性質(zhì)確定不準(zhǔn)確或尺寸偏差較大的換熱器，建議先進(jìn)行脹接工藝試驗(yàn)，以獲得脹接的可靠性。為了降低脹接成本，應(yīng)選用尺寸精度等級(jí)較高的換熱管，盡量減小管子和管板之間的間隙。

⑥. 有限元模擬和理論計(jì)算結(jié)果都顯示，142MPa的脹接力不能滿足換熱管和管板密封要求。

通過(guò)以上分析，可以判定設(shè)備泄漏的原因是不銹鋼換熱管和管板之間存在縫隙，殼程介質(zhì)中含有氯離子，氯離子在縫隙內(nèi)富集引起不銹鋼換熱管應(yīng)力腐蝕開(kāi)裂。

六、建議

①. 應(yīng)嚴(yán)格控制耐壓試驗(yàn)用水和生產(chǎn)用水中氯離子和硫的含量，定期檢測(cè)廢熱鍋爐的進(jìn)水和排污水中氯離子和硫的含量。

②. 盡量減少停車。裝置停車時(shí)，要排凈鍋爐水，保證設(shè)備處在干燥狀態(tài)。避免出現(xiàn)干濕交替狀態(tài)。

③. 設(shè)備在進(jìn)行修復(fù)時(shí)或制造下一臺(tái)設(shè)備時(shí)，適當(dāng)增加脹接力，保證貼脹質(zhì)量，消除間隙。

④. 對(duì)于新造廢熱鍋爐，建議將現(xiàn)用的321不銹鋼更換為2205雙相不銹鋼。該類型不銹鋼比18-8型不銹鋼有更強(qiáng)的耐少量氯化物應(yīng)力腐蝕的能力。

⑤. 建議修復(fù)方案：對(duì)新投用廢鍋的管子-管板連接處進(jìn)行補(bǔ)脹；對(duì)已泄漏廢鍋的管子-管板連接處進(jìn)行鉆取管束，然后將管束前移，重新焊脹。

彎管塑性發(fā)展過(guò)程與失效模式分析

Sun, 17 Oct 2021 13:45:01 +0800

選取參數(shù)k=5,R./R;=2,c/a=0.6,c/t=0.4 的情況研究含半橢圓裂紋厚壁彎管的塑性變形過(guò)程。有限元模型及邊界條件情況與極限荷載求解時(shí)完全一致，荷載步施加采用的是荷載步文件加載法，共設(shè)置6個(gè)荷載步，每個(gè)荷載步求解10個(gè)子步，第1荷載步施加200 MPa內(nèi)壓，第2荷載步施加300 MPa內(nèi)壓，依次類推，第6荷載步施加塑性極限荷載677.8MPa內(nèi)壓。

由圖5-8為t=1.1s 時(shí)對(duì)應(yīng)的 Mises 應(yīng)力分布圖，該子步對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓力P;=210 MPa.由圖中可以看出，在彎管內(nèi)側(cè)裂紋自由面處，最大應(yīng)力為875 MPa,超過(guò)材料的屈服極限，彎管開(kāi)始出現(xiàn)塑性屈服。彎管內(nèi)表面其他區(qū)域應(yīng)力分布較均勻，大小在450MPa左右。圖5-9為t=2.1s時(shí)的Mises 應(yīng)力圖，該子步對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓力P=310 MPa.由圖中可以看出，隨著內(nèi)壓力的增加，裂紋自由面處始終是應(yīng)力最大點(diǎn)，最大應(yīng)力為 891 MPa.裂紋自由面附近的塑性區(qū)范圍開(kāi)始擴(kuò)大，并沿著管軸方向擴(kuò)展，內(nèi)表面應(yīng)力分布開(kāi)始不均勻，內(nèi)側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力明顯大于其他區(qū)域。

圖5-10為t=3.2s時(shí)對(duì)應(yīng)的Mises應(yīng)力分布圖，該子步對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓力P;=420 MPa.由圖中可以看出，在該時(shí)刻下，彎管內(nèi)側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力超過(guò)800 MPa,首先達(dá)到屈服。最大應(yīng)力不再出現(xiàn)在裂紋自由面處，而是在內(nèi)壁屈服擴(kuò)展方向的末端。圖5-11為t=3.6s時(shí)對(duì)應(yīng)的Mises應(yīng)力分布圖，該子步對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓力P1=458 MPa.由圖中可以看出，在該時(shí)刻下，彎管外側(cè)內(nèi)壁應(yīng)力值為850MPa左右，緊接著達(dá)到屈服。最大應(yīng)力出現(xiàn)在外側(cè)內(nèi)壁屈服擴(kuò)展方向的末端。

