不銹鋼復(fù)合管文獻(xiàn)綜述復(fù)習(xí)課程.doc

1、精品文檔不銹鋼復(fù)合鋼管文獻(xiàn)綜述1 不銹鋼復(fù)合鋼管不銹鋼復(fù)合鋼是一種以碳鋼或低鉻鉬合金鋼 （珠光體鋼） 為基體、以高合金不銹鋼為復(fù)層材料， 通過堆焊、爆炸復(fù)合和熱軋復(fù)合等工藝手段將兩種金屬結(jié)合在一起的高效節(jié)能材料。 基層材料承擔(dān)著管道的承壓作用， 質(zhì)量占鋼管總質(zhì)量的大部分；復(fù)層材料是能滿足工藝管道耐腐蝕性要求的高合金不銹鋼材料， 厚度通常為 3mm。不銹鋼復(fù)合鋼管主要為在碳鋼或低鉻鉬合金鋼無縫鋼管內(nèi)壁堆焊高合金不銹鋼材質(zhì)和不銹鋼復(fù)合鋼板通過卷制焊接而成的直縫鋼管， 既具有基層材料鋼管的強(qiáng)度和剛度， 又具有復(fù)層材料良好的耐腐蝕性能， 非常適合石油化工裝置耐高溫、抗腐蝕的要求， 如常減壓裝置的常壓側(cè)

2、線柴油管道、 常壓轉(zhuǎn)油線及減壓轉(zhuǎn)油線等場合， 在催化裂化和延遲焦化等裝置也有廣泛的應(yīng)用。 不銹鋼復(fù)合鋼作為一種新型的材料被廣泛應(yīng)用于石油、 化工等行業(yè)用于取代全不銹鋼。 由于兩種鋼材的不同物理性能和金屬合金成分的不同， 使得焊接及熱處理等工程施工中的關(guān)鍵環(huán)節(jié)與單一鋼種相比變得復(fù)雜化， 特別是由不銹鋼復(fù)合鋼制成的復(fù)合鋼管的現(xiàn)場焊接施工由于其結(jié)構(gòu)的特殊性使得現(xiàn)場施工增加了很多限制條件。11.1供水系統(tǒng)中使用受腐蝕的管道已成為城市供水水質(zhì)最大的 污染源，受過二次污染的自來水不能直接飲用， 水管巾的污染物會對人體健康造成慢性傷害。 國家建設(shè)部等四部委于 1999 年發(fā)文規(guī)定自 2000 年 6 月起禁

3、止冷鍍鋅鋼管用于室內(nèi)給水管道， 并逐步限時(shí)禁止使用熱鍍鋅鋼管。 因此，如何在現(xiàn)有傳統(tǒng)的城市供水系統(tǒng)基礎(chǔ)上， 加強(qiáng)對給水管道的科學(xué)管理， 加強(qiáng)自來水二次污染的預(yù)防與治理， 開發(fā)和應(yīng)用合適的新型管材，給城市居民提供更安全、 更健康的飲用水成為擺在供水企業(yè)面前的新課題，也成為當(dāng)前城市供水企業(yè)必須思考和解決的現(xiàn)實(shí)問題。 它對提高居民健康水平，進(jìn)一步提升城市供水水質(zhì)， 保證供水企業(yè)的可持續(xù)發(fā)展。 都具有重大的現(xiàn)實(shí)意義。為適應(yīng)市場需求，市場上先后涌現(xiàn)出鋼塑復(fù)合管、鋁塑復(fù)合管、 PPR 管、 PE 管等各種各樣的新型輸水管材，內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管正是在這種背景下應(yīng)運(yùn)而生的。 21.2石油化工工程中的使用在我國

