厚壁设备

2024-10-18

厚壁设备（共7篇）

厚壁设备篇1

早在2008年, 我国兰州的寰球工程公司就承担了某一个石化厂四十万吨的丁烷脱离氢装置搬迁工程, 将丁烷脱离氢装置从兰州搬到异地中, 该工程包括90MM壁厚之上的沉降塔以及抽提塔各有一具。该公司通过对该厚壁设备实施多次的组焊和施工, 研究以及总结出了相对来说比较成熟的一套大型厚壁设备焊接工艺, 并且兰州寰球工程公司通过对全新焊接方法以及焊接工艺进行评定和制定, 将无损检测施工效率以及一次合格率大大提升, 为了对厚壁设备施工工期进行保证, 将化工建设单位的施工费用很好的降低, 并且收获良好的社会效益和经济效益, 下面, 笔者就对厚壁设备拆除与安装进行探析。

1 厚壁设备的拆除措施

1.1 厚壁设备的拆除顺序

对厚壁设备实施拆除措施, 要求工作人员首先要分段拆除内件, 并且在厚壁设备的切割地方画上线, 在工作人员所画的切割线上面进行打样冲眼, 然后在切割线的上方和下方一百毫米的地方画出一个组装线, 进而对组装线进行上样冲眼, 要求在上样冲眼的过程中, 竖向最少要打一处眼, 并且要将标记做好, 记着在切割口的上方和下方加上十字进行加固, 最后对厚壁设备进行切割拆除。

1.2 厚壁设备的分段拆除要求

如果工作人员想对厚壁设备实施分段拆除, 就要求工作人员首先要在对厚壁设备进行切割之前在切割线上面钻孔, 要求所钻的孔必须要垂直, 这一孔是工作人员实施切割的起点, 拆除时可以用自动割刀来实施切割。其次, 要求厚壁设备的切割口必须要垂直和平整, 以便能够保证将其切割开。最后, 在工作人员对厚壁设备实施切割的时候, 要求必须要十字对称, 留下四段不进行切割, 这四段必须都是二百毫米长, 等到吊车处在待吊的状态时来对留下的部分进行切割。

2 厚壁设备的现场安装措施

在厚壁设备拆除完成以后, 工作人员还要对其实施现场安装, 厚壁设备现场组装工作主要包括焊接以及筒体组对等等环节, 在这些环节中关键环节就是焊接, 在工作人员实施焊接工艺的时候, 因为沉降塔以及抽提塔大筒体的材质是外国的牌号, 所以, 要求工作人员要将外国牌号标示的材料与我国材料进行对应, 找到我国的材料, 工作人员要选择经过翻译的我国材料焊接工艺指导书以及焊接工艺评定, 在进行焊接工艺规范的制定。制定焊接工艺规范以后, 工作人员还要确定坡口形式, 坡口形式的确定个要求工作人员必须要参照我国钢制化工容器结构设计的规定中的要求, 对坡口形式进行严格的修订工作, 使坡口形式更加符合和适应厚壁设备现场焊接的要求, 进行严格修正以后的厚壁设备焊口形式如图1所示。

确定了坡口形式以后, 要求工作人员必须要实施焊缝焊接以及焊缝清根工作, 对于根层焊缝焊接的时候, 必须要采取六名手工电弧焊的焊工, 使他们对其实施对称分布以及匀速焊接工作, 要求焊缝的厚度要保持在三毫米到五毫米之间, 在实施焊接的过程中, 要求工作人员必须要对熔池进行仔细观察, 进而保证熔池的缺口能够达到稳定状态, 有效防止焊瘤以及未焊透等现场的出现, 在实施填层焊的过程中, 要求焊缝的后壁必须要小于或者等于五毫米, 在进行第一层焊接填充的过程中, 工作人员必须要注意对焊接接线的能量进行严格控制, 这样能够有效防止根层焊缝烧穿的情况, 多层焊道实施焊接的时候, 工作人员必须要采取快速直线并且不摆动运条这一种方式。

反面清根主要采取碳弧气刨情根的方式, 碳弧气刨的电源必须要采取直流反接的形式, 电弧的长度也要控制在一毫米到三毫米之间, 碳棒伸出的长度也要在八十毫米到一百毫米之间, 当碳棒烧到三十毫米到四是毫米之间的时候, 工作人员必须要对碳棒进行一定的调整, 在进行刨削的过程中, 要求碳棒和刨槽的中心线夹角必须要在四十五度到六十度之间。

3 厚壁设备的消应力热处理措施

第一, 在工作人员实施焊接之前的预热工作能够很好的防止裂纹的产生, 将焊接接头的硬度以及焊接应力降低, 将焊接接头的韧性很好的提升, 因此, 在焊接之前预热工作加热的范围必须要将焊缝作为中心和主要部分, 把焊缝的两侧各一百毫米范围里面都预热到一百摄氏度到二十摄氏度之间, 在工作人员实施预热期间, 要用红外线的测温仪来对其进行严格的监控, 这样能够很好的防止过热现象的出现, 对于加热区之外的两侧一百毫米之内必须要实施保温措施。

第二, 预热完成的焊缝应该实施十次连续焊接不中断, 如果中间停止了一个小时之上, 要求实施重新焊接, 在实施重新焊接之前, 还要对其重新做好预热施工的程序。

第三, 进行焊接后要求工作人员必须要立刻对其实施后热处理工作, 其温度要在三百摄氏度到三百五十摄氏度之间, 保温六十分钟, 六十分钟以后再用石棉布将其包好, 达到缓冷的目的。

第四, 工作人员实施消应力热处理的时候, 必须在之前实施无损检测工作, 只有无损检测工作全部都合格之后才能实施消应力热处理措施, 在工作人员实施消应力热处理的过程中, 必须要将焊缝以及焊缝两侧各一百毫米 (热影响区) 进行加热, 使其加热到七百五十摄氏度到七百八十摄氏度之间, 并且保证恒温九十分钟以后再实施缓冷措施。

第五, 在以上措施完成以后, 工作人员还要对热处理的效果实施检验, 这一检验主要通过对其硬度值进行测定, 检验的数量大多为焊缝长度的百分之二十, 每一个地方都要进行三点的测量, 这三点分别为热影响区、焊缝以及母材, 在实施热处理以后焊缝布氏硬度值不能够超过HB300, 只有这样, 才能算做合格, 如果焊缝布氏硬度值超过了HB300, 工作人员应该对其进行加倍检验, 如果加倍检验后仍然不合格, 那么, 工作人员必须要对其重新实施热处理, 并且要重新对硬度值进行测定。

4 厚壁设备焊缝无损检测

在这一工程中所实施的无损检测主要采取了当前我国最为先进的检测技术——射线检测技术, 也就是工作人员通常所说的TO F O射线衍射法, 在工作人员实施焊接工艺评定的基础之上, 这一工程的焊缝合格率应该大于百分之九十九, 对于那些没有合格的焊接工艺, 实施返修工作, 返修完成以后要进行二次检测, 二次检测的结果应该为全部合格。

