热油,燃气和热水管道失稳

什么是管道失稳,失稳的破坏什么,如果避免发生失稳?

失稳的定义:

失稳定义:轴向受压的细长直杆当压力过大时,可能会突然变弯,失去原来直线形式的平衡状态,而丧失继续承载的能力,称这种现象为丧失稳定,即失稳

针对管道,下面发生的问题均为管道整体失稳:

  1. 架空管道(左右摆龙):

2.埋地管道(顶起,顶出地面,河面,起褶皱)

架空或埋地管道发生失稳的原因是管道热胀被两侧锚固,或连续土壤约束给限制住了,导致管道形成挤压作用,如果温差大,挤压力大,架空管道缺少导向架,或埋地管道埋深覆土过浅,就会让管道抵抗挤压能力变弱,容易发生上述失稳。

解决方法:解决上述管道失稳有两个办法,一个是采用补偿设计增大管道柔性,降低轴力;另外一个就是增加导向架密度和埋深,增大管道抗挤压能力。

局部失稳指在钢结构中,受压、受弯、受剪或在复杂应力下的板件由于宽厚比过大,板件发生屈曲的现象。

管道局部失稳主要是针对大口径薄壁管道,轴向挤压严重,发生局部褶皱,也有外压影响,管道环向发生失稳,产生压瘪现象:

 

 

 

 

 

 

热力直埋管道在轴向挤压作用下发生褶皱(中国热力俗称“起包”),是因为管道被约束住(两端固定,或处在埋地锚固段),热胀产生的轴力挤压管道,管道径厚比r/t过大,壁厚薄,抗挤压能力弱,就容易发生上面局部失稳情况。

解决的方法是增大管道柔性降低轴力或加大壁厚增加抗挤压能力。针对环向外压压瘪失稳,最好的办法就是在管道外壁增设补强圈,抵抗外压作用,避免发生外压失稳。

还有一种局部失稳,就是管道在轴力推挤和弯曲应力共同作用下,一侧产生褶皱:

这种一侧发生管道褶皱,往往都是发生在折角弯管或弯管附近直管上面,直线管道热胀推压弯管,弯管发生弯曲变形,由于直管推压导致大弯曲应力作用,弧段发生失稳,就会进入塑性变形,产生一侧褶皱变形。

这个折角弧段失稳,不同于引发管疲劳破坏的二次应力。首先,他是重量+温度+压力等全部载荷共同作用下,导致折角弧段或直段发生失稳破坏。失稳控制是第一位的,这个满足后,我们才会检查弯头,折角和三通的疲劳二次应力。

管道热胀导致活动段发生运动,对折角弧段或弯头发生挤压及弯曲,首先必须保证热态全载荷作用下不发生失稳,其次是热态-冷态来回循环变化应力范围要满足安定性要求,确保疲劳寿命的满足。

可能很多人误认为弯头变形是温度热胀引发的,温度引发的就是二次应力,二次应力就得按安定性原则来控制,这是错误的。

管道热胀对折角弯头或弧管有两个破坏作用,一个是引发弧管失稳,产生褶皱;另外一个就是如果不发生失稳,冷热循环导致二次应力,对弯管或弯头产生疲劳破坏。一个原因,引发两个不同的结果。不允许发生失稳,也不允许二次应力超标产生疲劳破坏。

解决的方法:要想避免一侧弯管起褶皱,就得增大管道柔性,折角位置控制热态弯曲应力水平,埋地管道在折角附近做松软回填或包裹,增大折角位置柔性,释放热胀推力。不让发生失稳,降低轴力和弯矩,增加柔性就可以。这和改进管道柔性是一回事。

节点6热态应力超标,而二次应力不超标,而热态OPE应力超标。这个警告客户轴向力挤压和折角弯将要发生塑性失稳变形,起褶皱。这不是疲劳问题,不是我们平时考虑的二次应力问题。是折角弯失稳问题。

稳定性问题和强度问题的区别

稳定问题是一个变形问题,一个构件的变形大或小取决于整个构件的刚度,而不是取决于某一特定截面,稳定问题是针对整个构件的,结构是由各个杆件组成的一个整体。当一个杆件发生失稳变形后,它必然牵动和它刚性连接的其他杆件,杆件的稳定性不能就某一根杆件去孤立地分析,而应当考虑其他杆件对它的约束作用。这种约束作用是要从结构的整体分析来确定的,这就是稳定的整体性问题。

强度问题是指由作用对结构构件产生的截面最大内力或截面上某点的最大应力是否超过截面的承载能力或材料的强度。结构稳定计算与强度计算的最大不同是计算要在结构变形后的几何形状和位置进行,其方法属于几何非线性范畴,叠加原理不再适用

我简单举个例子:建筑工地上常见的塔吊。垂直立柱受压,他的主要问题就是承受压应力的稳定性问题,他的截面和长度(长细比)和他中间的导向架决定了他的抗压能力;但横梁和斜撑,以及所有节点不是受拉,就是受弯或受剪力和扭矩,都是强度问题。

针对管道,我们如何屈服强度问题和稳定性问题?

1、破坏形式不同

强度破坏是承压问题,承重跨度问题,温度导致热胀管道柔性问题。这些问题主要导致管道垮塌,爆裂和疲劳寿命缩短产生裂纹破坏等。

管道稳定破坏是结构问题,是管道形状维持不住,整体失稳导致管道左右摆龙,干扰附近管道和挡土墙;局部失稳一旦发生,就会进入塑性大变形,这时管道已经从失稳进入破坏形状后的塑性变形,导致通流通道缩小,管道产生应力从压应力变成弯拉和压应力,严重会导致管道断裂,否则应力水平高会诱发应力腐蚀,加速管道腐蚀减薄作用。

2、分析方法不同:管道强度问题,都是按应力分类法,进行载荷分类,获得规范应力,依据强度原则进行比较控制应力水平。主要是控制承压壁厚,一次应力(压力+重量载荷引发),二次应力(温度引发变形导致),以及偶然应力控制(偶然载荷引发)。

稳定性都是全载荷(重量+压力+温度)共同作用,长直管道主要是轴力和导向约束,埋深;折角位置,主要是轴应力+弯应力(一侧拉,一侧压);局部失稳,主要是检查轴力,埋深和径厚比的关系。

3、判断原则不同:强度问题都是进基于许用应力控制,承压和承重都是用一倍许用应力来控制;温度产生弯矩作用在弯头和三通处,产生疲劳破坏,通过安定性原则或疲劳曲线来控制许用应力。

而稳定性是通过临界许用压应力来控制的。临界许用压应力大小是管道几何结构和临近约束条件决定的。

在此,我们再次重申,许用压应力和屈服强度没有任何关系,和安定性也没有任何关系,国内区域供热CJJ81规范编制人和有些人一直在错误解释热水直埋管道锚固段失效破坏原因和失效控制原则,用屈服应力折算温差-称作“屈服温差”解释失稳,误认为受压失稳控制在,用安定性原则来做失稳许用压应力。

屈服强度是材料拉伸特性,我们都是通过屈服强度和拉伸极限结合安全系数获得许用应力。许用应力都是用在承压和承重强度控制上。安定性是针对弯头和三通在热胀载荷作用下发生弯曲,扭转交变应力允许大变形(弹-塑性),采用三倍许用应力的控制疲劳应力方法。管道承压,承重和柔性设计都是强度问题,不是稳定性问题。

失稳的破坏:

压力管道系统功能是安全输送工艺介质,满足工艺要求,确保系统安全。压力管道不允许发生强度问题,不允许发生挠度过大变形,也不允许发生稳定性问题。这就是我们俗称的管道要满足“强度”,“刚度”和稳定性“三个控制要求,只有这样,才能保证管道安全,寿命长久,应力腐蚀得到有效控制等。

近年来,国内各行业管道建设速度快,规模大,复杂度高,各种事故频发。也出现失稳破坏事故增多,很多人不了解失稳,分不清折角弧段失稳和疲劳二次应力区别,对局部失稳(大口径埋地管道升温时,发出巨响)不清楚,失稳导致管道发生形变,多数情况下埋地管道不会被人们发现,除非做内检验或泄露发生,但这些需要一定时间才能觉察到,即便发现,运营人员也不知道解决和避免方法。管道失稳,起褶皱给后面的承压和柔性等强度问题都带来了未知变量,给运行高度埋下事故隐患。

管道失稳如何控制

避免管道失稳,从根本上讲,我们必须了解带有温度的管道需要柔性设计,释放热载。

无论埋地还是架空敷设热输管道都要考虑温度补偿,进行柔性设计,降低管道轴力,降低对弯头的挤压和弯曲作用,从根本上避免失稳发生。

至于加大埋深和增大管道壁厚,都是不去主动解决问题,而是采用通过提高许用压应力方式控制失稳,管道线路很长,有加强的地方,就有更加减弱的地方,抗失稳能力增强了,可能轴力增加更大,埋深就得也加大,轴力高对管线上三通,大小头,阀门都带来严重危害,这种方法往往不可取。

ASME压力容器建造材料的选择

1.1   常规考虑本文仅作为材料选择工程师的一个信息性指导。对于特定的项目,材料在工程图或者材料文件中必须要体现的。压力容器用的材料选择是一个非常难以确定的任务。

压力容器建造材料的选择必须是标准批准的材料规范。材料工程师的目标是选择初期投资少的经济型材料,同时能满足未来的维护费用低,工艺要求的操作条件和其他要求。

选择最合适的材料需要考虑非常多的因素(例如具说服性的经验和试验测试结果),这些因素包含:

  • 腐蚀性环境下的耐腐蚀性能
  • 设计温度和压力下的强度要求
  • 成本
  • 市场的可利用性(方不方便买到)
  • 制造的难度
  • 未来维护的要求

通常情况下,化工设备是根据特定的最少服役年限在具体的操作条件下设计基于腐蚀的。根据腐蚀速率(mm/每年)能计算出总的腐蚀余量,并将其加到计算的需要厚度里面。如下是典型石化设备的设计寿命:

  • 20年:精馏塔,反应器,高压换热器的壳体,其他难以替代的主要设备;
  • 10~15年:碳钢罐,可移动的反应器部件,合金或碳钢塔的内件;
  • 5~10年:碳钢管线,换热器管束,各种各样的工艺塔内件

材料的选择必须要满足设备服役过程中的压力,温度,腐蚀环境,循环或操作的稳定性等。容器材料最初的选择是满足服役环境的要求,因此将建造材料根据服役特性分为:不腐蚀环境,其腐蚀速率可以忽略或非常低且能明确地评估(对于碳钢,最大腐蚀0.25in;否则得选择更耐腐蚀的材料);腐蚀环境,需要特别的材料而不是碳钢和低合金钢。

1.2   非腐蚀服役

除了抵抗腐蚀外,材料选择的基础条件是设计温度和设计压力。

在超低低温范围(从-425℉到-150℉)内,碳钢和低合金钢是脆性的,必须用奥氏体补休钢或非铁基材料(例如铝合金),在很低的温度下也不会出现冲击强度下降的情况。对于超低温和低温的区分接线通常是-240℉。

材料由塑性变为脆性的温度通常叫做冷脆转变温度,通过特定温度下的夏比V性缺口冲击试验是容易确定的。低温设备的的设计计算是按照室温下的材料特性。然而有些材料(ULT 23)在非低的温度下具有更高的屈服和拉伸强度,这可以降低设备的重量和成本。因为低温下,大多数材料的活性低,腐蚀问题就少了。

在低温范围(从-150℉到+32℉,标准上限是-20℉),低合金钢和细晶粒碳钢经过冲击试验发现是能满足要求的。

在中温范围(+33℉到+800℉),低碳钢就能满足要求。直到+800℉,低碳钢都表现为弹性,即当最大应力低于屈服点,载荷移除后,结构能够恢复到其原始尺寸。许用应力时基于屈服强度或强度极限,通过短时间的断裂试验获得;当存在波动或冲击应力时,补充疲劳或冲击试压。

注:

1. 304,304L,347和含Ni 36%的不锈钢用在温度低于-425℉时,必须要做冲击试验。

2.  压力容器钢板需要满足标准SA-20,其中有钢板的相应试验要求。对于低温环境,碳钢材料需要满足冲击要求,典型的例子:SA-516 60,正火以满足-50℉下冲击要强求。

3.  设计温度的限制时金属 在特定环境下的表现和与其机械性能一致。高温限制很难准确地定义。例如,为了避免石墨化或氢蚀问题,一些碳钢用在石化厂时的推荐最高设计温度为550℉。

4.   与受压元件相焊或操作时传递载荷的材料与主体材料一样。与9%Ni钢直接相焊的材料须与母材一样,或者是不会因热处理而硬化的奥氏体不锈钢。

5.   如果SA-36材料用于温度低于32℉,须硅脱氧细化晶粒钢材。

高温(高于800℉)下,材料的机械性能发生变化,表现为强度极限和屈服极限的下降,且失去了塑性,材料变脆了。在持续载荷下,材料持续性变形增加,这叫做蠕变。蠕变率是通过单位时间单位时间单位长度伸长率来表示的。实际上,有些蠕变发生在650℉以上,但是这不会产生明显的影响,知道温度达到800℉。设计许用应力基于两个参数:(a)设备服役期内蠕变过程中的变形必须限制在许用范围内;(b)破裂决不允许发生。许用应力时通过长时间的蠕变试验和高温度下的断裂应力来确定。高温持久限制的数据很少。

高温下的材料选择是一个复杂的问题,不想低温下材料选择那么直接。材料的选择也必须基于几个因素。材料微观的变化可能会影响高温下的机械性能。合金材料的机械性能受化学承恩和晶粒粗细的影响。通常情况下,低温和中温偏好于细化晶粒的材料,因为材料的拉伸应力,疲劳强度和冲击韧性会更好,同时耐腐蚀性能也会更好。然而,在高温下,主要影响因素是蠕变断裂强度,因此更偏好于粗晶粒材料。

用于高温压力容器建造的材料分为以下5类:

1. 碳钢:因为碳含量的不同,温度低于650℉时材料的强度变化,但是蠕变范围内的性能很类似。这类材料的使用不收硫腐蚀或氢蚀的限制,是中温或高温低压下最经济的材料。不仅是因为材料的单价便宜,而且这些材料的制造难度相比而言比较低。单个元素的增加都会增加材料成本,同时可能导致难以制造和焊接。碳钢容器的成远低于合金钢容器。

2. 碳钼钢,低铬钼合金钢(最高到3Cr-1Mo)和中铬钼钢(最高到9Cr-1Mo):某些这类材料最高能够用到1200℉,需要有耐石墨化和氢蚀的能力。这些材料较碳钢而言具有更好的蠕变断裂性能和高温强度。当对于温度高于650℉的高压容器,这类材料是比较经济的。另外,这类材料需要抵抗氧化,硫化或氢蚀。

3. 铁基不锈钢:某些情况下用。

4. 奥氏体不锈钢:这个是温度在1200℉到1500℉之间标准中唯一有许用应力的材料。由于耐氧化性能的下降限制了高于这个温度的使用。

5. 特殊抗高温材料:这类材料用于温度高于1500℉,包含310不锈钢和耐热铬镍合金(incoloy)

大量高温容器是由便宜的,低合金,碳钢建造而成,例如SA-240 B,通过内部衬足够厚的耐热材料,将金属壁温限制在材料能够承受的范围内。内部保温是不现实的,对于换热器或小直径管道,常用不锈钢。当内部衬耐热材料是,不同的热膨胀率必须考虑,同时也得考虑热量从内部焊缝传递到筒体上,这将导致温度梯度载荷。

1.3  腐蚀服役

玻璃,橡胶,搪瓷,铅和聚四氟乙烯都成功地作用防护性衬里材料。用这些衬里材料需要特殊的制造方法。然而,对于石化厂,最常用和商业上可用的耐腐性材料是不锈钢 。对于最大厚度为3/8in的容器壳体,最经济的是用不锈钢板;超过这个厚度常用碳钢或低合金钢带耐腐蚀衬里材料。

通常情况下,防护性衬里与碳钢基材有三种连接方式:整体复合板,衬条,堆焊。

整体复合:

整体复合或轧制复合板是通过将碳钢或低合金钢基板与耐腐蚀衬里热轧到一起,边缘是焊接在一起的。高温下轧制,压力使得基板和衬里之间固态相的焊接。标准要求连接界面的剪切强度通常最少超过20000psi。大多数情况下,耐腐蚀层的厚度为2~3mm就足够了。很少有整体复合层的厚度超过3/8in的场合。

整体复合板拥有很多优点。整体复合板可以是热成型或冷成型,载荷很小的预焊件可以直接焊在复层上,连续的连接面消除了任何腐蚀介质泄露到复层和基层之间。有可能因为两种才俩奥的热膨胀不一样而产生峰值应力,从而导致复层的缺陷,特别是焊缝区域,但是基于实践经验,整体复合板在高温或循环载荷下性能良好。然而,需要特别的试验来证明整体复合板是适用于预定的操作腐蚀工况的。同时推荐经常进行服役设备的检测。当层间温度较高时,碳会从基层材料扩散到奥氏体复层,但是碳化区域非常窄,不会影响整体的强度或复合板耐腐蚀性能。碳的扩散可以利用镍基复层来控制到最小。

当需要抵抗轻微的腐蚀时,很多复层材料是直接由铬加工而成,例如405或410S。它们的热膨胀低于碳钢。对于更加严格的腐蚀工况用18-8不锈钢。当需要焊接或焊后热处理时,用低碳含量或更稳定等级的材料作为复层。焊后热处理温度有可能位于不稳定性奥氏体不锈钢碳化物析出温度或sigma相形成温度区域范围内,需要特别注意这方面的复层材料的选择,否则热处理将导致复层材料的机械性能和耐腐蚀性能下降。

注1. 内件(塔盘,防冲板等)与衬里的材料等级一样;注2. 衬里的最大服役温度可以通过基材的最大服役温度来控制;

注3. 标准不推荐Cr含量超过14%的不锈钢用在温度高于800℉(427℃)场合;

注4. 当材料容器脆化时,操作温度需在750℉~950℉(399℃~510℃)之外;

注5. 不适用于焊接;

注6. 因为奥氏体钢和碳钢的热膨胀不同,碳钢的石墨化,通常将操作温度限制在800℉(427℃)之内。

 带/条形衬里:

压力容器另一个可选择的用于耐腐蚀层材料是通过焊接到容器壳体上的带性或条形衬里。衬带/条的常规厚度为2~3mm。任何可用做整体衬板的都能用作衬带或衬条。

带形衬里:带的长度在3~5ft(914~1524mm)之间,宽度在3~6in(76.2~152.4mm)之间,这取决于服役温度(窄条用于高温)。衬带是通过四周连续焊在基材上的。衬带件的焊缝宽度为6.35~12.7mm。填充金属的化学成分必须与衬带一样。在焊接完成后需要进行肥皂泡试验,来检测焊缝的致密性。

条形衬里:衬条的长度和宽度均为几英尺,紧密贴合,对于温度低于800℉(427℃),衬条与基材的连接是通过方形分别38.1X38.1mm点焊;对于温度高于800℉(427℃),衬条与基材的连接是通过方形分别38.1X25.4mm点焊。有些时候会用塞焊或有缝焊接。点焊的目的包含:

1) 电焊使得衬条与容器壁紧密贴合;

2) 当操作温度高时,通常衬条和基材热膨胀率的不同,衬里将弯曲变形。点焊防止衬里弯曲变形,随着时间的增加部分发展成塑性变形。

3) 点焊的分别应尽可能地近以防止衬里弯曲,防止液压试验时突然泄压带来的变形。

通常情况下,衬条和衬带是在容器已经焊接完成后焊在壳壁上的。然而,衬条可以在基板成型前焊接。碳钢表面要处理好以适应衬里表面。这样建造的设备成本没有整体复合板的贵,然而当 需要整体紧密型时要用整体复合板。