圖5-12為t=5.9s時(shí)對(duì)應(yīng)的Mises應(yīng)力圖，該子步對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓力P;=670 MPa.由圖中可以看出，在該時(shí)刻下，彎管內(nèi)表面已經(jīng)完全屈服，且塑性區(qū)已經(jīng)沿著壁厚方向擴(kuò)展，幾乎接近彎管外表面。圖5-13為t=6s時(shí)對(duì)應(yīng)的Mises應(yīng)力圖，該子步對(duì)應(yīng)的內(nèi)壓力為極限荷載678.7 MPa.由圖中可以看出，在極限荷載作用下，塑性區(qū)已經(jīng)穿透壁厚，彎管內(nèi)側(cè)外壁出現(xiàn)較大塑性區(qū)，外側(cè)外壁并沒(méi)有塑性區(qū)的出現(xiàn)，但彎管實(shí)際已經(jīng)失去繼續(xù)承載能力。

由上塑性發(fā)展過(guò)程可以總結(jié)出，在一定內(nèi)壓作用下，首先在裂紋自由面處產(chǎn)生局部屈服，最大應(yīng)力同時(shí)出現(xiàn)在該處，但不會(huì)出現(xiàn)塑性鉸。隨著內(nèi)壓荷載繼續(xù)增大，應(yīng)力應(yīng)變發(fā)生重分布，裂紋自由面不再是最大應(yīng)力出現(xiàn)的位置，同時(shí)塑性區(qū)沿著內(nèi)表面軸向發(fā)展較快，沿著壁厚方向擴(kuò)展較慢。當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)，彎管內(nèi)表面完全屈服，塑性區(qū)穿透內(nèi)側(cè)壁厚，彎管失效，失效模式為整體破壞。

進(jìn)入后處理器，在已經(jīng)發(fā)生屈服的彎管內(nèi)表面上選取一個(gè)節(jié)點(diǎn)，以總應(yīng)亦光阿亦具光V她作中時(shí)間－應(yīng)亦關(guān)系網(wǎng)，如圖5-14所示。

可以看出，在加載初始段，節(jié)點(diǎn)的總應(yīng)變隨著荷載增加而線性增大。在彈性極限荷載處（t=3.2s)曲線斜率發(fā)生明顯轉(zhuǎn)折，荷載增加緩慢而應(yīng)變?cè)黾友杆?。到達(dá)極限荷載時(shí)，曲線斜率接近水平，即在較小的荷載增量下，應(yīng)變保持持續(xù)增長(zhǎng)，這間接驗(yàn)證了本書(shū)計(jì)算結(jié)果的正確性。

含半橢圓裂紋彎管極限荷載的數(shù)值分析

Sat, 16 Oct 2021 14:07:30 +0800

1. 單元選取及邊界條件設(shè)置

SOLID185 和 SOLID186 單元的結(jié)構(gòu)和節(jié)點(diǎn)布局分別與 SOLID45和SOLID95 單元基本相同，但前兩者的組合更能準(zhǔn)確模擬裂紋尖端的非線性行為，且具有塑性、大變形及大應(yīng)變、應(yīng)力強(qiáng)化等特性，是模擬含裂紋結(jié)構(gòu)彈塑性行為的最佳單元。單元幾何構(gòu)型同圖4-9和圖4-10。

為了節(jié)省計(jì)算機(jī)時(shí)，選取 1/4 模型進(jìn)行計(jì)算，除了直管段外緣節(jié)點(diǎn)施加位移全約束外，彎管1/2剖面和45度截面上分別施加相對(duì)X-Z和X-Y平面的正對(duì)稱約束。

2. 最經(jīng)濟(jì)單元數(shù)試算確定

為了減少非線性求解最大迭代次數(shù)又不降低計(jì)算結(jié)果的精度，本節(jié)中通過(guò)試算幾組不同的非裂紋體軸向單元?jiǎng)澐趾铜h(huán)向單元?jiǎng)澐?，最后確定最經(jīng)濟(jì)的單元?jiǎng)澐譃椋狠S向劃分15份，環(huán)向劃分5份，最終得到的1/4模型的單元總數(shù)為993,節(jié)點(diǎn)總數(shù)為1073,以下結(jié)果均是在這一試算結(jié)果下得到的。

3. 極限荷載計(jì)算結(jié)果

選擇的材料及其力學(xué)性能參數(shù)同光滑彎管相同，設(shè)置初始參數(shù)t=0.2m,將不同參數(shù)配置下含半橢圓裂紋厚壁彎管極限荷載 PL的結(jié)果列在表 5-1中，單位MPa.

4. 極限荷載隨影響因素變化規(guī)律

影響含半橢圓裂紋彎管極限荷載的因素主要有：彎管結(jié)構(gòu)參數(shù)－徑比（R./Ri)、幾何參數(shù)－彎曲半徑比（k)、裂紋幾何參數(shù)－形狀比（c/a)和深度比（c/t).