我国兰州寰球工程公司所承担的这一工程, 在2008年3月就开始对沉降塔以及抽提塔实施拆除, 直到2009年四月将沉降塔以及抽提塔安装完成, 在安装完成以后, 对沉降塔以及抽提塔实施水压的试验, 经过当地的技术质量检测局以及监理进行严格检查, 检查一次就达到合格, 沉降塔以及抽提塔这两具塔直到今天仍然得到良好的运行, 而且没有出现任何问题以及异常的现象, 通过对厚壁设备所实施的拆除工作以及安装工作, 达到了公司投资的意图。

5 结语

本文中, 笔者首先从厚壁设备的拆除顺序以及厚壁设备的分段拆除要求这两个方面分析了厚壁设备的拆除措施, 接着又从厚壁设备的现场安装措施、厚壁设备的消应力热处理措施以及厚壁设备焊缝无损检测这四个方面探讨了厚壁设备拆除与安装措施。厚壁设备的拆除与安装工作都要求工作人员认真负责, 因此, 工作人员不仅要具有很高的职业素质, 更要具有很强的操作能力。

参考文献

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[3]关卫和, 阎长周, 张保中, 齐杰, 陈建玉, 谷杰.我国压力容器行业TOFD检测技术的应用和进展[J].无损检测, 2010, (12)

[4]阎长周, 关卫和, 陈建玉, 张保中, 齐杰, 袁榕.TOFD方法在厚壁承压设备焊缝检测中的试验和应用[J].压力容器, 2008, (10)

[5]叶仲和, 陈瑞良, 张炜, 黄清海, 陈传铭.以外圆弧及其包络线为齿廓的楔块式内啮合齿轮泵极限尺寸的显式[J].液压与气动, 2005, (05)

加氢设备厚壁接管焊接缺陷及返修篇2

加氢厚壁设备, 内径2800 mm, 筒体壁厚183 mm, 筒体材料SA516 Gr.70 (HIC) , 接管法兰为整体锻件, 材料16Mn (HIC) Ⅲ, 窄间隙V形坡口。里口采用SMAW焊接, 直径4 mm焊条J507SH, 电流150~170 A, 电压22~24 V, 焊接速度180~200 mm/根。外口采用SAW焊接, 焊丝和焊剂为H09Mn SH/Φ4+SJ204SH, 电流550~600 A, 电压32~34 V, 焊接速度50~55 cm/min, 层间温度在100~200℃, 焊后炉内中间消应力620℃×2 h, 消应力热处理后射线检测 (RT) , 设备筒体共有12个接管, 接管分布如图1所示, 其中已焊接的11个接管与筒体对接焊缝, 均存在夹渣、未熔合、气孔等缺陷, 另有1个接管未焊接。

2焊接缺陷原因分析

接管与筒体之间是对接形式连接, 主要采用埋弧自动焊方法焊接, 焊缝缺陷主要有未熔合、条渣、气孔3种形式。窄间隙自动焊主要优点是效率高、成本低, 热量输入相对较小, 冷却速度较快, 接头残余应力、残余变形小, 热影响区缩小, 接头力学性能高, 焊接质量好。但由于母材厚183 mm, 坡口宽度窄, 焊接时形成很大的刚性拘束力, 焊接工艺参数一旦控制不当, 极易产生缺陷。同时, 坡口深、光线暗、法兰盘外径与焊缝尺寸接近等因素, 给焊工操作上带来难度。制造厂曾经有焊接此种钢厚壁接管的成功业绩, 但大范围出现缺陷, 这与焊接操作人员对此种窄间隙厚壁焊接参数控制不准确、工艺掌握不熟练有关。另外, 制造单位因赶进度, 11个接管同时昼夜施焊, 而非试焊一件检测合格或者发现问题调整焊接工艺后再大范围同时施焊, 也是造成大范围产生缺陷的原因。

2.1夹渣产生原因分析

焊接电压过高时, 电弧能量集中性下降, 金属的熔化深度变浅, 两侧母材与底层焊道之间的结合部位有时存在未熔化现象。由返修的位置也可以看出, 返修全部出现在焊缝与母材结合部位。条渣产生的原因主要是焊接电流、焊接电压、焊接速度选择不合适。焊接电流过大和焊接速度过快时, 过大的电弧能量能将两侧母材金属表面熔化过深而形成凹槽, 焊接速度过快时, 因凹槽内不能及时得到液态金属的填充而被熔渣充满, 在下一步的清渣过程中, 无论清渣是否彻底, 由于凹槽的存在, 焊接下一焊道时这个部位极易出现夹渣。如果焊接电压过低, 电弧能量过于集中, 焊出的焊道中间高两侧低, 焊下一道时, 两侧较低的位置也可能会形成夹渣。采用多层多道焊的形式, 在有限空间内, 焊道布置不合理, 搭接量不均匀, 造成焊缝产生夹渣。

2.2气孔产生原因

焊接过程中由于各种元素成分的相互作用, 熔池和熔渣中可能析出一定的气体, 正常情况下, 这些气体从熔渣中析出后会进入熔渣和焊剂层中, 焊缝内不会存留气体, 窄间隙焊时, 由于熔池的冷却速度较快, 熔池内的气体有时在没有来得及析出时就已被凝固在焊缝中而成为气孔。焊材中的湿气也是产生气孔的原因之一。由于焊接昼夜连续施工, 焊剂补充不及时, 或在使用过程中保管不当致使少量焊剂受潮产生气孔。

2.3未熔合产生原因

局部未熔合产生在靠近接管侧, 主要是由于焊工操作不当造成, 在施焊过程中, 由于担心焊枪与工件间短路, 焊接操作时焊嘴未能完全靠近接管侧, 造成焊道与接管间形成未熔合。

3焊接返修

3.1采用超声波检测 (UT) 直探头技术按射线检测底片所反应缺陷性质确定缺陷位置, 确保缺陷全部清除干净。

3.2用碳弧气刨清除缺陷, 根据缺陷所在深度, 仅A11从焊缝内侧清除缺陷, 其他10条焊缝从外侧清除缺陷。缺陷清除时, 先详细记录缺陷的性质、数量, 并与RT、UT检测报告对照, 在缺陷存在区域做好标记线, 沿标记线将焊缝内缺陷彻底清除, 记录缺陷清除处具体位置、区域大小及深度, 砂轮打磨缺陷清除处与周边金属平缓过渡, 缺陷清除处MT, 坡口及筒体侧100 mm范围内UT。缺陷清除后, 大部分缺陷是整圈都存在。焊缝清除处深度范围 (40~149 mm) , 焊缝清除处宽度范围 (42~108 mm) , 壳体和接管肩部外圆有部分损伤, 局部因清除缺陷产生豁口, 采用堆焊的达到坡口平滑, 但不能保留原坡口尺寸。原焊接坡口如图2所示, 缺陷清除后, 坡口及肩部剩余尺寸见图3, 缺陷清除后情况见图4、图5。因缺陷清除较深且宽度大, A1, A3, A4, A11的4个接管焊接上下坡口宽度过大, 且接管与壳体焊接的肩部不能保留, 重新选材锻造接管, 更换的新接管内径不变, 与壳体焊接位置外径增大, 即接管肩部增厚, 保证窄原间隙坡口尺寸。其余7个接管可保留接管肩部尺寸, 焊缝宽度亦可保证焊接强度及质量, 保留原接管。