堆焊材料:

堆焊时另一种常用于制造复合板材料方法。在压力容器建造中,该方法特别用作前面方法的一个补充。堆焊不收结构形状的限制。

堆焊有镀铬潜在的缺点:

1. 会产生很大的残余应力;

2. 发生冶金反应,例如碳从基材扩散奥氏体焊缝,从而污染了堆焊层。堆焊的厚度一般是5~6mm,必须保证3mm纯净的复层材料。

3.  温度高于800℉(427℃)时不同的热膨胀系数变得很重要。加热和冷却时,复合层之间的剪切应力会大幅度地增加。

温度在800℉(427℃)以下,对于小尺寸接管(≤4in)用合金材料,更大尺寸的接管常用衬里结构和堆焊法兰。

上面三种方法中,堆焊时成本最高的。

1.4  螺栓材料用于压力连接的螺栓材料必须满足标准的要求。螺栓的设计不仅是强度,还包含连接节点的紧密性。为了防止螺栓连接的泄露,总的螺栓力必须超过操作液压和保持连接节点紧密度的总力。后者是由垫片材料和连接点的设计。

螺栓必须有初始的弹性变形和弹性应力。对于高温工况或持续较长时间,螺栓会发生蠕变,部分弹性变形转变为塑性变形,从而导致压紧力的下降。这叫做松弛。当松弛发生时,总的力不能压力节点,从而导致泄露。因此,抵抗松弛是非常重要的。因为松弛也发生于法兰和垫片中,他们的性能也要校核。

螺栓设计时另一个重要性能是屈服强度,缺口韧性,缺口敏感度,脆性和热膨胀率。

标准中提供的螺栓 材料许用应力考虑了更高的安全系数和预紧时额外的扭曲和弯曲应力。由于抵抗松弛能力差,碳钢螺栓对的使用最大温度为450℉(232℃)。

奥氏体不锈钢的屈服强度低,高温时更易屈服。因此,奥氏体不锈钢螺栓用于低温度和带腐蚀工况对的场合。最好是在高温下对螺栓进行预应力控制。对于其他温度。应变强化能满足要求。

实际上,SA-193 B8(304)的螺栓与SA-194 B8F(303)的螺母配对使用,因为他们拉毛的条件很接近。为了最小化预紧时螺母的拉毛,不锈钢紧固件都是要润滑的。

正如前面提到的那样,随着操作温度的上升,泄露可能发生,螺栓,垫片 和法兰由于热膨胀量的不同而导致额外的应力。标准SA-453有四个等级(660,651,662,665)包含了与奥氏体不锈钢热膨胀量相当的螺栓材料。该螺栓材料的Ni,Cr含量高,需要特殊的工艺,不用于常规用途,但是对于重要的节点是可以的。例如,用于核级奥氏体不锈钢阀门。标准SA-437有两个等级(B4B和B4C),含Cr12%的高合金钢螺栓材料,可以用于高温,高压工况,热膨胀性能与中铬钢相同。

结构连接用螺栓:

用于非压力连接的螺栓只有强度设计,因此连接的紧密性不那么重要。因此可以选择相对较为便宜的材料,只要能满足设计环境。对于非腐蚀环境,碳钢螺栓SA-307 A或B,或者SA-325;对于腐蚀环境,常用SA-193 B5,B6,B8C,B8T,B8的材料。

内部连接用螺栓,对于衬里设备,螺栓的材料需要与内部衬里一样,对于内件连接螺栓,材料与内件一样。许用拉伸和剪切应力都可以高于标准许用应力。

注1:对于使用温度在-20~-50℉,材料必须是淬火+回火热处理

注2:Cl.1表示固溶处理材料,Cl.2是固溶处理和应变加强,材料的性能更好

注1.当碳含量超过0.1%时,303用于低温工况,需要冲击试验注2.这个是产品规范,不需要应力计算

1.5  不锈钢铬含量大于等于11%,小于30%的钢材叫做不锈钢,它具有良好的耐腐蚀性能。当铬含量高于30%时叫做耐热镍基合金。

不锈钢基本上是铬铁合金。最重要的额外元素是镍。也可以增加其他元素,例如碳,锰,钼,铌,钛硒,硅,硫等,这些元素组合在一起产生了满足特殊工况的要求。不锈钢经常用于石化设备和其他行业。原因是:抵抗腐蚀环境;增加设备的寿命和操作工人的人身安全;在高温下,氧化环境中和低温环境中的强度;设备清洗方便。

不锈钢因为表面有一层致密的氧化膜而变得耐腐蚀的。这是铬氧化物能够阻碍腐蚀的进一步发生。这层氧化膜是看不见的,是在几分钟或几个月形成,这取决于合金的类别。氧化膜的形成是可以加速的,通过人为的强氧化介质,例如含硝水。这一层人为的防护膜有双重作用,另一个是帮助移除金属表面的杂志。

如果铬的含量少于11%,氧化膜会不连续,这类钢材的耐腐蚀性能跟普通的钢一样差。

耐腐蚀性能的貌似变化是取决于铬的含量,耐腐蚀性能同样能够随着镍和钼含量的增加而得到大幅度地改善。不锈钢410和405的耐腐蚀性能低于合金含量更高的材料,例如304或者316.

不锈钢的表面不需要涂层,例如油漆等,因为这仅仅是组织表面氧化。所有的不锈钢都在某种程度上收到焊缝的热影响,这将改边材料的耐腐蚀性能和机械性能。焊缝金属是铸造结构。

不锈钢大多数是用电炉工艺加工而成的。不锈钢额成本因产品的类别,形式和质量而定,并不是所有材料都能加工成每一种形式。

根据不锈钢的合金含量,可将用于压力容器和管道的不锈钢材料分为以下三大类:

1. 高铬不锈钢(400系列),铬含量最高到30%;

2. 铬镍不锈钢(300系列),常常陈伟18-8不锈钢,铬和镍的含量是变化的;

3. 铬镍锰合金(200系列),锰代替了部分的镍。

基于微观组织的结构,这些不锈钢可以分为奥氏体,铁素体和马氏体。

奥氏体不锈钢

以内奥氏体不锈钢较大的含镍量,300系列的不锈钢在冷却后依然保持着奥氏体组织结构,铬镍和碳固溶于铁中。铜鼓微观结构分析,仅有奥氏体存在。这是高铬-镍-铁合金。他们不导磁,及时在1500℉也具有较高的耐腐蚀性能,仅能通过冷机加工硬化,在低温下的耐冲击性能很好。最常用,最典型的不锈钢等级是304和316。高铬含量的奥氏体不锈钢(309和310)能抵抗氧和硫的腐蚀到2000℉。

奥氏体不锈钢最基本的问题是敏化。大多是奥氏体不锈钢是通过固溶退货状态成型的。300系列的不锈钢的固溶退火温度在1850℉(1010℃)以上,这时奥氏体的溶解能力很强。当铬,镍和碳溶解在奥氏体中时,这些钢具有最好的耐腐蚀性能,同时韧性和强度也最好。为了在低温下得到这样的微观组织,这些不锈钢必须快速冷却到800℉以下。然而,当温度突然升高(例如焊接)到800~1600℉,碳在晶间扩散,在晶间形成碳铬化合物(Cr4C)。这就会到时周边的晶粒出现贫铬的情况。而这些形成的碳铬化合物并不耐腐蚀,同时由于贫铬导致材料的耐腐蚀性能下降。这就是常说的敏化。

所有材料的敏化都是因为退火是的冷却速度太慢或盈利释放温度。例如,不锈钢与碳钢焊接时会出现应力释放到碳钢。焊接导致的材料敏化边界是1/8~1/4in宽,轻微低向焊缝平行方向移动。这两个区域是热影响区,这个区域的敏化是最严重的,冷却非常的慢。材料的中间,包含焊缝金属是没有敏化的,因为温度升高超过了1600℉,相比较而言冷却速度比较快。

敏化正在某些环境下并不一定是有害的,例如,当材料连续曝光在液体中,且操作温度不超过120℉时。

敏化材料的耐腐蚀性能可以通过热处理方式重新获得,例如加热到1600℉来完全溶解碳,然后快速冷却。敏化在机械性能上的降低很少,中温下几乎是微不足道的,会引起低温下韧性的一些下降。

码头及港口危险化学品输配管线安全分析

近期码头及港口的危险化学品安全问题再次引起重视。近几年,随着我国能源结构的调整及经济的发展,在我国沿海已建、正在新建一批LNG、LPG等危险化学品装卸管线,因其是多种化学品的混合物,且多数都在《危险化学品名录》中,因此要对这些危险化学品装卸管道系统进行严格的安全分析和评估,且必须遵循《危险化学品安全管理条例》。

根据这些危险化学品(LNG、LPG等)物性特点和我们一些客户的相关项目的经验,此类危险化学品介质的装卸系统在设计时应主要考虑如下安全问题:

  • 瞬态压力过大引起的管道爆裂——危险化学品装卸系统通常配有紧急阀门,当阀门关闭或开启,泵启停等操作时,往往会引发阀门前后泵前后出现剧烈的压力波动。此时,当瞬态压力低于介质的饱和压力时,就会有气体析出,如不加以控制将导致空穴产生引起汽蚀,进而引发“断柱再弥合”这种严重水锤事故。如果瞬态压力高于管道设计压力,装卸系统管线将存在超压爆管的可能性。系统设计时应对此类操作工况进行详细的评估,以避免管道爆裂。
  • 瞬态冲击力过大引起的管道破裂及支架失效——装卸系统ESD阀门关闭或开启,泵启停等操作时,在通过合理的阀门开关时间和方式,合理的泵启停方式,可以有效的避免严重负压和正压引起的爆管问题,但是此时水锤力对管道的弯头处的冲击作用将凸显,若此时管线直段较长,根据管径的不同水锤力可达15~20吨,在此种冲击力作用下管道将发生大的变形,进而引起管道破裂或者支架失效。所以在管线应力计算设计阶段应充分考虑水锤力带给管线及支架强度的影响。