根據(jù)表5-1中的數(shù)據(jù)，分別作出PL值隨影響因素的變化關(guān)系圖，并給出分析說(shuō)明：

（1)圖5-2給的是R./R;=3/2、c/a=0.5時(shí)，PL值隨k變化的關(guān)系圖

由圖可以看出，極限荷載PL值隨k的增加而增大，說(shuō)明含裂彎管彎曲程度越低，其極限荷載越大，這與光滑彎管的情況一致。

由圖可以看出，極限荷載PL值隨R./R;的增加而增大，說(shuō)明含裂紋彎管壁越厚，其極限荷載越大，這也與光滑彎管的情況一致。

（3)圖5-4給出的是k=5、R./R;=3/2時(shí)，PL值隨cla變化的關(guān)系圖

由圖可以看出，極限荷載PL值隨c/a的增加而增大，說(shuō)明橢圓裂紋形狀越圓，其極限荷載越大，形狀越扁，極限荷載越小。c/t=0.4與c/t=0.6的曲線相比，變化趨勢(shì)相對(duì)緩和，說(shuō)明橢圓裂紋較深時(shí)，PL值隨c/a的變化幅度會(huì)比較大。

由圖可以看出，極限荷載PL值隨c/t的增加而減小，說(shuō)明橢圓裂紋越深，其極限荷載越小，裂紋越淺，極限荷載越大。c/a=0.4與c/a=0.6的曲線相比，變化趨勢(shì)相對(duì)劇烈，說(shuō)明橢圓裂紋形狀越扁時(shí)，PL值隨c/t的變化幅度會(huì)更大。

為了研究含半橢圓裂紋厚壁彎管相對(duì)于光滑彎管極限荷載的降低程度，需要定義一個(gè)無(wú)因次參量 M(PL/PLO)為削弱系數(shù)，PL表示含裂紋時(shí)的極限荷載，PL.表示光滑時(shí)的極限荷載。M值列在表5-2中。

（5)圖5-6給出的是k=5、R./R,=3/2時(shí)，M值隨cla變化的關(guān)系圖

由圖可以看出，削弱系數(shù)M隨cla的增加而增加，說(shuō)明橢圓裂紋形狀越圓，裂紋的存在對(duì)彎管極限荷載的削弱程度越小，反之，對(duì)極限荷載的削弱程度越大。c/t=0.4與c/t=0.6的曲線相比，變化趨勢(shì)相對(duì)緩和，說(shuō)明橢圓裂紋較淺時(shí)，裂紋對(duì)彎管極限荷載的削弱影響不明顯，而裂紋較深時(shí)，削弱程度較大。

（6)圖5-7給出的是k=3、R./R;=3/2時(shí)，M值隨c/t變化的關(guān)系圖

由圖可以看出，削弱數(shù)M隨c/t的增加而減小，說(shuō)明橢圓裂紋越深，裂紋的存在對(duì)彎管極限荷載的削弱程度越大，反之，對(duì)極限荷載的削弱程度越小。cla=0.4與c/a=0.6的曲線相比，變化趨勢(shì)相對(duì)劇烈，說(shuō)明橢圓裂紋形狀越扁時(shí)，裂紋對(duì)彎管極限荷載的削弱程度越大，而形狀較圓時(shí)，削弱程度較小。

5. 帶不同長(zhǎng)度直管段彎管的極限荷載

實(shí)際彎管的使用當(dāng)中，彎管端部總是和其他結(jié)構(gòu)件（如直管、法蘭等）相連接，本節(jié)針對(duì)上文采用的直管段固定約束的有限元模型，考察帶有不同長(zhǎng)度直管段的含裂紋彎管的極限荷載變化情況。

選取無(wú)量綱直管段長(zhǎng)度L/D作為分析參數(shù)，D為彎管外直徑。L/D=0.5、3、5、10、20時(shí)，內(nèi)壓作用下計(jì)算得到的無(wú)量綱極限荷載M值如表5-3所示。由表中數(shù)據(jù)可以看出，L/D從0.5增加到20,M呈下降趨勢(shì)且下降幅度最大不超過(guò)1%,完全可以忽略直管長(zhǎng)度對(duì)極限荷載求解的影響。

含缺陷彎管的塑性極限載荷

Fri, 15 Oct 2021 10:41:03 +0800

1. 局部減薄彎管的極限載荷

對(duì)于局部減薄的分析，通常是把局部減薄投影到軸向、環(huán)向，分析考察軸向缺陷和環(huán)向缺陷的影響。用軸向投影長(zhǎng)度和深度來(lái)確定局部減薄的軸向許用長(zhǎng)度，用環(huán)向投影長(zhǎng)度和深度來(lái)確定局部減薄環(huán)向許用長(zhǎng)度，以得到局部減薄的許用范圍。對(duì)軸向缺陷，主要考慮周向應(yīng)力。