3.3经超声波检测 (UT) 、磁粉检测 (MT) 确认所有接管缺陷全部清除干净后将该设备中间消应620±20℃× (1.5~2) h。

3.4针对设备壁厚183 mm, 焊接裂纹倾向严重, 为减缓焊缝金属的残余应力, 在施焊过程中采用焊条电弧焊补焊, 从焊道的布置、焊接次序、焊材选择、焊缝结晶及收缩等方面考虑如何减缓焊接残余应力, 而不是单纯等待焊后热处理来消除应力。

焊接顺序:焊接前用不锈钢丝刷清理坡口、焊道之间、焊层之间表面。焊接预热100~150℃, 待焊处周边内外两侧≥150 mm范围内均达到预热温度时方可施焊。

先对筒体母材缺肉豁口处进行补焊, 使筒体坡口形成较规则形状, 然后组对重新锻造的接管, 焊接时严格执行焊条规范参数, 降低焊接线能量。将原补焊全部采用的直径5 mm焊条换成部分采用直径4 mm的焊条, 从而使起始区段补焊焊道的焊缝晶粒细化, 提高韧性储备。焊接时, 采用单道排焊方式, 以避免夹渣和未熔合现象的产生。具体焊接参数见表1。

为减小焊接应力, 由两位焊工 (持证项目:SMAW-Ⅱ-6G (K) -13/57-F3J) 分别站在A、B两点向相邻位置以接管中心线为基准对称施焊, 当第一层焊接后, 如粗实线所示意, 再从第一层的终点位置向同一区域起点位置焊接, 如细实线所示, 采用上述顺逆时针交错反复焊接直至将该焊缝全部焊完 (图6) 。采用上述方法焊接时需注意焊缝搭接处要平缓过渡避免有尖角或空隙存在。

焊接时选用焊接技能较高且具有丰富返修经验的焊工。对于该焊缝应力大且复杂, 为防止冷裂纹、焊接接头淬硬及气孔的产生。加强焊接预热、层间温度的控制以及焊后消氢。严格控制层间温度在100~200℃, 特别是后热的宽度范围要扩大, 以便使临近焊缝的母材受热膨胀, 来补偿焊缝金属收缩所需的应变, 也使氢充分逸出。焊工用测温笔随时测量、检查人员红外线测温仪随时监控, 测温点位置如图7, 图8所示, 焊接中断时需维持最低预热温度。

3.5待接管与筒体焊缝全部焊完进炉中间消应力热处理, 升温速度78.3℃/h, 升温至620℃保温3 h, 降温速度78℃/h, 单个接管与壳体焊后需维持最低预热温度直至进炉为止。

3.6焊缝检查。外观检查无以下可见缺陷:表面裂纹、未焊透、未熔合、表面气孔、弧坑、未填满、夹渣和飞溅物, 焊缝与母材圆滑过渡。射线检测 (RT) 、超声波检测 (UT) 、磁粉检测 (MT) 按JB/T 4730-2005标准要求进行检查, 按图纸要求RT、UT、MT均为Ⅱ级合格。硬度检查合格, 硬度检查位置沿焊缝周向取4处, 每处取焊缝热影响区和母材, 每点打5个硬度值, 每个硬度值之间相距10 mm, 取5个数值的平均值为该处的硬度值, 硬度值要求≤200 HB。

3.7全部接管焊接合格后进行焊后热处理 (PWHT) , 设备整体入炉热处理, 升降温速度78.3℃/h, 升温至620℃, 保温2.5 h, 降温速度78℃h。PWHT后对焊接接头进行UT、MT复测, 确认未出现裂纹等缺陷, 合格。

4结论

加氢厚壁接管焊接, 因材料焊接裂纹倾向、窄间隙、焊接时结构受限和焊接操作工人经验等原因, 易产生缺陷, 一旦出现缺陷, 返修成为较难问题, 在去除缺陷时会对原来母材造成损伤, 坡口尺寸会扩大, 增加了焊接量的同时会产生更多的焊接应力, 因此尽量确保一次焊接合格。接管的焊接应逐一进行, 一旦发现缺陷可及时纠正处理, 不至于产生大范围的缺陷和返修。

窄间隙自动焊采用窄间隙坡口, 焊缝截面积小, 既节省填充金属, 又减小焊接应力, 焊缝金属中积聚的氢也较少。为了避免产生未熔合缺陷, 也有文献提到选用双丝窄间隙自动焊, 弯丝指向侧壁, 保证了侧壁熔透。直丝垂直向下, 用以控制焊缝成形, 使焊缝呈下凹形, 不易产生未熔合、夹渣等缺陷。

摘要：在加氢设备厚壁接管的焊接中, 接管与设备筒体的焊缝呈现不同程度焊接缺陷。分析缺陷产生原因, 制定合理的返修工艺, 更换部分接管锻件, 由成熟的焊接人员操作焊接, 保证了接管的焊接质量和焊缝强度要求。

关键词：抗氢钢,厚壁,接管焊缝缺陷

参考文献

[1]赵博等.窄间隙GMAW的研究进展[J].焊接, 2008, (2) :11-14.

[2]吕少军等.单位窄间隙埋弧自动焊的质量控制[J].现代焊拉, 2012, (8) :42-44.

高压大口厚壁管焊接篇3

淮北二电厂Ⅱ标汽水系统高压大口径厚壁管道包括高压给水管道和主蒸汽管道两大部分, 其中:高压给水管道:f298.5×36口径焊口77个;f406.4×55口径焊口129个;f168.3×22.2口径焊口12个, 材质均为ST45.8/Ⅲ;主蒸汽管道:f323.9×60口径焊口5个;Di368.3×83.2口径焊口27个;f609.6×90口径焊口1个;Di273.05×62.23口径焊口7个;Di273.05×67.6口径焊口4个, 材质均为A335P22。

2 项目作业进度的安排

焊接作业进度主要取决于管道安装进度, 一对焊工在正常工作状态下要求每日完成:f406.4×55焊口1个, 或f298.5×36焊口2个;f168.3×22.2焊口8个;f323.9×60焊口1个;Di368.3×83.2焊口0.5个;f609.6×90焊口0.5个;Di273.05×62.23焊口1个。