那么当前我国由寰球、成达、德国TGE、中石化洛阳、中石化宁波等设计的LNG、LPG等危险化学品码头是如何解决这几个问题的呢?作为LNG接收站设计行业的领导者,法国索菲、德国TGE使用AFT Impulse对管线进行瞬态压力评估和水锤力的计算,使用START-PROF、AutoPipe、CAESAR II等应力分析软件对系统管线进行水锤力作用下的管线应力计算及支架选型,全面保证管线的安全运行。我国的相关设计院和工程公司在引进工艺包的同时,也将相应的设计手段引进国内,并使用这些软件设计相应的危险化学品输配管线,现在已完全掌握了此类管线的设计要素,并也将AFT Impulse等工具应用的更加娴熟。

解决危险化学品输配管线安全评估问题分为如下两个步骤进行:

    1) 系统瞬态超压分析和水锤力计算

由上述问题可知,当危险化学品装卸系统进行阀门关闭或开启,泵启停等操作时,引发的负压水锤或正压水锤可能引发爆管。我们应充分考虑可能诱发水锤的突发工况,并设计相应的抑制水锤措施预防管道超压!那么我们如何判断是否产生了气穴,是否发生了“断柱弥合”?何时发生的“断柱弥合”,如何抑制应对该水锤超压? AFT Impulse软件可以为您提供一套完整的解决。AFT Impulse中内置有专用来考虑“断柱弥合”这种的水锤计算的气穴模型,可帮你准确计算出若发生“断柱弥合”时的瞬态压力。并且还可通过调整阀门的开关时间和开关的方式来抑制水锤,并最终帮你确定阀门的开关时间和方式以满足管线安全要求。AFT Impulse还可计算出每段管子上的弯头处所受的水锤力并可用于START-PROF、AutoPipe、CAESAR II进行应力分析和支架的选型。

    2)  水锤力作用下的管道应力分析:

常规的危险化学品输配管线中设计人员只考虑重量、压力、温度作用下的管道应力分析,然后通过设置支架和膨胀弯来满足重量和热胀冷缩的要求。但是水锤力带给管线的影响是保证所有管线在服役期间正常运行的另一个重点,而且瞬态水锤力属于动载范畴,需要区别于以往的静态分析,应用动态分析完成详细的分析,以获得水锤力作用下的管线应力和支架承载要求。

  • 管道动态载荷应力分析——危险化学品输配管线在运行过程中可能出现紧急切断阀的快速关断、卸船泵跳车等情况。这些突发事件一旦发生必定会引起管线全程压力剧烈波动,瞬态压力波动导致管线弯头之间压力不平衡,形成巨大的水锤力瞬间冲击管道、支架或设备接口,可能管道大变形破裂、法兰泄露、管口和支架瞬时推力过大。此时必须对管线水锤力作用下的安全进行评定,AFT Impulse计算出的水锤力可以直接给出最大静态峰值力大小,设计人员根据结算结果来决定防水锤支架的位置及承载力大小。进而从支架形式及强度角度保证管线安全运行。

以上内容是我们根据长期的计算经验总结的危险化学品输配管线安全评估分析内容。AFT Impulse软件是由北京艾思弗公司代理的著名管网流体分析软件,当前国内几乎所有的LNG接收站项目及危化品码头管网瞬态分析计算均由AFT Impulse完成。同时我公司还为客户提供管网流体、应力分析相关的计算及咨询服务,我们的流体分析业务已经为中海壳牌危化品码头、美国空气化工产品(Air Products)、TGE、沪东中华造船(集团)有限公司、上海外高桥造船有限公司、香港奇士集团等公司的多个项目提供了计算分析服务,管道应力分析业务更是为数百个项目提供了相关的服务与咨询。

TGE深圳LNG装卸管线系统的水锤分析模型和工况分析要点: 

  • 系统中阀门的操作和泵的启停是否会引发正压水锤或气穴水锤?
  • 各种突发事件情况下瞬态冲击压力是否超过管壁设计压力?
  • 如何抑制水击的产生和预防超压?
  • 水锤发生瞬间产生的水锤力是否会导致管道偶然应力超标,支架和管口过载或管道振动?如何设防?
  • 将各段管子的水锤力导出,添加到CAESAR II中进行管道应力分析

 

AFT Arrow ANS可压缩流体管网管道尺寸自动优化选型

可准确计算可压缩流体和可计算复杂管网传热的软件一直是工程师积极寻求的解决方案。25年前,Applied Flow Technology(AFT)公司就已开发出了用于计算可压缩流体的流体力学模拟软件 – AFT Arrow。今年早些时候,AFT公司为AFTArrow引入了一个管网管径自动优化选型的附加模块(ANS),让设计工程师减少安装或运营成本,通过降低能源成本或减轻重量来实现这一目标。

ANS模块是基于AFT Arrow的功能之上,特别是适合用于设计包含蒸汽,压缩空气,化工和石化工艺气体,天然气输送等等的可压缩流体系统。AFT Arrow的典型应用包括管道或风管尺寸的选型,泄压阀选型和泄放系统分析计算,以及压缩机,风机和控制阀的选型。此外,它可以模拟系统操作和组件的相互影响,检测和校准计算声阻塞,评估管道的保温和管道传热,并对现有系统进行故障排除。

ANS附加模块内置有AFT公司的智能流体分析技术。IntelliFlow开发于2001年,是寻找管道中降低成本机会的系统。2003年,ANS推出了一种用于气体管网系统的版本。“我们知道这项技术是先进的,并且我们100%知道这项技术可以帮助优化工程设计,” AFT技术销售总监Reinaldo Pinto说。

AFT随后采用了行之有效的IntelliFlow技术,将其包装到一个更易于访问的程序中。对于可以使用AFT现有基础产品的工程师,即可快速打开ANS模块,然后按照导航面板进行操作。工程师可以选择一个路径来评估系统的重量,或评估运营成本。

“此新软件程序通常将帮助工程师优化设计系统,可节省10%至15%的管道成本和能源成本,” Pinto说。

根据Pinto,ANS具有三个主要优势:可作为现有产品的附加模块使用;AFT全球有38个渠道合作伙伴,并在80多个国家/地区广泛使用,将公司暴露于广泛的用例中不断改进现有技术;技术是一种全新概念,具有优化改进设计过程能力。

“ANS可以从一开始就在符合设计要求的情况下准确的对系统进行优化选型,”AFT的应用工程师Nick Vastine说。“工程师将能够申请系统的安全裕度,以考虑组合件上的磨损并遵守预期的系统寿命。聪明的内部数值搜索算法可以在如下情况使用-已有系统设计或新系统设计来评估复杂性系统设计中变量的相互作用,揭示了使成本最小化的参数设置。”

ANS模块使用IntelliFlow技术来进行选型迭代。使用现有的稳态水力模型,用户可以激活ANS附加模块并按照导航面板中输入必要的信息以对系统进行自动优化选型。

根据Pinto的说法,首先需要输入的是优化选型目标。这可以包括最小化初始成本,例如作为管道重量或金钱成本,或考虑长期系统整个生命周期内的能源成本。目标确定后是尺寸分配,它确定了该系统的内容将有所不同。指定候选集限制可用的管道尺寸,并将用于报告离散的管道尺寸,例如ANSI钢3英寸(76毫米)SCH 40。最终的用户输入的是设计要求。这些可以包括特定于压缩机的要求(例如最大功率或所需的压升)或系统中的管道(例如最高温度或最低输送量压力)。这些适应性强的设计要求使用户测试不同的操作条件,确保在每个设计工况中,单个系统的尺寸都合适。

ANS模块利用用户输入来告知优化选型迭代。根据Vastine的说法,工程师通常熟悉应用敏感性分析以找到特定样本的最小操作参数。“对于一个变量来说很好,但是随着变量的增多,复杂性增加很多,” Vastine说。这意味着需要工程师通过筛选数百万种设计组合来查找系统成本最少的方案,但是工程师有更好的方法来度过他们的时间。

图1. ANS模块中设置选型目标可以最小化初始成本和5年的能源成本。

“ANS模块取代了可能无法应付的迭代-通过更改管道尺寸进行调整,并使用由此带来的改进-通知进行下一次迭代。而不是全面测试组合,每次迭代都会通知下一个,可能不止几百种组合,而可能是数百万种组合,” Vastine补充道。“它会在宏上查看变量和尺寸网络以确保最低系统成本的情况下满足设计要求。较小的管道可以减少前期成本,但会重新需要更大的压缩机,反之亦然。”

ANS应用在压缩机站

ANS模块旨在满足设计要求的情况下通过优化管网管道管径的方式最大程度地降低系统成本,Pinto说。而不是手动迭代来获得递减的收益,ANS该模块可让数值方法指导选型过程以实现设计“智能化”并获得更好的结果。ANS模块可以设计单个系统以满足多种不同的需求运行条件。“这些不同的条件可以包括流量低,成分变化或压缩机并联运行方案” Pinto说。“模块也可以现有的压缩机站设计并对其进行调整以适应新的设计要求。这消除了启动的开销,每个设计都是从头开始。”

ANS模块可以执行以下功能:压缩机特有的设计要求,包括功率,压升,静态压力(输送压力)和转速。ANS模块可以设置功率上限,以重量最小进行选型。该模块还可以提供必要的压力上升范围以及指定范围最小和最大输送压力。对于转速,模块可以将现有压缩机的超频限制为条件看是否有可能在系统中保留现有的压缩机。