以Maxey 和 Kiefner得出的半經(jīng)驗(yàn)斷裂力學(xué)關(guān)系式、Dugdale 塑性區(qū)尺寸模型，以及Folias 對(duì)有關(guān)承壓圓筒上軸向裂紋的分析為基礎(chǔ)，得到：

彎頭應(yīng)力狀態(tài)比直管復(fù)雜，其周向應(yīng)力不僅與彎曲曲率半徑有關(guān)，而且在不同的位置應(yīng)力大小不同，相應(yīng)的極限載荷也與彎曲半徑和所處的位置有關(guān)，如采用局部減薄直管的計(jì)算方法，則會(huì)不安全或過(guò)于保守。

2. 軸向減薄彎管的極限載荷

對(duì)于帶軸向裂紋彎頭的極限載荷的研究，當(dāng)前主要是進(jìn)行 Folias 系數(shù)修正和應(yīng)力修正來(lái)確定，有限元分析研究表明，局部減薄的直管與彎頭的極限載荷差別的主要原因是由于應(yīng)力分布狀態(tài)的不同，內(nèi)拱局部減薄的極限載荷最低，外拱局部減薄的極限載荷最高，幾何中性線處局部減薄的極限載荷與直管相近。張藜在局部減薄直管有效面積準(zhǔn)則基礎(chǔ)上，對(duì)其進(jìn)行應(yīng)力修正，得到了局部減薄彎頭的極限載荷。

內(nèi)拱壁處的極限荷載為：

含缺陷不銹鋼厚壁彎管的塑性性能分析

Thu, 14 Oct 2021 11:15:36 +0800

就極限荷載的研究情況看，光滑彎管的極限荷載研究已取得了一些進(jìn)展，但對(duì)含半橢圓裂紋這種常見(jiàn)平面型缺陷不銹鋼彎管的塑性極限荷載研究則相對(duì)較少。工程經(jīng)驗(yàn)表明對(duì)于小尺寸、韌性好的管件，失效形式往往是塑性失穩(wěn)破壞。為了保證管件安全運(yùn)行，允許彎管中存在一定的塑性變形，彎管發(fā)生塑性失穩(wěn)破壞的臨界狀態(tài)應(yīng)由極限荷載判定。彎管內(nèi)壓力是最主要的荷載形式，在內(nèi)壓作用下，表面缺陷的存在會(huì)使彎管的塑性極限荷載被削弱，降低了彎管的整體承載能力。

在壓力管道缺陷評(píng)定技術(shù)中，對(duì)含缺陷彎管極限荷載的研究同樣是一項(xiàng)十分重要的課題。對(duì)結(jié)構(gòu)上的缺陷進(jìn)行評(píng)定時(shí)需要用到四個(gè)參數(shù)，材料斷裂韌性、應(yīng)力強(qiáng)度因子（SIF)、外荷載和極限荷載。這四個(gè)參數(shù)中，斷裂韌性是材料常數(shù)，外荷載由實(shí)際工況確定，只有極限荷載和應(yīng)力強(qiáng)度因子與彎管結(jié)構(gòu)尺寸、缺陷類型和尺寸密切相關(guān)，知道了這四個(gè)參數(shù)，就可以利用FAC的雙判據(jù)（塑性失穩(wěn)和脆性斷裂）對(duì)含裂紋結(jié)構(gòu)進(jìn)行安全評(píng)定。

本章主要對(duì)含半橢圓表面裂紋的不銹鋼厚壁彎管進(jìn)行了塑性有限元分析。首先介紹了有限元材料非線性分析基礎(chǔ)，給出了本書(shū)研究所用的材料模型、荷載施加方法和非線性求解設(shè)定等內(nèi)容；給出了光滑彎管極限荷載的解析解，然后詳細(xì)介紹了有限元分析中極限荷載的確定方法，并對(duì)單一內(nèi)壓作用下光滑彎管的極限荷載進(jìn)行驗(yàn)證，證明本書(shū)所采用的計(jì)算方法是正確的；計(jì)算了含半橢圓裂紋厚壁彎管的塑性極限荷載并研究了其隨k、R./R;、c/a、c/t的變化規(guī)律，得到彎管彎曲程度越低、壁越厚、裂紋越淺、半橢圓裂紋形狀越圓時(shí)極限荷載越大的結(jié)論。然后分析了與彎管相連的直管段無(wú)量綱長(zhǎng)度對(duì)限荷載的影響，發(fā)現(xiàn)與以上四個(gè)參數(shù)相比，L/D 參數(shù)的影響可以忽略不計(jì)；詳細(xì)分析了含半橢圓裂紋彎管隨內(nèi)壓荷載增大塑性區(qū)的發(fā)展過(guò)程及在極限荷載作用下的失效模式，得出結(jié)論：裂紋前緣自由表面附近區(qū)域首先局部屈服但不形成塑性鉸，應(yīng)力重分布后塑性區(qū)向著彎管軸向和壁厚方向擴(kuò)展，最后彎管的失效模式為整體失效。