3 作业准备工作及条件

3.1 作业机械、工具、仪表、仪器的要求

焊工每人一台ZX7-400STG型逆变式弧焊机, 并熟悉其性能, 氩弧风表调压准确灵活, 氩气带内部干净。焊工应需的工具准备齐全, 并有一定量的备用工具。

3.2 作业材料, 半成品的质量要求

管材、焊条焊丝等均应有制造厂的质量合格证, 凡无质量合格证或对其质量有怀疑时, 应按批号抽查试验, 合格者方可使用。焊条焊丝的选用, 应根据母材的化学成分, 机械性能和焊接接头的抗裂性、碳扩散、焊前预热, 焊后热处理及使用条件等综合考虑, 高压给水管道材质为ST45.8/Ⅲ, 焊条选用E5015, 焊丝选用J50;主蒸汽管道材质为A335P22, 相当于国产的12Cr2Mo钢, 焊条选用R407, 焊丝选用TIG-R40, 热处理温度720~750℃。焊条在使用前必须烘干, E5015采用350℃, 烘干2小时, 烘干后的焊条应放到80℃左右的保温箱中, 随用随取, 其它焊条的烘焙参照出厂说明书或由专业人员进行烘焙。氩气纯度要求在99.95%以上, 瓶装氩气当低于10个大气压时, 不得继续使用。焊丝在使用前应用砂纸打磨干净, 表面不得有油、锈、污、垢等杂质。焊前应检查坡口的情况, 坡口及内壁每侧15-20mm以上的范围内不得有油、锈、污、垢等杂质。坡口母材上不得有裂纹、夹层、气孔等原始缺陷。焊口间隙过大时, 应设法调整, 不得在间隙内填塞它物。焊前应搭设防风, 防雨棚, 或有其它防风雨措施, 以保证焊接顺利进行。非冷拉口不得强力对口。

3.3 作业环境的要求

作业环境应保持干燥, 通风, 安全。作业环境温度:高压给水施焊时温度不能低于-20℃;主蒸汽管道不能低于-10℃。

4 作业方法及作业程序

4.1 作业方法

高压给水管道和主蒸汽管道焊接全部采用氩弧打底, 手工电弧多层多道焊接, 单道盖面的焊接方法。焊前预热, 预热宽度从对口中心开始每侧不少于焊件厚度的3倍, 预热温度和方法由外委的试验室专业人员确定。施焊过程中, 层间温度不应低于预热温度的下限值, 高压给水管道不得低于100℃;主蒸汽管道不得低于250℃, 并且不得高于400℃, 用双金属温度计监测温度。焊接过程中, 如温度低于下限值, 应重新预热。氩弧焊打底厚度不得小于3mm, 起弧点与收弧点都应在坡口两侧, 焊接电流0~110A, 焊接电压15~20V, 焊接工艺参数视焊工习惯依据上面数据可进行上下调整。手工电弧焊必须采用双人对称焊, 手工电弧焊每层厚度不得超过5mm, 层间接头要错开, 错开量在10mm经上, 工艺参数:焊接电流160~210A;焊接电压35~45V。焊口全部完成后应及时通知试验室专业人员进行热处理, 对不能及时进行热处理的焊口要保温缓冷。热处理的温度及方法由试验室专业人员确定。热处理以后应进行无损检验, 高压给水管道焊口进行50%UT检验;主蒸汽管道焊口壁厚大于70mm的除进行100%的UT检验外还要进行100%的RT检验, 其它壁厚小于70mm的焊口进行100%的UT检验, 对不合格的焊口应用时进行挖补, 重新探伤, 并作不合格量的双倍抽检, 主蒸汽焊口进行100%光谱复查材质, 100%硬度测试。

4.2 作业程序

壁厚大于70mm的管道焊接程序如下:对口检查→焊前预热→氩弧打底→预热→手工电弧焊至20mm处→脱氢处理→根层探伤→多层多道焊接→盖面→最终热处理→无损探伤→自检→打钢印→验评。壁厚小于70mm的管道焊接程序如下:对口检查→氩弧打底焊→电焊盖面→预热→层间焊接→盖面→清理焊口表面→热处理→无损探伤→自检→打钢印→验评。

5 作业的质量要求

5.1 作业的质量标准

焊缝外观检查应符合以下要求:

焊缝外边缘应圆滑过渡到母材, 焊缝外形尺寸应符合设计要求。焊缝表露缺陷不得有裂纹, 夹渣, 气孔, 咬边不得深于0.5mm, 其全长不得大于10%。焊缝根部不得有未焊透, 未熔合, 裂纹等缺陷。根部凸出不大于2mm;内凹不大于1.5mm。焊缝的无损探伤检验及结果的评定应按以下标准进行:

SD143-85《电力建设施工及验收技术规范 (钢制承压管道对接焊缝射线检验篇) 》。

SD67-83《电力建设施工及验收技术规范 (管道焊缝超声波检验篇) 》。焊缝热处理后的硬度一般不超过母材布氏硬度HB加100, 且不超过270。

5.2

在已定验评项目下隐蔽工程项目的划分高压给水管道, 主蒸汽管道在保温前应做好焊口记录, 保温后标明焊口的位置。

5.3 作业操作的质量要点及措施

在双“V”坡口的过渡处, 注意焊条的摆动防止产生未熔合。焊层每层焊5mm, 不得太厚。焊完焊口后要及时清理好表面飞溅, 药皮, 打上钢印。

5.4 大口径高压厚壁管道不存在焊接质量通病。

6 达标措施

焊缝焊接一次合格率100%, 优良品率大于95%。安全工器具齐全, 可靠, 有效, 符合安全规程, 规定的要求。

摘要：本文结合淮北二电厂Ⅱ标汽水系统高压大口径厚壁管道的工程, 对高压大口厚壁管焊接施工技术及要求进行阐述, 仅供参考。

关键词：高压大口,厚壁管,焊接技术,要求

参考文献

[1]刘立君, 张勇, 林旭辉.管道全位置焊接打底焊工艺研究[J].新技术新工艺, 2000, (3) :22-24.