系统的设计要求还包括压缩机的运行方式。例如要求可以在管道的许多点指定以确保满足焓,质量流量,流速,温度和其它条件的要求。

设定目标和节省成本

系统中有许多潜在的选型目标。根据Vastine的说法,可以将初始系统成本降至最低基于重量,体积和表面积等因素。但是,由于在压缩机站中压缩机的成本可能是最高的,因此最好确定基于货币成本的初始系统。

图2. ANS模块中可以将某些管道设置为群组,比如控制阀进出口管道。这些共同的管道尺寸群组会在图5的工作空间中显示出来。

图3. ANS模块中在管道选型中可以定义管道尺寸选型范围

“由于运行压缩机需要大量能源,因此研究额外的预付款也可能是有益的投资以证明长期节省是合理的,” Vastine说。“对于具有最大预算的项目,可选地是允许最小的能源支出,以确保该项目是在预算内执行。这将导致最有效的压缩机符合设计要求。”

“ANS模块还可以考虑可变成本随时间变化,例如维护计划和能源成本增加,” Vastine补充说。“这些未来成本可以然后折价调整货币的时间价值,因此该项目保留其正净现值。工程师可以同时考虑通货膨胀,折现率和工厂生命周期在ANS模块本身中。”

图4. ANS模块中可以定义设计限定条件,比如最大流速。这可以避免最终的设计与相应的安全和运行标准不一致。

图5. 据AFT说,ANS模块帮系统5年的运营周期内减少17%的成本。设计条件有最大流速和最大压缩机功率。

ANS模块将围绕选定的对象构建一个压缩机系统。“它可以适应所选压缩机的运行方式; 但是,在以下情况下,选型过程中它不会主动更换压缩机型号,” Pinto说。“此将包括压缩机的工作曲线,但也可以包括-调整压缩机速度以得到曲线本身。

该模块可用于为以下项目中不同的压缩机创建不同的方案,并在这些情况下进行比较寻找最佳组合。据Pinto说,通过保存制造商信息存储到数据库中,在后续项目或新项目中,可以轻松访问这些数据。“在选型过程中,使用早期的制造商数据,对于减少最终建成的项目的不确定性至关重要。对于诸如压缩机的重要组件,复制最终的文件尤为重要” Pinto表示: “在设计的整个生命周期中,每轻微的不确定性都会让系统变得更加复杂。”

衣阿华方程的作用和大口径埋地管道的壁厚设计

1. 衣阿华方程
衣阿华公式在我国通常被叫作斯氏公式或M-S公式。它是由斯潘格勒(Spangler)在马斯顿(Marston)的理论基础上推导出来应用于计算柔性管道横向变形的等式,后经沃特金斯(Watkins)对斯氏公式做了修正,成为我们现在经常采用的衣阿华公式。

对于钢管AWWA规范认为活载荷不是长期存在的,而衣阿华公式适用于长期载荷,因此在AWWA的计算公式中;而ALA规范并不是这样处理的,在椭圆化计算时是考虑活载荷的影响,国内的规范在引用衣阿华公式时基本都是参考后者的方式考虑的。
2. 衣阿华公式的派生公式
2.1 ALA(美国系统全生命周期协会)对埋地管道椭圆化控制要求:

2.2 GB 50253&GB 50251(中国长距离输油和输气管道规范)无内压作用下的径向变形计算

2.3 CJJ-81(中国城镇供热设计规范)径向稳定性验算
对于公称直径大于500mm的管道,CJJ-81要求计算管道的径向稳定性:

CJJ的规定是参考GB 50253&GB 50251规范制定的径向失稳要求,并且对原公式中按直埋热水管道常见条件代入的基础数据做了处理。
以φ1020X10mm的管道覆土深度1.3m为例,利用CJJ-81的计算公式,径向变形量为:

从上面的计算结果来看,φ1020的管道10mm厚,其实已经很薄了,但依然计算径向失稳
没有问题。另外,要强调的是,其实CJJ在引用GB 50253&GB 50251的公式时做了很多简化,和保守的取值,而并没有将衣阿华方程的本质解释清楚。衣阿华公式仅仅考虑土壤外压完全忽略工作管内压作用,仅仅控制外压作用下管道弹性椭圆化变形量。而跟进给排水埋地设计习惯,减小管道土壤外压作用下椭圆化,其实完全可以通过夯实管道两侧的土壤来降低径向失稳控制管道椭圆的,这是一个土建结构设计,而不采用管道壁厚加厚来减小椭圆化,这不是管道壁厚设计。
3. 埋地管道的内外压
埋地管道供热的承受土壤的外压,也承受内部热水的内压,从环向的角度来看这个管道,既有刚度的问题,也有强度的问题,同时管道应考虑三个可能出现的工况:空管;空管+土壤外压;带压+土壤外压。
通过衣阿华方程计算管道的径向失稳(用目前市面上常见的供热管道壁厚计算径向失稳,基本都能算过,CJJ的计算公式是按照空管+土壤算的径向失稳,对于径向失稳而言这个是最苛刻的工况)是从管道横向截面变形的角度控制管道的结构,防止结构发生失稳。一定要注意跟管道的强度问题进行区分。
从强度的角度出发,决定强度的是带压+土壤外压工况,很多人认为管道内压和土壤外压是相抵的,这个不是控制工况。这样的说法在一定的假设条件下是成立的:当土壤外压和内压作用的管道截面不发生变形。这在R/t不大的刚性管上面是成立的,但是如果R/t大了以后(EN 13941中R/t的临界值是28.7)就不成立了,因为土壤因为的薄膜应力在截面变形后就会转化为弯曲应力,而这个弯曲应力一侧受拉一侧受压,而受拉一侧的应力就与内压引起的环向薄膜应力同向,所以大直径管道土壤外压和热水内压所产生的应力是叠加的,这在EN 13941和GOST规范中也得到了体现。
埋地管道的内外压计算不同于衣阿华公式,外压式管道环向失稳问题,内压式管道承压强度问题。
4. START中的埋地管道壁厚计算
在START元件中是从管道强度的角度计算的需要壁厚,一定要与衣阿华方程从径向刚度的角度算的需要壁厚区分开。
START中采用的是非线性有限元模型计算的管道的环向应力:压力引起的薄膜应力+土壤引起的弯曲应力,然后用环向应力计算管道的需要壁厚,如下图所示:

另外START中计算汽车碾压时,也是将集中载荷等效成相应的土壤外压,然后通过非线性有限元的方式计算管道环向应力,最后用环向应力计算管道的需要壁厚。

5. 总结
通过前文阐述总结为:
1. 衣阿华方程的目的是校核土建结构,防止覆土造成管道的环向失稳,控制椭圆度;针对埋地热水管道,衣阿华公式仅能够解决管道直埋完成,没有通入热水+加压,埋深和交通载荷是否会引发管道椭圆化率<3%.
2. 衣阿华方程校核的是管道的截面的径向刚度而不是强度,不能用衣阿华的刚度计算结果去跟START中的强度计算结果进行比较,这就好比说刚度算过了,强度不一定能算过一样,这是两个问题,一定要区分;
3. START元件中是将土壤外压和内压产生的应力叠加求解的环向应力,通过环向应力计算的需要壁厚,这个是强度计算。

什么是热拱(Thermalbowing)?

热拱发生在部分填充热流体或者冷流体(LNG)水平管道。有些热拱会导致其他相连设备,管道的损坏或者支撑结构(载荷转移)的损坏。因为热拱通常瞬间就发生了,例如开车的过程中,热拱现象也可能都没被注意到,直到引起管道,设备和结构的损坏才被发现。

热拱也可能会发生在一侧在阳光下暴晒而另外一侧处于阴凉环境下的管道。
热拱发生在管道顶部和底部温差很大的情况,这叫温度梯度。温度梯度引起管道热胀变弯的现象叫作热拱。

假设:
• 热应变沿着管道截面呈线性关系;
• 适用于水平管道满足“水平公差”标准|DZ| / ( DX^2 + DY^2 + DZ^2 )^0.5 <公差
• 热拱仅发生在竖直平面内
每一个管道元件的温度梯度可能不同。,同时管道的每一个操作状态的温度梯度也可能不同。

热拱引起的管道变弯效应:

 

 

r – 弯曲半径

D – 管道外径

a – 操作温度下的热胀系数
Ttop – 管道顶部的温度Tbottom – 管道底部的温度
在管道特性输入界面,定义温度梯度:Ttop-Tbottom

在项目设置中开启热拱效应选项

热拱效应在完全约束管道中产生的弯矩:

 

 

E – 操作温度下的管道弹性模量

I – 管道截面惯性矩

操作温度应等于:(Ttop+Tbottom)/2
热拱防控和设计解决
原则上讲LNG输配系统,流体长输装卸系统(暴露在阳光照射下),蒸汽减温减压(盆冷水)系统,蒸汽侧壁吹扫系统都会面对热拱作用效果,他主要是带来管道载荷转移,影响邻近连接的管道设备和结构,我们需要考虑热拱带给管道的影响,并评估他是否会带来破坏,可以通过支架位置和形式调整解决根本问题,但有的系统只要支架承重能力能够满足,也不必做任何措施来做任何防控。

压力管道的失稳分析

引言
失稳——结构丧失其直线形状的平衡而过渡为曲线平衡,称为丧失稳定,简称失稳。在我们日常的设计工作中,我们首先会根据管道的设计压力进行管壁厚的计算,但是如果管道本身在运行工况中存在负压工况,管道还需要进行负压工况的壁厚计算。除此之外管道在较大轴向载荷作用情况下还存在整体失稳变形的可能性,如果管道有较大的抗整体失稳能力,由于轴向载荷过大还有可能出现管道壁厚的局部失稳。所以管道的失稳判定应包括环向失稳和轴向失稳两个部分。下文将就这两种失稳方式的评定进行讨论。
一、 环向失稳
管道的环向失稳是由外压作用引起的失稳。这里的外压不仅仅包含管道真空运行工况带来的外压工况,也包含由于管道受外部均布荷载作用(埋地管道土壤重量)引起的环向失稳。埋地管道以及可能存在水击的管道都有可能发生环向失稳,所以这些管道需要考虑环向失稳。
架空管道
对于管道由于真空工况运行,系统停泵及关阀引起的瞬态负压工况均属于外压计算的范畴,对于这类评定通常使用外压容器的计算方法分析管道的外压环向失稳。各个国家的容器规范中的外压失稳计算方法大同小异,都是采用与长径比和径厚比相关的公式进行校核。