含半橢圓裂紋不銹鋼厚壁彎管在彎矩作用下的彈性有限元分析

Wed, 13 Oct 2021 09:40:43 +0800

1. ANSYS中彎矩荷載的施加方法

作用于不銹鋼彎管平面內(nèi)的彎矩，其方向可以分為使彎管張開(kāi)或閉合兩類。根據(jù)文獻(xiàn)的理論分析，彎管承受張開(kāi)彎矩的能力要高于承受閉合彎矩的能力，從保守角度出發(fā)，本書(shū)考慮閉合彎矩荷載作用的情況。

ANSYS中彎矩的加載方法一般有三種：一是將彎矩轉(zhuǎn)換成一對(duì)一對(duì)的力偶，直接施加在對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)上面。二是在構(gòu)件需要加彎矩的節(jié)點(diǎn)附近建立一個(gè)關(guān)鍵點(diǎn)，然后用MASS21單元進(jìn)行劃分，得到主節(jié)點(diǎn)。接著選擇需要施加彎矩的節(jié)點(diǎn)作為從節(jié)點(diǎn)，用CERIG命令建立約束方程，形成剛性區(qū)域。最后直接加彎矩到主節(jié)點(diǎn)上即可。三是使用MPC184單元。在需要加彎矩的節(jié)點(diǎn)附近建立一個(gè)主節(jié)點(diǎn)，選擇單元類型為MPC184單元，用節(jié)點(diǎn)生成單元的命令逐一將主節(jié)點(diǎn)與其他從節(jié)點(diǎn)生成多根剛性梁?jiǎn)卧瑥亩纬蓜傂悦?。最后也是直接加荷載到主節(jié)點(diǎn)上，通過(guò)剛性梁來(lái)傳遞彎矩荷載。筆者經(jīng)過(guò)試算發(fā)現(xiàn)，用上面三種方法計(jì)算得到的結(jié)果基本一致。但是需要注意的是，CERIG 命令使用的前提是小變形理論，即僅在發(fā)生小位移或是小旋轉(zhuǎn)時(shí)才能用，而第三種方法適用多種場(chǎng)合，不僅支持大應(yīng)變，還支持非線性情況。本書(shū)選用的是方法二，并按照第4.3.3節(jié)的加荷方法施加彎矩荷載。

2. 含半橢圓表面裂紋不銹鋼厚壁彎管的應(yīng)力分布

本節(jié)中，分別給出表4-1初始參數(shù)下光滑彎管和含半橢圓裂紋彎管在彎矩荷載作用下的 Mises 應(yīng)力分布圖，并結(jié)合內(nèi)壓作用下的應(yīng)力分布情況進(jìn)行比較說(shuō)明。

由圖 4-22 可以看出，最大Mises 應(yīng)力發(fā)生在彎管內(nèi)側(cè)外壁，其值為8.4 MPa,最小值發(fā)生在彎管遠(yuǎn)端（直管段）的中心線上，其值為0.2 MPa,從內(nèi)側(cè)外壁和外側(cè)外壁向中心線處，Mises 應(yīng)力值均勻的由大變小。與彎管受內(nèi)壓作用下的情況比較，在彎矩荷載作用下，按材料發(fā)生屈服的易難程度排序的結(jié)果是：內(nèi)側(cè)外壁＞外側(cè)外壁＞內(nèi)側(cè)內(nèi)壁＞外側(cè)內(nèi)壁。這與內(nèi)壓下的屈服規(guī)律完全不同，即在彎矩荷載作用下，內(nèi)側(cè)外壁面才是最危險(xiǎn)面，換言之，出現(xiàn)在這個(gè)位置的裂紋才是最危險(xiǎn)的。圖4-23為含半橢圓裂紋時(shí)的 Mises應(yīng)力分布情況，與光滑彎管相比，由于應(yīng)力發(fā)生了重分布，應(yīng)力梯度變化更小，分布更趨于均勻，彎管中心線處依然是應(yīng)力最小的位置但面積更大。

圖4-24為裂尖單元和過(guò)渡單元的Mises應(yīng)力分布情況、與內(nèi)壓循況相同，最大Mises應(yīng)力23MPa出現(xiàn)在彎管內(nèi)壁裂紋的自由表面處，第二大應(yīng)力出現(xiàn)在裂紋最深點(diǎn)、其值為21MPa、位于內(nèi)壓下做的水平制切圖做比較、圖-25是在裂紋前綠45度位置處做的垂直切片應(yīng)力圖、外圓線框是裂紋課。由圖可以清斷地看到隊(duì)內(nèi)側(cè)內(nèi)壁到內(nèi)側(cè)外壁的應(yīng)力過(guò)度情況。