锅炉厚壁排管焊接工艺方法创新篇4

以往电力行业排管吊口安装焊口均采用图1焊接工艺方法焊接。300MW机组 (哈锅生产的锅炉水冷壁Ф63mm×7mm) 管壁壁厚的增加采用原有的工艺, 在管子仰焊封底收弧处很容易产生内凹现象, 而且焊工操作上也不易掌握, 现就排管吊口安装焊接立向上焊接工艺提出具体工艺方法见图1。

1 焊前准备

1.1 试件:20#钢、管件尺寸为Ф63×7坡口形式见图2。

1.2 焊前清理:

采用锉刀、砂布、角向磨光机等工具、在管内外壁的坡口边缘10~15mm的范围内清除铁锈、油污、使其露出金属光泽。

1.3 装配与定位焊:

管子在定位点固焊时、使用的焊接材料应与正式焊接时相同、定位焊点固长度10~15mm。 (见图3)

1.4 焊材与设备。

1.4.1 焊接材料:焊丝:TIG-J50Ф2.5mm

氩气纯度99.99%、钨棒WCe-20、Ф2.5mm。

1.4.2 焊机:

ZX7-400STG。

2 外观尺寸要求

外观尺寸见表1:

注:焊缝表面不得有夹渣、气孔、裂纹、未熔合等缺陷。

3 焊接工艺参数 (见表2)

4 焊接顺序 (见图4)

5 焊接操作

5.1 定位焊点固在12点处、分三层焊接 (打底层、填充层、盖面层) 。

5.2 打底焊:

打底焊I、II段采用向上焊接方法, 起焊点在6点处, 焊接至3点或9点处熄弧如图5。

下半部I、II段的焊接:

焊接时、电弧引燃后先不填充焊丝、用电弧对起头处稍加预热、 (建议采用高频引弧、避免划伤母材、夹钨等缺陷) 、待两侧坡口钝边熔化形成熔池后送进焊丝、焊枪往坡口两侧摆动并稍为停留、焊丝与焊枪角度见图6。

焊接前焊丝可弯成一定角度、便于送丝及观察熔池。送丝时采用断续送丝法、待焊至4点处时、焊丝可顺着坡口边缘给进见图7。

可有效防止焊丝与钨极接触。焊接过程中、必须在熔池前方打开熔孔、送丝速度要均匀、焊接到3点处时、为了很好的观察熔池情况、可将视线偏向左侧、熄灭时要调整好熄弧衰减时间防止产生缩孔。每一个接头都要充分溶化, 防止接头处有未熔合缺陷的产生。

上半部IIIⅣ段焊接时、焊枪在Ⅰ段上一道焊绝端部下方5mm处引弧上移、待端部充分熔化后填加焊丝、送丝可采用连续送丝或断续送丝法、焊接距离定位焊点3mm时、用电弧预热定位焊点、并使熔池形成圆孔、这时填满圆孔并多填焊丝填满弧坑后熄灭电弧。

填充层焊接方法基本与打底层相同、但在填充层时应避免电弧将坡口边缘烧伤、填充层距母材坡口面预留1~1.5mm的深度, 有利于表面的焊接。

5.3 盖面层的操作。

盖面层焊接时、每层接头应错开、焊接顺序见图8。

由于管件壁厚的增加、盖面前焊缝宽度在10mm左右、为了保证表面宽度、防止咬边及盖面后低于母材缺陷的产生。焊接时可采继续两点送丝法进行操作。操作时、焊丝送进时焊丝端部始终与钨极同步进行左右摆动、坡口两侧停留时间稍长、注意观察焊缝成型情况, 要求焊接速度、送丝速度要均匀。如焊接速度过慢或送丝过快易产生焊瘤和未熔合缺陷。而焊接速度过快焊缝表面易低于母材及咬边等缺陷。

6 结论

通过几年来对复证焊工的培训和实际工程的施焊。排管、尤其是厚壁管焊接吊口打底、盖面、采用了由下向上的焊接操作方法、基本上杜绝了内凹缺陷的产生。此种焊接方法在焊工培训和工程施工中得到了大量应用。

参考文献

[1]杨富, 章英霖, 等.新型耐热钢焊接[M].北京:中国电力出版社, 2006.

钛厚壁管的制作方法篇5

钛及钛合金是极其重要的轻质结构材料, 具有两大优异特性:比强度高, 抗蚀性优异, 这也是航空航天工业、化学工业、医药工程和休闲行业优先选用钛及钛合金的原因[1]。钛金属正在各个领域得到越来越广泛的应用, 被材料科学家称之为21世纪金属。钛金属的加工可以参照不锈钢或碳钢等常见金属的加工方法, 但由于其独特的物理和化学性质, 因此, 其加工方法和常见金属材料有所不同。

前不久, 我公司接到某客户定单, 制作一批厚壁钛管, 规格分别为准219 mm×18 mm×2 000 mm、准273 mm×20 mm×2 000 mm、准324 mm×24 mm×2 000 mm。尺寸精度要求高, 椭圆度误差不大于1.5 mm, 整体直线度误差不大于1.5 mm。这批厚壁钛管将被用于制作搅拌轴, 搅拌轴是化工反应釜内的动力元件, 在材料的选用上, 首先要能耐腐蚀;其次, 材料强度要高, 能抗扭曲变形。由于钛金属耐腐蚀能力强、抗拉强度高, 搅拌轴的材料采用工业纯钛。

接到任务后, 我公司迅速召开专项会议, 制定具体制作方案。在加工方法上, 先是考虑用卷板机卷制钛管, 但经过计算, 发现由于钛管壁厚较厚, 超出了卷板机的加工能力, 因此必须采用其他方法加工。由于我公司拥有压制吨位为500 t的油压机, 经讨论, 决定在油压机上用模具压制钛管, 即先压制长度为1 m的半圆管, 再组对焊接成长度为2 m的整管。具体工艺路线为:材料准备→下料→压制半管→组对→焊接→成品检验→包装交货。

1 原材料

钛板选用工业纯钛, 牌号TA2, 符合GB/T3621-2007《钛及钛合金板材》标准, 厚度允许偏差±0.50 mm;抗拉强度≥440 MPa;板材表面不允许有裂纹、起皮、氧化皮、压折、金属与非金属夹渣、碱洗痕迹[2]。

2 下料

下料前须确认材质, 经检验人员确认无误后方可下料。划线使用记号笔, 按工艺卡的要求在钛板表面划线。记号笔不能含硫、磷等元素, 防止在高温状态下这些元素和钛产生化学反应, 降低钛板的耐腐蚀性能。采用半自动气割或水刀下料, 单边留3 mm余量。下料后应标注材料的移植号、轧制方向、规格。用刨边机加工焊接坡口并去除坡口及两侧表面的氧化皮和浮渣。刨后尺寸公差:长度、宽度方向公差±1 mm;两对角线公差小于±1.5 mm。刨后对待压制的钛板表面进行抛光处理, 进一步降低钛板表面粗糙度, 去除表面缺陷, 防止在压制时产生开裂现象。要注意的是, 抛光方向应与钛管轴线方向垂直。

3 压制成型

由于钛板的室温强度高, 必须采用加热的方法提高塑性, 降低材料在压制时的强度。但加热时必须严格控制温度。温度过低, 则压不动;温度过高, 则容易造成材料表面氧化, 产生开裂现象。我们把温度范围定为600~650℃。在这个温度区间, 钛材强度低, 塑性高, 易成型。加热前先在钛板表面涂刷防护润滑剂, 防护剂可以有效防止钛板在高温下表面氧化, 同时能够减少脱模阻力。防护剂要能耐高温。通过比较, 我们选择石墨润滑剂, 它的使用温度达到1000℃, 而且石墨与钛的摩擦因数低, 非常有利于脱模。当保温时间达到1 h, 就可以压制钛管了。这里要注意:由于钛材的硬化倾向大, 如果单位时间内的材料变形量大, 会产生开裂现象。因此, 在压制时, 油压机的下行速度要尽可能慢。经测量, 压制的钛管椭圆度误差1~1.5 mm, 整体直线度误差1~1.5 mm, 符合技术要求。