例如GB150中的校核过程为:
a. 确定外压计算长度L(L为两外压加强圈间的距离)
b. 计算L/D和D/t
c. 通过L/D和D/t查表得到外压应变系数A
d. 通过外压应变系数A查表得到外压应力系数B
e. 计算许用外压[]=⁄
f. 比较许用外压与管道外压的大小
如果管道外压大于许用外压,增加管道壁厚t或通过加密外压加强圈(减小L),再次重复a~f,直到管道外压小于许用外压。
这个过程是在确定管道壁厚阶段进行的。只有壁厚满足了管道外压,才能够进行下一步的设计。

埋地管道
在埋地管道的计算中,管道的外压失稳工况主要来自于埋地管道上部覆土重量的影响,由于现有的热力和燃气等管线管径越来越大,导致覆土部分土壤自支撑效果减弱,几乎全部土壤重量都作用在管道上,比如现有DN1400热力埋地管线,外护管直径能够达到DN1600,这样大的直径,上部土壤重量带给管道的影响是十分突出的。
由于埋地土壤重量的作用不同于传统真空外压计算,整个计算中除了要考虑上部土壤重量的影响之外,还要考虑到两侧土壤及底部土壤对管道环向变形的影响,所以无法应用简单的公式评定,而当前国内的相关规范(以CJJ/T81-2013为例)只考虑的管道设计压力的影响,如下的公式:

应用公式计算出的壁厚只考虑了设计内压的影响,而对于土壤重量带给管道壁厚的影响完全忽略掉了,这种影响在小直径埋地管线尚可接受,一旦直径达到DN1000以上,随着埋深的变化,管线的壁厚可能需要通过对土壤重量下的外压计算工况来决定。由于在计算中需要考虑上部土壤重量、两侧土壤支撑等复杂因素,所以埋地管道对土壤重量的考虑只能应用有限元方法进行,我们在START计算程序中应用如下的模型来计算埋地管道的壁厚:

模型中START将模拟所有管道环向上的土壤作用,这些土壤被模拟成很多个小弹簧,如果管道带聚氨酯保温层,软件将添加额外的刚度层来模拟保温的影响:

对于以上的计算模型START将计算三种可能的情况:
• 只有内压作用下的壁厚计算
• 内压与土壤重量同时作用的壁厚计算
• 只有土壤重量,无内压作用下的壁厚计算
通过在以上三种工况中选取最大值来决定管道最终的安全壁厚。我们以如下的管线计算为例:
管道外径1420mm,材料Q235B螺旋焊缝钢管,计算温度100℃,对应温度下的许用应力120Mpa,温度影响系数0.4,管道计算压力2.5Mpa,管中心埋深2.5m。
 采用CJJ/T81-2013公式进行计算后得到:

 采用START应用有限元分析模型考虑土壤外压得到的壁厚:

显然对于本算例来讲,土壤重量在壁厚的决定中起到了决定作用,而不是我们以前常规所考虑的管道内压。
壁厚是我们整个压力管道设计的关键问题,而正由于这个常见问题往往被人们所忽视,由于对工况的考虑不全,导致现场管线出现一些严重的壁厚环向失稳问题。所以随着工况复杂度的不断增加,管道直径的不断增大,架空管道负压及埋地管道的壁厚计算应该值得我们足够的重视。
二、 轴向失稳
通过管道应力分析可知,某些情况下,管道会呈现出受轴向压缩的状态。例如,当直管两端锚固时,在温度的作用下,管道会发生热胀,锚固架抵抗管道热胀产生反作用力,此时管道就处于受压状态。类似的,在直埋管线中,由于土壤的摩擦作用,管道在热胀时也会受到压缩载荷的作用。压缩载荷的作用可能会引起管道轴向失稳。
管道整体上呈现细长的结构,其受压失稳与杆的失稳类似。细长杆在压缩载荷的作用下会产生轴向整体失稳,其评定方法是欧拉方程。管道为中空的薄壁结构,就局部而言,在压缩载荷的作用下,管道也有可能发生轴向局部失稳——局部褶皱。
按照管道的敷设方法不同,管线分为架空管线和埋地管线。下面就这两种管线的轴向失稳,分别讨论。
1. 架空管线的失稳
上文提到,架空管线的失稳发生在两端固定的管线中。而在实际工程中,我们很少用到两端锚固这样的结构。因为这样的结构在升温或降温时产生非常大的热胀载荷,支架很难满足这样的载荷。但是在某些情况下,我们不得不使用这样的结构,例如隧道中的管线。由于隧道的场地限制,有的时候无法设置膨胀弯,这就形成了直管两端锚固的结构。在这种情况下,除了考虑管道应力和支架推力之外,还需要考虑管道的失稳。
架空管线的失稳主要为柱状失稳,也叫做整体失稳。如下图所示:

管线的整体失稳是由于热胀推力产生的,而热胀推力的特征为自限性。因此,在管道发生整体失稳之后,由于结构变形,吸收了一部分的热胀载荷,从而在一定程度上改善管道的热胀载荷状态,使得两端支架受力降低。那么是否意味着不需要关注架空管线的整体失稳呢?答案显然是否定的。
虽然在一定程度上,管道的失稳改善了轴向热胀推力,降低了支架的受力。但是,管道的整体失稳会引发一下两个问题:
a. 碰撞
由于管线的整体失稳,管道会产生横向位移,如果此管道两侧存在并排敷设的管道,可能会发生碰撞。
b. 支架脱空
由于失稳产生了位移,可能会使得两锚固之间的某些支架脱空,从而影响管道的一次应力。
因此,整体失稳属于管道失效,应尽量避免。
前文提到管道的整体失稳类似于杆的失稳,它的评定遵循欧拉方程:

由上图可以看出,不同的支撑条件下,长度系数是不同的。对于连续支撑的管道来说,支撑条件基本上可分为三种:两端固支、一端固支一端绞支和两端绞支,此三者都是使用的第一列的公式。因此,就管道的整体失稳来说,使用的公式为

前文说到,增大临界失稳载荷有:增大直径、壁厚,减小支架间管长。而实际工程中,管道直径与流量等工艺参数相关,不能改变,我们只能有两种方法:增大壁厚和增加支架(减小支架间管长)。具体选择哪种方法,要根据工程实际和成本来确定。例如上面提到的穿隧道的管道,为了避免整体失稳,会在两锚固架之间上增加一些U形卡,也就是采用增加支架的方法,增加临界失稳载荷。
架空管线并不会发生局部失稳(局部褶皱),因为这需要较大的轴向压缩力,且无法制作出能够承受这么大推力的固定架。
2. 直埋管线的轴向失稳
直埋管线在土壤中可分为两个区域:约束段和非约束段。
约束段是由于土壤的重力作用在管线上产生的摩擦力作用形成的。此段的管道在热胀的时候受到土壤的摩擦力的压缩作用,当压缩力过大时,管道会产生轴向失稳现象:整体失稳和局部失稳。
① 整体失稳
埋地管线从横截面来看,如下图所示:

从图中可以看出,埋地管线有一定的埋深,不可能是无限深。所以,从图形上来看,埋
地管线的左右两侧的土壤无限长,下方的土壤无限深,只有上方为一定高度的土壤。那么,当管道受到土壤摩擦的作用时,一旦发生失稳,将会往上方拱出地面,形成如下图所示的情况:

从图中可以看出,管道一旦拱出地面,此处的车辆就无法通过,而且这时管道的应力水平会发生变化。因此,埋地管线的整体失稳也不允许发生。
那么,如何避免埋地管线的失稳呢?
在正常情况下,埋地管线并不会发生整体失稳。因为管道上方的土壤的重力作用完全限制了管道竖直方向的位移。
规范中关于埋地管线的整体失稳,是通过计算所需土壤垂直载荷来保证的。各国规范的计算方法基本相同:

而单位长度管道上的垂直分布载荷为土壤重量+管道重量-土壤中水的浮力。
规范中列出了推荐的土壤埋深的,我们在设计时,需要根据管径和温度参照规范设计管道埋深,因此,一般不会发生整体失稳。但是,当管道上方违规开沟,如下图所示:

此时管道的埋深降低,土壤的重力不足以限制管道的外拱。就会发生整体失稳。
还有另一种情况,当管道上方的土壤足以限制管道,但侧向土壤无法限制管道位移时,管道也会发生侧向的整体失稳。

这会发生在违规的侧向开沟的情况下。
因此,为了保证埋地管线不发生整体失稳,我们需要做到:足够的管道埋深,有规划性的顶部、侧向开沟。
② 局部失稳
在一些埋地管道中,埋深足够、没有顶部和侧向的开沟,但是在检修管道时,发现管道发生了局部的褶皱。如下图所示:

我们称之为埋地管道的局部失稳。
局部失稳由较大的轴向压缩力产生,其表现形式是局部褶皱,这种失效也被称为局部屈曲。
局部屈曲通常出现在薄壁的元件上。人们对于薄壁元件屈曲的研究从很早之前就开始进行了。通过大量的试验和总结,1976年Sherman提出了临界局部屈曲应力的计算公式:

从公式中可以看出,临界屈曲应力受到三个因素的影响:、、。
对于相同材料的管道来说,弹性模量是一定的,那么,临界屈曲应力的大小就与径厚比密切相关。从式中可以看出,同样直径的管道,壁厚越厚,抗屈曲的能力越强。反之,同样厚度的管道,直径越大,抗屈曲的能力越弱。这与我们印象中的,越厚的管子越不好弯是一致的。就类似与可乐罐,壁厚非常薄,用力一踩就会变瘪。但是取同样直径的实心圆柱,无论怎么踩,都不可能变瘪。厚度的增加使得临界屈曲应力大大增加。
在Sherman提出此公式之后,也有一些研究人员提出了临界屈曲应力的其他计算公式