綜上來(lái)看，可以得出以下結(jié)論：彎矩作用下彎管最易屈服的位置在內(nèi)側(cè)外壁，這一位置的裂紋是最危險(xiǎn)的；由于裂紋的存在，應(yīng)力會(huì)發(fā)生重分布，但是相比內(nèi)壓下的分布還不是很均勻。

3. 應(yīng)力強(qiáng)度因子K的術(shù)解

同內(nèi)壓作用情況相同，在已建好的有限元模型上施加純彎矩荷載，計(jì)算得到的應(yīng)力強(qiáng)度因子結(jié)果列人如表4-9~表4-13中。

（1) 假定不變的參數(shù)：K=3、R./R.=3/2

4. 應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響因素及變化規(guī)律

針對(duì)以上5組表格的K1值，分析其在彎矩荷載作用下隨影響因素的變化情況。

（1) 圖4-26給出的是不同c/t取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

從數(shù)值變化情況來(lái)看，在彎矩荷載1000kN·m作用下，K1值最小為0.05,發(fā)生在c/t=0.8曲線的90°位置處；K1值最大為1.94,同樣發(fā)生在c/t=0.8曲線上，但位置在裂紋的自由表面處。整體K1數(shù)值變化幅度不大，且從裂紋自由表面（0°)到裂紋最深點(diǎn)（90°),K1值呈下降趨勢(shì)。從曲線形態(tài)來(lái)，彎矩作用下K1值隨c/t的變化規(guī)律與內(nèi)壓下的完全不同，五條曲線在大約40°位置處相交，以40°為界，clt對(duì)K1值的影響能力發(fā)生轉(zhuǎn)折。0°~40°一段，裂紋較深（c/t=0.8)時(shí)相對(duì)裂紋較淺（c/t=0.2)時(shí)有更大的K1值，這說(shuō)明在這一角度范圍內(nèi)，裂紋較深時(shí)對(duì)K1值的影響能力更大；40°~90°一段的情況正好相反，裂紋較淺時(shí)相對(duì)裂紋較深時(shí)有更大的K1值。c/t=0.8對(duì)應(yīng)的曲線變化較劇烈，而c/t=0.2對(duì)應(yīng)的曲線變化較平緩。

（2) 圖4-27給出的是不同cla取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

從數(shù)值變化情況來(lái)看，在彎矩荷載1000kN·m作用下，K1值最小為0.43,最大為1.71,整體K1數(shù)值變化幅度不大。從曲線形態(tài)來(lái)看，五條曲線基本保持平行關(guān)系且隨角度的增大而下降，即對(duì)每一種cla都有在裂紋自由表面的K1大于紋深處的K1.沿縱坐標(biāo)觀察發(fā)現(xiàn)，cla越大（橢圓越圓），K,值越小，對(duì)應(yīng)的奇異應(yīng)力場(chǎng)越弱；反之，cla越小（橢圓越扁），K1值越大，對(duì)應(yīng)的奇異應(yīng)力場(chǎng)越強(qiáng)。

（3) 圖4-28給出的是不同R./R;取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

R./R;這一參數(shù)間接反映了管道壁厚情況，數(shù)值越大說(shuō)明管道的壁越厚。由圖可以看到，5條曲線隨角度的增大均向下遞減，在開(kāi)始段 0°~30°下降很快，之后趨于平緩，說(shuō)明對(duì)不同的R./R;都有在自由表面的K1大于紋深處的K1.沿縱坐標(biāo)觀察的結(jié)果是，隨著R./R;的增大，即隨著管壁增厚，K1值呈增大趨勢(shì)，且在裂紋自由面附近增加較多。這說(shuō)明彎管的壁越厚，裂紋前緣附近應(yīng)力奇異的程度越高，彎管就越不安全。

（4)圖4-29給出的是不同M.取值下K,值隨＠的變化關(guān)系圖

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，彎管所受荷載越大，K1值應(yīng)該越大。本圖清晰地顯示出這一規(guī)律。

（5)圖4-30給出的是不同K取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

K 是彎曲半徑與彎管外徑的比值，K越大，曲率越小，彎管彎曲的程度越小，過(guò)渡更平緩。沿縱坐標(biāo)觀察曲線可以發(fā)現(xiàn)，隨著彎管彎曲半徑的減小，即彎管彎曲程度越高，K1值會(huì)越大。

含半橢圓裂紋厚壁不銹鋼彎管在內(nèi)壓作用下的彈性性能

Tue, 12 Oct 2021 10:01:42 +0800

1. 含半橢圓表面裂紋厚壁不銹鋼彎管的應(yīng)力分布

文獻(xiàn)對(duì)光滑厚壁不銹鋼彎管在300 MPa 內(nèi)壓力作用下進(jìn)行彈性有限元分析后發(fā)現(xiàn)，管的內(nèi)側(cè)內(nèi)壁點(diǎn)的Mises應(yīng)力最大，外側(cè)外壁點(diǎn)的 Mises應(yīng)力最小，按發(fā)生屈服的易難程度排序的結(jié)果是：內(nèi)側(cè)內(nèi)壁＞外側(cè)內(nèi)壁＞內(nèi)側(cè)外壁＞外側(cè)外壁。下面分別給出表4-4初始參數(shù)下光滑彎管和含半橢圓裂紋不銹鋼彎管的應(yīng)力分布圖，進(jìn)行比較說(shuō)明。