4 组对焊接

压制好的半圆管要先组对焊接成1 m长的整管。在组对时要控制错边量不大于1 mm。钛的焊接采用氩弧焊。焊前, 坡口表面及两侧各25 mm范围内应进行表面清理, 去除油污、氮化物、氧化皮、水分、有机杂质等[3]。焊接场地应无污染、无灰尘、无烟、无金属粉尘和无铁离子污染。在保证环境保护良好、熔深足够的情况下, 焊接工艺参数应尽量采用小线能量施焊。焊接时为防止金属氧化, 可从焊枪、拖罩及背面三个方向同时用氩气进行保护。纵缝焊好后, 用校圆模校圆, 保证椭圆度不大于1.5 mm。校圆后, 再把两支1 m长的钛管组对焊接成2 m长的钛管。为保证组对后钛管的整体直线度误差不大于2 mm, 我们采用热套的方法组对环缝。具体方法如下:先在待组对的钛管端车加工一个止口, 长度30~40 mm, 直径见圆即可。然后再配制一个钛环, 长度60~80 mm, 直径比钛管止口直径大0.2 mm。之后, 用氧枪加热钛管组对端, 再把钛环热套组对。冷却后, 钛管和钛环之间自然形成过盈配合。热套后, 再焊接环焊缝成形。经测量, 整体直线度误差约为1~1.5 mm, 符合工艺要求。

5 结论

1) 用模具在压力机上加工钛厚壁管的方法是可行的。2) 从原材料的准备开始, 就应该严格控制每道工序的加工质量, 避免产生任何不利于压制的缺陷。3) 加热钛时应严格控制温度范围, 推荐采用600~650℃。4) 压制钛时应严格控制油压机的下行速度, 尽量减少单位时间的变形量。

摘要：介绍了在油压机上用模具压制钛管的流程, 通过实际加工证明用压制的方法加工钛厚壁管的可行性, 并指出了制作中的关键点。

关键词：钛,油压机,模具,压力加工

参考文献

[1]莱因斯C, 皮特尔斯M.钛与钛合金[M].北京:化学工业出版社, 2005:3.

[2]中华人民共和国国家质量监检验检疫总局.GB/T3621-200钛及钛合金板材[S].北京:中国标准出版社, 2007.

车削厚壁内孔夹具的改进篇6

关键词：车削加工,厚壁内孔工件,夹具,定位精度

在加工比主轴内孔直径大的厚壁内孔工件的内孔时, 由于工件无法从主轴内孔通过, 故常采用四爪单动卡盘夹住工件的一端, 另一端通过从卡盘上伸出的4根螺栓和压块在厚壁内孔工件的外圆柱面定位并将工件夹紧。这种定位与夹紧方法有许多不足, 影响了工件在夹具上的定位精度, 从而影响工件的加工质量、夹具的定位精度和使用寿命。

为克服这些不足, 对夹具定位夹紧工件进行了改进。使用新设计夹紧工件后, 操作确实较原先简单, 也有效地提高了厚壁工件的加工质量和机加工效率, 但经过1 a多的实际操作, 发现仍存在一些问题, 必须对其进行改进。

1夹紧工件存在的问题及原因分析

待改进夹紧工件结构如图1所示。

(1) 工件在机床上随主轴高速旋转时, 当转速超过一定值后, 圆环易随工件的摆动产生变形。

原因分析:①夹具体的圆环直径较大而厚度较薄、刚度小, 工件若高速旋转, 因圆环直径大、壁薄、刚度小, 致使圆环易变形而影响工件的定位精度。如果用较厚的圆环来定位, 虽可以增加夹具的刚性, 但采用较厚的圆环将增大夹具的质量, 给夹具的安装、移动等操作带来诸多不便。②因三定位轴承间呈120°夹角, 没有将切削力和重力对滚筒加工质量的影响有效加以限制。因此, 对工件加工质量有一定的影响。

(2) 易碰撞夹具。由于夹具在车床上固定, 在用手动天车往车床上安装工件或工件的一端加工完需掉头加工另一端时, 易碰撞夹具, 碰撞严重时将影响夹具在机床上的定位精度, 从而影响工件的定位精度, 最终影响工件的加工质量。

原因分析:夹具体固定在机床上, 未给工件的安装留足够空间。

(3) 定位轴承磨损。由于厚壁工件的利用面是孔的内表面, 故外表面比较粗糙, 与夹具的定位轴承经常摩擦, 易使定位轴承磨损而影响夹具的定位精度和使用寿命。

原因分析:夹具的定位轴承与比较粗糙的厚壁工件外表圆柱面直接接触且相对滑动时间长 (从滚筒安装在机床上到工件加工完, 定位轴承就一直与滚筒的外圆柱面接触) , 轴承磨损量大。

(4) 辅助加工时间较长, 机加工效率低。此夹具在加工不同直径的厚壁内孔时, 为了使工件能在夹具上准确定位需多次试调, 但夹具上没有明确的刻度, 只能凭经验试调, 因为调节时要先拧松锁紧螺母, 调好后再拧紧, 调节需多次松开和拧紧锁紧螺母, 因此调节比较麻烦, 辅助时间长。

2夹紧工件改进

2.1改进设计

根据以上的分析并考虑夹具结构的简单化、操作的方便化, 对夹具进行改进。改进后的结构如图2所示。

(1) 为了增加夹具体的刚性, 用铸造框架代替圆环, 解决圆环易变形的问题;使轴承分布在重力和切削力存在的方向, 将重力和切削力对滚筒加工质量的影响限制到最小。

(2) 为防止碰撞夹具, 需使夹具能在车床导轨上移动。当安装工件或工件的一端加工完需掉头加工另一端时, 将夹具移动到不影响工件安装的位置, 避免因安装空间不够而使工件碰撞夹具。

(3) 夹具设计成分体式。为了避免定位轴承与滚筒粗糙的外表面接触相对滑动时间长, 把夹具设计成分体式;为解决滚筒轴承易磨损的问题, 在夹具底座上增加一个滑移底座, 可在自制的机床导轨上移动, 当往机床上安装滚筒或滚筒的一端加工完掉头加工另一端时, 降下升降机构后, 把夹具移动到能给滚筒安装或滚筒掉头有足够空间的位置 (这一位置可以用两限位块来确定) ;可以使夹具在移动时夹具中心比工件安装中心低1 mm, 等到夹具起定位作用时, 再用夹紧机构升起起定位作用的部件;为了提高定位表面的精度, 可以在工件外圆柱面车削一圆环。