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

由上表可以看出,前面四种的计算结果略微夸张,这是因为,这些公式都是有一定的使用范围的,但是,由于笔者无法找到这些范围,无法确定是否适用于我们假设的这些规格。所以这些公式无法使用。那么,就只剩下后面两种计算方法了。通过对CJJ/T81中公式的考察,发现此公式参照GB150种外压计算公式变形而来。而GB150是压力容器规范,容器中的外压失稳主要为设备环向的失稳,可以用来校核管道的外压环向失稳,不适用于管道的轴向失稳。所以笔者认为GB150对于轴向失稳意义不大,推荐使用EN规范计算管道的临界局部失稳应力。

3. 轴向失稳分析工具
通过上文,我们了解了管道失稳的形成和计算方法,以及解决失稳的一些办法。但是,在工程实践中,我们不可能通过手动验算来分析管道的失稳,不可避免的,我们需要使用计算机软件来进行分析。
目前市面上的管道应力分析软件主要有CAESAR II和START这两款软件,最常用的软件是CAESAR II,但是在CAESAR II中并没有涉及到失稳分析。根据敷设方法,把管线分为架空和埋地两种。对于架空管线,不考虑失稳。而关于埋地管线,CAESAR II中涉及到埋地的规范有B31.4和B31.8。这两个规范分别用来输送石油和天然气,而它们的操作温度都比较接近常温,约为40~60℃。温度产生的热胀较小,也不需要考虑失稳。需要考虑失稳的,是城市热力管网(介质温度较高,约为130℃)。而START软件支持城市直埋热力管道规范的,并且存在失稳分析模块,可以进行失稳分析。
三、结束语
管道的失稳也是管道失效的一种类型,需要避免管道失稳的产生。环向的外压失稳需要增加管道壁厚或加密外压加强圈调整;轴向整体失稳使用欧拉方程计算,可通过增加壁厚或增加支架调整;轴向局部失稳使用径厚比公式校核,可通过增加壁厚或减小轴向压缩力调整。

美国GIW公司推出最新浆体输送压降4分层方法

采用综合环路对广泛粒级分布的浆体(4分层)进行流阻测试

采用综合环路对广泛粒级分布的浆体(4分层)进行流阻测试

  • R Visintainer,J Furlan,G McCall IIGIW工业公司,美国工程与研发部
  • 塞格伦 瑞典吕勒阿工业大学
  • 马托谢克(VMatoušek)捷克技术大学,捷克布拉格

概要

先前由Wilson和Sellgren两位专家提出采用4分层浆体压降模型用来解决浆体管道摩擦损失。当前工作的目标是收集旨在涵盖以下多个流态的全面而准确的试验数据用来验证和校准这个计算方法。这是通过获得四个不同的分级的二氧化硅和花岗岩碎料颗粒产品代表了四分层模型组份。然后将它们组合并测试从各种颗粒分布到各种浓度的完整混合物。初步实验是在203毫米(8英寸)管线,在103mm(4英寸)管道中重复同样实验用于验证管道尺寸缩放比例后,做模型缩放验证。总共进行了40次测试粒径范围从小于40微米到12.5毫米,d50粒径从小于40微米至7.5毫米,输送的固体浓度为4%至38%(体积)。粒径分布范围从非常窄到非常宽,比率为d85 / d50范围从1.3到30。对试验的数据进行分析,最后建议引入两个新的修正系数,确保综合试验数据和修改后的计算模型完好一致。

1简介

管道中浆液的固-液浆流根据混合速度,粒径分布,载体液体特性和管道几何形状以及其他因素会呈现出不同的流变特性状态。人们根据各种原理已经开发出各种浆体分层压损计算模型(Shook等,2002,Wilson等,2006)。

解决浆体管道摩擦损失的4分层模型方法由Wilson和Sellgren发明,最新公式由Sellgren等人提供(2014)。它由标准牛顿管流载体流体模型和具有三个已建立的沉降浆液模型:伪均质的“等效液体”浆体;“ V50”用于非均相流浆体,粗颗粒“ 完全分层”浆体的加权平均值组成。虽然每种模型都显示出实用性,但工业浆料通常包括跨越一个以上区域的粒度分布,因此需要一种综合方法。 4分层的半经验加权平均法优势明显,该模型提供了值得进一步发展完善的可能。特别是这种方法相对十分容易地在各种范围“沉降”浆液中施用,针对非常粗,细或窄粒度分布的极限浆体定义,自动调整对应单个层经过验证的计算模型,即可获得稳定计算结果。

为了顺利达到本试验的目的,根据下面由四个分层颗粒构建成的沉降浆体,将浆料中的颗粒按尺寸分配为四个体积颗粒成份或“组分”型号

测试期间使用的四种固体颗粒产品

如下所述:

 “载体流体CarrierFluid”颗粒成份Xf

Xf分数包括所有<40µm的粒子。 这些固体颗粒被假定为与载体液体“结合”,影响所得混合物平均密度和动力粘度。 针对4层浆体模型,术语“液体”仅指纯液体(不含固体),而术语“载体液体”是指液体与Xf颗粒成份混合出的拟流体混合物。该混合物的压损根据Darcy-Weisbach摩擦系数方法计算。 载流体密度取为液体和固体的平均混合密度,其表观粘度可根据以下几种现存方法之一确定。

“伪均质流Pseudo-homogeneous”颗粒成份Xp

Xp成份包括所有> 40µm的粒子,最大不超过0.2nr(mm),其中nr是载流体相对于标准水(20°C)的相对运动粘度。 这些假设固体粒子在流动中被湍流完全支撑,并表现出用于均匀流动的广义“等效液体”模型。 在应用该计算模型时,采用Xf成份确定的载流流体特性参数。 应用经验常数A’来模拟这个颗粒尺寸范围内观察到的流体动力升力存在的效果(Sellgren et al。2014)。

“非均质Heterogeneous”颗粒成份Xh

Xh颗粒成份包含大于Xp直径上限且小于Xs直径下限的所有颗粒。这些固体颗粒载流动中是由湍流和通过颗粒传递到管壁接触力的组合支撑起来的。这些颗粒造成的过量摩擦损失

Δih是根据威尔逊“ V50”模型来计算完成的(Sellgren等,2014)。 在应用该损失模型时,载液密度取为上述所有颗粒成份的总混合密度和颗粒直径取为Xh颗粒成份本身(dh)当作d50颗粒直径。 在当前版本中,将经验参数Cʹʹ乘以Δih修正模型,以考虑前面提到的部分颗粒间相互支撑和靠近管壁获取的举升作用影响。 它表示为先前的颗粒成份浓度和平均浆料速度函数关系。

“分层Stratified”颗粒成份Xs

Xs颗粒成份包含所有大于0.015D的固体颗粒,其中D是管道内径。 假定这些固体悬浮支撑主要通过颗粒传输到管壁来实现。这些大颗粒额外的摩擦损失Dis的计算是根据Wilson提出的完全分层流动方法进行的(Wilson和Addie,1995年)。 在应用该损失模型时,载液密度取为前述所有颗粒成份的总混合物密度。 一个经验参数B乘以Dis以弥补固体颗粒间相互支撑作用,以及由前面的所有颗粒成份阻碍的原因,降低了大颗粒对管壁的机械摩擦作用。 在当前版本中,它表示为一个包含前面的所有颗粒成份浓度和平均浆液速度影响的函数。

 

 

浆体四分层模型摘要

以下是对当前使用的浆体4分层模型方程的总结。 最详细的是,如Sellgren(2014)等人先前所述。还有一些关于液体性质的其他概括和介绍Bʹʹ和Cʹʹ的经验参数相关。

Xf,Xp,Xh和Xs的体积份数根据说明确定以上。 请注意,它们是相对于固体颗粒的总体积定义的(不是混合物),这样:

Xf+ Xp+ Xh+ Xs= 1

四种成份的份数及其粒度直径的图示

具体各种分层压降梯度计算方法和模型,请详细阅读计算原理文件.pdf

蠕变对高温管道的影响

化工和发电行业有些管道系统的温度高于370℃。针对高温管道的设计,用户往往从材料、管道柔性、支撑间距方面进行详细的考虑。此时影响热管道设计主要有两个方面:一是管道柔性,二是高温蠕变。目前柔性设计方面,通过软件依据规范的计算,均可得到解决。而蠕变带给管道的影响,如管口和支架冷态推力大小(国内电力称为松冷工况,汽轮机往往要求设计方提供这个载荷),管道应力和剩余强度(运行一段时间的系统改造,管道剩余强度和寿命评估)对常规的管道应力分析软件是没有办法来解决的。针对蠕变的影响,相应的规范在材料许用应力方面有所考虑,而在应力评定和约束载荷方面并没有统一的解决方法。高温蠕变可以引发管道更大的变形垮塌失效或爆裂,它和疲劳在一起相互作用会加速管道失效。本文我们将主要讨论蠕变对管道应力和支架、管口推力的影响。

什么是蠕变?