通過(guò)計(jì)算分析，圖4-13給出光滑彎管Mises應(yīng)力分布，由圖可以看出，光滑彎管的最大Mises應(yīng)力發(fā)生在彎管內(nèi)壁，其值為328 MPa,小于材料的屈服值800 MPa,最小值發(fā)生在不銹鋼彎管直管段末端，其值為46MPa.其他區(qū)域從顏色可以判別出，與文獻(xiàn)闡述的規(guī)律相同，即彎管內(nèi)側(cè)內(nèi)壁為最容易屈服位置，其附近的Mises 應(yīng)力均較大。圖4-14為含半橢圓裂紋時(shí)的Mises 應(yīng)力分布，彎管外側(cè)大面積的深藍(lán)色區(qū)域?qū)?yīng)最低應(yīng)力值46 MPa,內(nèi)部大面積的淺藍(lán)色區(qū)域?qū)?yīng)應(yīng)力值184MPa,說(shuō)明不銹鋼彎管大面積沒(méi)有屈服，工作狀況良好。但是由于裂紋的存在，彎管的應(yīng)力發(fā)生重分布，原來(lái)應(yīng)力相對(duì)較大的內(nèi)側(cè)內(nèi)壁和外側(cè)內(nèi)壁的應(yīng)力趨向一致，內(nèi)側(cè)外壁和外側(cè)外壁的應(yīng)力也趨于一致，但是相對(duì)內(nèi)壁小了一個(gè)數(shù)量級(jí)。

圖4-15給出了裂紋體Mises應(yīng)力分布，從圖中可以看出，最大Mises應(yīng)力1290 MPa 出現(xiàn)在彎管內(nèi)壁裂紋的自由表面處，第二大應(yīng)力出現(xiàn)在裂紋最深點(diǎn)，其值為1080 MPa,在裂紋前緣附近出現(xiàn)局部的塑性區(qū)（黃綠色區(qū)域），但范圍很小。

圖4-16裂紋前緣Mises應(yīng)力分布，是做的0~180°切片應(yīng)力云圖，從圖上可以清晰看出，裂紋前緣上從裂紋自由表面到裂紋最深點(diǎn)，紅色由濃轉(zhuǎn)淡，說(shuō)明裂紋前緣附近的奇異應(yīng)力場(chǎng)大小是隨著橢圓裂紋角度的變化而變化的。

綜上來(lái)看，可以得出以下結(jié)論：線彈性條件下，光滑彎管和含半橢圓裂紋厚壁彎管的 Mises 應(yīng)力分布是有很大不同的。裂紋的存在會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力重分布，最大應(yīng)力出現(xiàn)在裂紋前緣附近，且裂紋自由表面處會(huì)出現(xiàn)最大奇異應(yīng)力。橢圓裂紋前緣上應(yīng)力大小不同，隨著角度的變化而變化。

2. 應(yīng)力強(qiáng)度因子K1的求解

根據(jù)對(duì)含半橢圓裂紋直管的分析經(jīng)驗(yàn)，對(duì)K1影響較大的因素主要有：R./R;(徑比），c/t(深度比），c/a(形狀比），K(彎曲半徑比），φ(裂紋角）、P;(管道內(nèi)壓）。對(duì)于上文建立的有限元模型，選定5組變量代入筆者編制的APDL命令文件進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算得到的結(jié)果列入如下表4-4~表4-8中，K1的單位均為MPa·m1/2。