(4) 为了调节方便, 用带刻度的卡爪代替调节螺栓。

2.2改进后工作原理

夹具安装在机床上调节好后, 用升降机构降下夹具体, 把限位块固定在机床上, 用刀架把夹具体及底座一起拉到合适的位置后, 再用手动吊车吊起厚壁工件的一端装卡在四爪单动卡盘上, 同时摇动刀架手柄使刀架带动夹具移动到限位块的位置后, 升起升降机构。夹具在加压时, A、B加压杆在夹具加压横梁的压力下向下运动, 由于夹具底座上的两卡爪刚好卡在限位块上, 降下夹具体的升起部分后, 使夹具随着刀架一起移到不影响工件安装的位置, 等工件在四爪卡盘上定准一个方向后, 盘车90°将夹具与刀架一起移动到合适的位置 (离工件端头20 mm) 。这一合适位置可通过限位装置 (安装限为块) 来准确确定, 再升起升降机构, 使夹具体下半部分限制重力和切削力的两轴承完全与工件外表面接触, 然后压上夹紧机构, 拧上夹紧螺母, 在夹紧的同时, 两升降杆将顶住机床导轨侧面抬起夹具体, 再盘车拧紧卡盘的另外两卡爪, 开动车床加工工件。

3应用效果

单层厚壁圆筒的自增强损伤研究篇7

超高压反应器是生产低密度聚乙烯的主要设备, 其制造技术的关键在于预制形成厚壁圆筒的自增强残余应力[1—3], 但目前超高压厚壁容器的制造技术仍由个别国家掌握[4—6], 我国石油石化企业应用超高压反应器仍然以进口为主。自二次世界大战后, 自增强技术由炮管的设计与制造转到石油化工生产中, 特别是超高压聚乙烯的合成工艺出现以来, 研究自增强装备制造的新方向或新方法始终受到国内外的普遍重视。

单层厚壁圆筒在自增强处理过程中, 施加的压力超过圆筒的初始屈服压力, 在厚壁圆筒的内壁出现塑性微变, 超内压解除, 厚壁圆筒产生自增强[7,8]。从损伤力学的角度, 厚壁圆筒的内壁即超内区产生材料力学性能的劣化, 也就产生了损伤, 损伤从厚壁筒内壁沿半径随压力的变化而变化。因此用损伤变量来研究厚壁筒的自增强, 将为自增强制造技术的完善与发展提供具有重要意义的研究方向。

1 厚壁筒损伤自增强的分析

取单层自增强厚壁筒的外半径为Ro, 内半径为Ri, 临界半径Rc, 半径比为K=Ro/Ri, 施加于厚壁容器进行自增强处理的压力为损伤自增强压力, 用PA表示, 由轴对称性及筒体材料状态可分为两部分[8], 弹性区:Rc≤r≤Ro, 损伤区:Ri≤r≤Rc。

在无损伤条件下, 即在弹性区, 金属纤维处于弹性状态, 其应力—应变关系服从广义Hook定律, 在圆筒内作用压力时, 可以得出弹性区任意半径r处弹性力学的Lame解[7]。

在损伤区, 材料内部形成的微观缺陷对材料的刚度、密度、强度等产生影响, 材料的力学行为在一定程度上区别于理想状态, 其应力—应变关系不再满足弹性力学的Lame解。为较为准确地描述事实, 把损伤变量引进到连续介质力学的本构方程里, 对厚壁筒自增强进行损伤力学分析。

1.1 损伤区应力分析

依据Качанов的连续度、Работнов损伤变量D, 由单轴拉伸时作用于试件上的高斯应力σ, 则引入有效应力[9,10] $\tilde{σ}$ :

$\tilde{σ} = \frac{σ}{1 - D}$ (1)

在连续损伤力学中, 结构材料的损伤状态是按连续介质力学概念, 通过“基本单元”, 利用物体平衡关系分析物体应力状态。在超内压作用下, 厚壁圆筒处于复杂的应力状态, 为把问题简单化, 以Maxwell-Mises理论为基础, 引入相当应力σi

$σ_{i} = \sqrt{\frac{1}{2} [(σ_{t} - σ_{z})^{2} + (σ_{z} - σ_{r})^{2} + (σ_{r} - σ_{t})^{2}]}$ (2)

(2) 式中 σt, σz, σr是分别为单层厚壁筒的环向应力, 轴向应力和径向应力。

假定厚壁筒材料不可压缩, 损伤变形前后厚壁筒处于平面应变状态。根据厚壁筒单元体平衡方程

$σ_{t} - σ_{r} - r \frac{d σ_{r}}{d r} = 0$ (3)

考虑边界条件当r=Ri时, σr=-PA, 厚壁筒内表面损伤累积到临界损伤状态, 发生屈服, 积分得

$\frac{d σ_{r}}{d r} = \frac{1}{r} \frac{2}{\sqrt{3}} \tilde{σ}_{s} = \frac{1}{r} \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D} (4)$

$σ_{r} = \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D} \ln \frac{r}{R_{i}} - Ρ_{A} (5)$

$σ_{t} = σ_{r} + \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D} = \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D} (\ln \frac{r}{R_{i}} + 1) - Ρ_{A} (6)$

σs为材料的屈服极限, PA为厚壁筒损伤自增强压力, $\tilde{σ}$ s为材料的有效屈服极限。

式 (5) 、式 (6) 为厚壁筒损伤区损伤自增强压力下径向应力和环向应力。

1.2 弹性区应力分析

由厚壁筒的受力状态可知, 在弹性区与损伤区交界处, 即r=Rc时, D=Dc, 半径Rc处的压力为Pc由于材料的连续性变化, 在弹性区的临界点处满足

$σ_{t}^{e} - σ_{r}^{e} = \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D}$ (7)

$\frac{Ρ_{c}}{Κ_{e}^{2} - 1} (1 + \frac{R_{o}^{2}}{R_{c}^{2}}) - \frac{Ρ_{c}}{Κ_{e}^{2} - 1} (1 - \frac{R_{o}^{2}}{R_{c}^{2}}) = \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D_{c}} (8)$

(8) 式中 σet, σer表示弹性区环向和径向应力;Dc为临界损伤变量, 在临界损伤半径处的损伤变量值, $Κ_{e} = \frac{R_{o}}{R_{c}}$ 。

把式 (8) 代入Lame解, 得弹性区各向应力表达形式:

$\begin{array}{l} σ_{r} = \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{Κ_{e}^{2} - 1}{Κ_{e}^{2} (Κ_{e}^{2} - 1)} (1 - \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) = \\ \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} (1 - \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) ‚ \\ σ_{t} = \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} (1 + \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) ‚ \\ σ_{z} = \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} (9) \end{array}$

1.3 损伤自增强压力

根据连续介质力学理论, 在弹性区与损伤区交界处, 同时有

σer=σDr (10)