蠕变(Creep),也称潜变,是在应力影响下固体材料缓慢永久性的移动或者变形的趋势。它的发生是低于材料屈服强度的应力长时间作用的结果。当材料长时间处于加热当中或者在熔点附近时,蠕变会更加剧烈。蠕变常常随着温度升高而加剧。

这种变形的速率与材料性质、加载时间、加载温度和加载结构应力有关。随着加载应力变大和持续时间变长,这种变形可能变得很大,以至于一些部件可能不再发挥它的作用,例如,涡轮叶片的蠕变将会使叶片接触到外套,导致叶片的失效。蠕变常常是工程上和冶金上评价在高应力或高温下工作的部件所需要关注的重点。蠕变可能是组成失效模型的变形机制,也可能不是。不像脆性断裂,蠕变变形并不会在应力作用下突然断裂。而是,应变会在长时间应力作用下积累。蠕变变形是一种“时间依赖”的变形。

蠕变变形发生的温度范围因材料不同而不同。例如,钨需要几千度才能发生蠕变变形,然而冰将在冰点下蠕变。通常,在金属熔点的大约30%和陶瓷熔点的40%-50%时蠕变效果开始逐渐明显。事实上,任何材料在接近其熔点的时候都会蠕变。

不仅仅在需要保持高温的系统中,例如核电站、喷气发动机和热交换机,也在许多日常物质的设计中,蠕变变形都是很重要的。例如,一个蠕变变形应用的例子是钨灯丝的设计。支柱之间灯丝圈的下垂随时间不断增长,原因是灯丝自身重量而引发的蠕变变形。如果过多的变形发生,邻近圈的灯丝相互接触,将引发短路和局部过热,从而很快导致灯丝失效。因此灯丝形状和支柱被设计用来限制由灯丝重量引发的应力,而且一种掺杂了氧在晶界中的特殊的钨被用来减缓蠕变的速率。

在蒸汽涡轮发电站中,管道在高温(566°C/1050°F)和高压(24.1MPa/3500psi或更高)下运输蒸汽引发蠕变变形。因此,理解材料的蠕变变形行为是很重要的。

蠕变的影响

高温蠕变导致二次应力随着时间的增加逐渐降低;一次应力随时间逐渐增加。蠕变和自冷紧会导致管道在固定点、设备口和支架处产生一个新的载荷。国内电力行业以往的软件含有一个工况即松冷工况(松指二次应力降低,冷指自冷紧)

如果检查热态OPE(W+T+P)状态应力,我们可以看到他逐渐变小。

而检查冷态管道出现自冷紧效果。在特高温管道系统上,这个自冷紧率高于100%,材料的冷热弹性模量比率差距巨大(100%*Ec/Eh)。基于这个影响,设备管口和支架都会呈现出一个松冷工况的特殊力,这个力往往很大,对设备管口,尤其是汽轮机影响很大。

蠕变的考虑

俄罗斯CKTI公司(圣彼得堡)在高温蠕变管道方面针对不同高温材料进行了大量的试验,获得的结果验证了热态应力减小而冷态出现自冷紧现象,并得出一个相对简化的方法,并体现在俄罗斯高温管道规范上,通过在管道应力分析中考虑自冷紧系数和蠕变系数来模拟蠕变的影响。

下面的图是针对P91材料,从系数大小上可以看到温度变化对蠕变和自冷紧的影响:

Temperature

°C

Cold spring factor Creep factor
450 0.543 1.0
500 0.671 0.86
550 0.813 0.676
600 0.971 0.45
608 1.0 0.432
650 1.0 0.19

 

在工况处理上,热态将变化温差乘以蠕变系数,影响热态应力,让其变小;冷态变化温差乘以自冷紧系数,让自冷紧载荷变大。

我们针对下面的系统

外径500X50mm P91材料

温度:500℃

压力:16Mpa

从上面结果可以看到,高温蠕变和自冷紧导致热态应力降低,冷态应力上升。

如果我们通过下图观察节点10处固定架的Y向推力,OPE工况热胀管道负Y向推力为8.16吨,而Post-Rest(松冷工况)管道出现自冷紧,正Y向拉力为6.47吨。

蠕变和自冷紧对支架和设备管口推力的影响如下:

 

热态工况

冷态工况

绿色线表示原始安装线

FE 107,WRC107,WRC297管口局部应力检查

管口局部载荷校核常用方法为WRC107和WRC297,而这两个规范对结构的限制条件非常多,如下是WRC对结构适用范围的限制:

WRC107-球壳附件的限制
WRC107-柱壳附件的限制

除了上诉限制外,WRC107/297还不适用于如下范围:
 锥体或者大小头上面的附件或接管
 非居中,斜接,带内伸的管口
 封头边缘的管口
 平盖上面的管口
 刚性件附件的管口(管板,法兰和加强圈)
当局部应力计算结构超出如上的限制范围以后,该如何计算局部应力呢?FE 107!FE 107基于ASME规范对局部进行有限元分析,同时FE 107自动比较WRC 107,WRC 297与FEA的分析结果,这样用户就能知道WRC 107和WRC 297精确程度

WRC297-柱壳附件的限制

除了上诉限制外,WRC107/297还不适用于如下范围:
 锥体或者大小头上面的附件或接管
 非居中,斜接,带内伸的管口
 封头边缘的管口
 平盖上面的管口
 刚性件附件的管口(管板,法兰和加强圈)
当局部应力计算结构超出如上的限制范围以后,该如何计算局部应力呢?FE 107!FE 107基于ASME规范对局部进行有限元分析,同时FE 107自动比较WRC 107,WRC 297与FEA的分析结果,这样用户就能知道WRC 107和WRC 297精确程度

FE 107 VS WRC 107/297案例

从上面的案例可以看出,WRC 107和WRC 297计算的结果非常的保守,通常情况下WRC 297的计算出来的结果超出2倍的保守余量。
WRC 107和WRC 297计算结果是保守还是冒进,主要取决于几何结构的限制,这也是为什么一定要校核限制条件。

WRC 329 第4.9节:额外增加的接管补强圈实际上导致了局部应力的增加,因为补强圈导致了刚度增加,而刚度增加导致载荷增大的量大于补强圈降低应力的量。
FE 107通过计算正确的刚度,应力和许用载荷来解决如上提到的问题。
FE 107自动计算许用载荷和刚度,如果用户输入了载荷,FE 107会按照ASME规范计算局部应力强度。

仅仅需要输入四个参数就可以获得许用载荷,应力增大系数和柔性系数——接管和容器的直径,接管和容器的壁厚。

FE 107输入案例

FE 107是容器工程师为容器工程师设计的,通过FE 107任何人都可以在接管-容器连接处画正方形网格,但是要理解元件类型,贯穿线的模型,边界条件的椭圆化,管道量载荷的应用和规范应力的计算是完全不同的事情,而FEA能短短几分钟内完成这样的内容。
FE 107适用的结构范围:
 柱壳-柱壳交叉点
 切向接管或分支
 横向接管或分支
 椭圆封头上的接管
 球形封头上的接管
 蝶形封头上的接管
 锥体上的接管
 平盖上的接管
 带补强板的接管
 锻件管
 普通接管

如果应力是10%的许用值,那么超10倍也问题,如果应力是100%的许用应力,那么一点都不允许超的。FE 107帮助用户分析容器支管处的临界载荷。
载荷定义是接管局部强度分析中最容易出错的地方之一,千万别把载荷方向输入错了。FE 107载荷输入清楚,不易混淆。
FE 107的计算结果简单,易懂:

在模型中,根据不同的位置成列应力,计算应力占许用应力的比例也用颜色标注了,方便阅读,可以单击获得3D的分析结果。如下是3D图形输出计算结果:

FE 107优化了WRC 107/297的计算结果,适用范围也扩大了很多,是管口局部强度分析不可或缺的工具。

FE 107 实例验证
会有FEA软件根据真实压力容器问题验证分析结果吗? FE 107和PRG的软件一直坚持根据实际问题来测验软件的计算结果。
验证包含两部分:数值验证和实物案例验证。所有的FEA程序都会经过数值验证,几乎没有软件会验证压力容器和压力管道设计过程中的真实问题。
真实压力容器设计验证:
如下图所示,将外部荷载施加到位于椭圆形头中心的管口上,应变片贴在补强板和接管颈部上面来验证有限元分析的结果。

卧式容器通过吊起螺栓连接的平盖,起吊载荷20000lbf,压力容器和接管的详细信息如下:

FE 107 输入

FE 107使得压力容器/管道的管口分析变得非常的简单,不同于通用的FEA软件需要用户从草图到创建模型,FE 107仅仅需要压力容器工程师所知晓的数据,就可以创建分析模型。
如上的案例,可以通过11个数据的输入来定义几何结构,如下图所示。FE 107在图中
显示每个参数的含义,这使得输入数据更容易理解。

下一步,定义方向和载荷。FE 107 可以定义任意的封头和接管方向。
FE 107的其他功能:
 载荷可以用WRC的表示方式,也可以是用户自己习惯的方式
 载荷可以定义在中心线,接管-壳体连接处,或者接管端部
 载荷区分重量载荷,操作载荷和偶然载荷
 定义疲劳循环的次数,软件会自动校核外载荷和压力作用下的疲劳

执行分析
在FE 107的工具栏中点击“Run”就可以执行分析。FE 107自动生成模型,施加载荷和根据用户输入数据定义边界条件,FE 107不要求分析人员是FEA专家。

在分析过程中,FE 107会提示用户一些非常重要的信息和假设条件,在上面这个椭圆封头上的接管例子中,其实WRC107/297都不是理想的分析方法。

分析结果-WRC 107算不过
如下的表格比较了实测应力,FE 107 FEA的结果, WRC107和WRC297的计算结果。如下所示,在所有位置FE 107的应力结果是精确的。WRC 107显示的补强板上面的应力过高了,而且并没有预测到接管颈部上面的高应力,这也表明了为什么WRC并不是压力容器/管道设计过程中的一个精确的分析方法。

FE 107输出报告
FE 107分析结果以非常简单的方式成列,并包含ASME的许用值。
FE 107输出报告的一些功能:
 有限元分析的结果以三种格式输出:表格;可打印的报告和3D图形输出
 自动的ASME应力分类
 自动的ASME规范评定
 与WRC107和WRC297分析结果进行比较

3D图形输出结果:

文档格式的文件方便提交个客户和检验员审查,报告包含:示意图,尺寸,应力结果表,图形分析结果。

FE 107提供许用载荷和管口柔性。柔性可以用于管道应力分析,以便管道应力分析获得更加准确的结果。

自动比较FE 107,WRC 107和WRC 297的分析结果:

This site is protected by wp-copyrightpro.com