（1) 假定不變的參數(shù)：K=3、R₀/R_i=3/2、t=0.2、c/a=0.5、P_i=100MPa

（2) 假定不變的參數(shù)：K=3、R₀/R_i=3/2、t=0.2、c/a=0.5、P_i=100MPa

（3) 假定不變的參數(shù)：K=3、R₀/R_i=3/2、t=0.2、c/a=0.5、P_i=100MPa

（4) 假定不變的參數(shù)：K=3、R₀/R_i=3/2、t=0.2、c/a=0.5、P_i=100MPa

（5) 假定不變的參數(shù)：K=3、R₀/R_i=3/2、t=0.2、c/a=0.5、P_i=100MPa

3. 應(yīng)力強(qiáng)度因子的應(yīng)用因素及變化規(guī)律

本小節(jié)將針對(duì)以上q組表格的K1值，分析其在均勻內(nèi)壓作用下隨影響因素的變化情況，總結(jié)出一定的規(guī)律。

a. 圖4-17給出的是不同c/t取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

從整體數(shù)值來(lái)看，在內(nèi)壓作用100 MPa作用下，K1的值最小為48.15,最大也不過(guò)133.73,增長(zhǎng)僅1.78倍。沿坐標(biāo)縱軸觀察可以發(fā)現(xiàn)，K1值隨clt的增大而增大，且增大相對(duì)較多，這說(shuō)明隨著半橢圓裂紋的短半軸在壁厚方向越深（即裂紋的深度越深），K1值越大，彎管會(huì)越來(lái)越不安全。沿坐標(biāo)橫軸觀察可以發(fā)現(xiàn)、隨裂紋角度的增大，K1值先降后增，在大約40°處出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，且裂紋在0°時(shí)的K1高于在90°時(shí)的值。這些說(shuō)明在裂紋前緣的不同位置，應(yīng)力奇異程度是不同的，在45°位置處相對(duì)較弱，在彎管內(nèi)壁裂紋自由表面最強(qiáng)，在裂紋深度方向90°位置相對(duì)較強(qiáng)?？傮w來(lái)說(shuō)，隨著c/t的不斷增加、K值會(huì)不斷增大且在彎管內(nèi)壁自由表面將會(huì)出現(xiàn)最大值。

從整體數(shù)值來(lái)看，在內(nèi)壓作用100MPa作用下，K1的值最小為62.03,最大也不過(guò)100.60,增長(zhǎng)僅62%.沿坐標(biāo)縱軸觀察K1值隨cla的變化可以發(fā)現(xiàn)，K1值的變化規(guī)律與c/t情況下的單調(diào)遞增并不相同，而是分區(qū)間的變化。在φ=0~45°區(qū)間內(nèi)K1值隨cla的增加是在增加的，而從45°位置開(kāi)始到90°位置之間，隨c/a的增加K1是不斷遞減的。這就說(shuō)明，c/a較?。礄E圓較扁）時(shí)，裂紋深度方向的K1值其主導(dǎo)作用，裂紋自由表面的奇異應(yīng)力場(chǎng)較弱；而cla較大（即橢圓較圓）時(shí)，裂紋自由表面的K1值其主導(dǎo)作用，紋深方向的奇異應(yīng)力場(chǎng)較弱，裂紋可能沿著橢圓長(zhǎng)半軸方向擴(kuò)展。沿坐標(biāo)橫軸觀察可以發(fā)現(xiàn)同樣的規(guī)律?？傮w來(lái)說(shuō)，c/a對(duì)K1值的影響規(guī)律是：從橢圓較扁向橢圓較圓過(guò)渡的過(guò)程中，裂紋自由面上的應(yīng)力奇異場(chǎng)逐漸增大，而紋深位置的奇異場(chǎng)逐漸減小，40°處K1值大小基本相同。

（3)圖4-19給出的是不同R./R;取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

觀察發(fā)現(xiàn)，當(dāng)R./R;=10/9時(shí)K1值最大達(dá)到504,當(dāng)R./R;=2時(shí)K1值最小達(dá)到21,大小竟相差480,這充分說(shuō)明，R./R;對(duì)K1值的影響是很大的。R./R;這一參數(shù)間接反映了管道壁厚情況，數(shù)值越大說(shuō)明管道的壁越厚。同樣的方法，沿坐標(biāo)縱軸觀察可以發(fā)現(xiàn)，隨著R./R;的增大，K1值均單調(diào)遞減，且減小的幅度很大。這充分說(shuō)明不銹鋼彎管的壁越厚，裂紋附近應(yīng)力奇異的程度越低，換言之，彎管就越安全。沿坐標(biāo)橫軸觀察的結(jié)果是，不同R./R;下的K1值隨著角度增大變化不明顯，R./R;的數(shù)值越大，曲線越趨于緩和。

根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，不銹鋼彎管內(nèi)壓越大，K1值應(yīng)該越大，從圖中可以明顯看到這一規(guī)律，K1確實(shí)隨著P的增大而增大，且與內(nèi)壓的增長(zhǎng)倍數(shù)基本相同。角度變化規(guī)律是，K1的值先下降后略有增長(zhǎng)，在大約40°處出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。

（5) 圖4-21給出的是不同K取值下K1值隨φ的變化關(guān)系圖

K是彎曲半徑與不銹鋼彎管外徑的比值，K越大，曲率越小，彎管彎曲的程度越小，過(guò)渡更平緩。沿坐標(biāo)縱軸觀察可以看到，隨著K值減小K1的值不斷增大，這說(shuō)明不銹鋼彎管彎曲程度越高，裂紋前緣附近的應(yīng)力奇異程度就越高。沿坐標(biāo)橫軸觀察可以發(fā)現(xiàn)，隨著角度的不斷增大，K1的值先降后增，在大約40°處出現(xiàn)轉(zhuǎn)折。