(10) 式中 σDr是表示损伤区临界半径处的径向应力

把式 (8) 和Lame解代入式 (10) , 得损伤自增强压力

$Ρ_{A} = \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} [1 - \frac{R_{c}^{2}}{R_{o}^{2}} + 2 \ln \frac{R_{c}}{R_{i}}] (11)$

当厚壁筒不考虑损伤时, 式 (11) 与基于弹塑性自增强压力表达式一致。

1.4 厚壁筒外壁环向应变及径向位移

把弹性层各应力式 (9) 代入三维应力状态下的应力—应变关系, 得应变表达式为

$\begin{array}{l} ε_{t} = \frac{1}{E} [\frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} (1 + \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) - \\ μ (\frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} (1 - \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) + \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}})] = \\ \frac{1}{E} \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} [1 + \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}} - μ (2 - \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}})] 。 \end{array}$

$\begin{array}{l} ε_{r} = \frac{1}{E} \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} [1 - \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}} - μ (2 + \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}})] ‚ \\ ε_{z} = \frac{1}{E} \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} [1 - 2 μ (12) \end{array}$

(12) 式中 εt为环向应变, εr为径向应变, εz为轴向应变。

当r=R8时, 由式 (12) 可得自增强圆筒外壁环向应变εto、径向位移u和损伤半径Rc为

$\begin{array}{l} ε_{t o} = \frac{1}{E} \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{1}{Κ_{e}^{2}} [2 - 2 μ] = \\ \frac{1}{E} \frac{σ_{s}}{\sqrt{3} (1 - D_{c})} \frac{R_{c}^{2}}{R_{o}^{2}} [2 - 2 μ] (13) \end{array}$

$R_{c} = \sqrt{\frac{\sqrt{3} ε_{t o} E (1 - D_{c}) R_{o}^{2}}{2 (1 - μ) σ_{s}}} (15)$

1.5 损伤区残余应力

超高压容器经加压后, 在卸载过程中, 弹性变形逐渐得到恢复, 而由损伤造成的变形保持不变。由全量理论的卸载定律, 以载荷的改变量ΔP=PA为假想载荷, 该载荷引起的应力改变量可按弹性理论的Lame公式计算:

(16) 式中 Δσr为径向应力改变量;Δσt为环向应力改变量。

损伤区残余应力定义为

σR=σ-Δσ (17)

(17) 式中:σR表示残余应力;σ表示加载时各项应力;Δσ表示卸载时各项应力。

将式 (5) 、式 (6) 和式 (16) 代入式 (17) , 得到

$\begin{array}{l} σ_{r}^{R} = \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D} (\ln \frac{r}{R_{i}} + 1) - Ρ_{A} - \frac{Ρ_{A}}{Κ^{2} - 1} (1 - \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) \\ σ_{t}^{R} = \frac{2}{\sqrt{3}} \frac{σ_{s}}{1 - D} \ln \frac{r}{R_{i}} - Ρ_{A} - \frac{Ρ_{A}}{Κ^{2} - 1} (1 + \frac{R_{o}^{2}}{r^{2}}) \end{array}} (18)$

再将式 (11) 代入式 (18) 得残余应力表达式

2 损伤变量函数的确定

按Lemaitre提出的应变等价性假设, 由实验测定材料弹性模量的变化, 可得材料的损伤变量

$D = 1 - \frac{\tilde{E}}{E}$ (20)

(20) 式中 $\tilde{E}$ 为材料有效弹性模量;E为材料无损伤弹性模量。

由于实验材料与实验条件的限制, 本论文损伤变量的分析, 是以25Cr2MoV材料的厚壁筒自增强处理试验数据为依据[11]。实验所得25Cr2MoV的机械性能参数如表1。

损伤变量的一般定义为

$D = D (Ρ_{A}, σ_{s}, E, μ, Τ, r, \dots)$ (21)

限于有限的实验数据, 重点考虑动态变量的影响, 将式 (21) 改为

$D = D (Ρ_{A}, Τ, σ_{s}, r)$ (22)

选取1#、4#、7#三个承受不同自增强压力、尺寸相当的厚壁筒试验数据, 拟合所得数据, 得损伤区Ri<r<Rc的损伤变量函数

$\begin{array}{l} D = (0.000 9 r^{2} - 0.07 r + 1.3) \times (\frac{371.5}{σ_{s}} - 0.47) \times \\ (\frac{Ρ}{602 (- 1.5 \times 10^{- 6} Τ^{2} + 0.000 3 Τ + 1.0)})^{2.24 r - 41.0} (23) \end{array}$

3 检验计算

在确定损伤变量函数的基础上, 自增强损伤力学模型下的各参数与理想弹塑性模型基本吻合。分别采用实测镗削法、理想弹塑性模型、双线性理论模型及损伤自增强力学模型, 对1#、4#、7#厚壁筒进行损伤区残余应力计算比较, 其中4#厚壁筒环向残余应力参见表2。对1#、4#、7#厚壁筒内壁面环向应力的计算比较, 参见表3。从结果看, 自损伤增强力学模型计算结果与理想弹塑性模型、双线性硬化模型计算结果相比, 更接近于实测值。

4 结论

(1) 提出了损伤自增强的概念, 给出了损伤自增强模型下计算厚壁筒损伤区和弹性区各参数的表达式。

(2) 对自增强技术中对非理想材料性能劣化的修正, 不予考虑材料应变硬化和包辛格效应, 而以Maxwell-Mises理论为基础, 引入损伤变量的方式, 研究基于损伤观点的损伤自增强理论。结果表明, 损伤自增强力学模型计算结果与理想弹塑性模型、双线性硬化模型计算结果相比, 更接近于实测值。

(3) 从损伤的层面, 研究超高压容器自增强, 为自增强理论研究增加了新的方向。损伤自增强的理论观点, 一经被工程试验证实, 将改变现行单层厚壁容器的制造工艺与技术, 生产制造因素相对简单, 对LDPE系统装备制造技术意义重大。

摘要：用损伤变量研究自增强厚壁圆筒产生自增强的过程, 引入损伤有效应力的概念, 结合自增强厚壁圆筒的结构特点, 建立了单层厚壁圆筒的损伤自增强模型。给出了损伤区和弹性区的应力表达式、损伤自增强压力、外壁环向应变与损伤自增强残余应力等表达式。借助于25Cr2MoV材料的自增强实验数据对损伤自增强模型进行了测算, 结果表明, 损伤自增强模型与理想弹塑性模型、双线性硬化模型相比更接近于实测值。重要意义在于可能产生新的单层厚壁圆筒的研究方向。

关键词：厚壁圆筒,自增强,损伤,损伤变量,残余应力

参考文献

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[8]刘长海.唐立强.超高压容器损伤自增强的应力分析.压力容器, 2005;22 (5) :20—22

[9]楼志文.损伤力学基础.西安:西安交通大学出版社, 1991:5—20

[10]余寿文, 冯西桥.损伤力学.北京:清华大学出版社, 1997:159—180