4、中東部地區(qū)， 城市居民天然氣供應(yīng)存在巨大峰谷差，需求高峰月日用氣量是低谷月Et 用氣的數(shù)十倍之多，為保證天然氣穩(wěn)定供應(yīng)，建造鹽穴地下儲氣庫調(diào)峰是有效的手段之一。但從鹽穴儲氣庫采出的天然氣溫度較高，且含有較高二氧化碳和二氧化硫、高含量的Cl 一等，使采氣管線使用環(huán)境非常苛刻，采氣管道腐蝕較為嚴(yán)重， 很容易在短時(shí)間內(nèi)造成腐蝕失效，輕者造成停產(chǎn)， 重者精品文檔。8精品文檔引起爆炸，威脅人身安全 。 3-4 不銹鋼復(fù)合鋼管因其既具有碳鋼或合金鋼的力學(xué)性能，又具有不銹鋼的耐蝕性等優(yōu)點(diǎn)，得到了廣泛運(yùn)用 5 。1.3鋪設(shè)海管不銹鋼復(fù)合管道已在我國陸地油氣田中得到成功應(yīng)用， 但對國內(nèi)海洋工程是一個(gè)全新的概念。

5、復(fù)合管通常在海洋產(chǎn)業(yè)和深海應(yīng)用中使用。 6 國內(nèi)海管一般采用碳鋼海管， 尚未引入不銹鋼復(fù)合管。 不銹鋼復(fù)合管由于其結(jié)構(gòu)特殊性， 對焊接保護(hù)及鋪設(shè)方式要求較高。 如何使用鋪管船完成不銹鋼復(fù)合海管鋪設(shè)工作， 成為項(xiàng)目執(zhí)行的一個(gè)重點(diǎn)。 在項(xiàng)目準(zhǔn)備及施工過程中， 采用了一系列先進(jìn)工藝， 不斷優(yōu)化作業(yè)流程， 最終形成一套較成熟的不銹鋼復(fù)合海管鋪設(shè)工藝， 完成了國內(nèi)首條不銹鋼復(fù)合海管鋪設(shè)工作。 不銹鋼復(fù)合管焊接的關(guān)鍵問題是焊縫的抗腐蝕問題，而焊縫是否抗腐蝕取決于封底焊縫的焊接質(zhì)量。 由于不銹鋼導(dǎo)熱系數(shù)小， 焊接時(shí)高溫停留時(shí)間不宜太長， 且與空氣接觸易氧化， 所以焊接復(fù)合層時(shí)應(yīng)選擇熱輸入量小的焊接方法。同時(shí)

6、，由于復(fù)合管的焊接順序?yàn)橄群笍?fù)合層， 后焊基層，所以，復(fù)合層的焊接質(zhì)量是整個(gè)焊接過程中最為重要的， 應(yīng)考慮采用焊接質(zhì)量高的焊接方法。 72 不銹鋼復(fù)合鋼管焊接工藝分析由于不銹鋼復(fù)合鋼管的兩種材質(zhì)具有不同化學(xué)成分和物理性能， 在焊接過程中， 很容易造成碳及合金元素的擴(kuò)散， 引起焊接接頭性能惡化， 影響焊接質(zhì)量。不銹鋼復(fù)合鋼組成形式主要有： 低碳鋼 +奧氏 體不銹鋼、低碳鋼 +馬氏體（或鐵素體）不銹鋼、低鉻鉬合金鋼 +奧氏體不銹鋼及低鉻鉬合金鋼 +馬氏體（或鐵素體）不銹鋼。不銹鋼復(fù)合鋼是由兩種不同的鋼材通過技術(shù)手段結(jié)合在一起， 這兩種材質(zhì)的物理特性往往存在很大的差別，如常減壓蒸餾裝置中的 Q245

7、R+316L、 Q345R+316L 復(fù)合鋼，基層為低碳鋼材質(zhì) Q245R，復(fù)層為奧氏體不銹鋼 316L，這兩種材質(zhì)的 物理性能相差很大，表現(xiàn)為： （1）奧氏體不銹鋼 316L 線脹系數(shù)大，且隨溫度升高而增加，比低碳鋼 Q245R高大約 40%；（2）奧氏體不銹鋼 316L 熱導(dǎo)率低，約為低碳鋼 Q245R 的 1/3 。在焊接不銹鋼復(fù)合鋼過渡層時(shí)， 由于熱膨脹和冷收縮速度的差異， 導(dǎo)致過渡層出現(xiàn)熱裂紋或結(jié)晶裂紋， 再加上焊接過程中基層材質(zhì)對焊縫金屬的成分稀釋， 非常容易導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生。 這種特性對于基層為鉻鉬合金鋼， 復(fù)層為奧氏體不銹鋼的不銹鋼復(fù)合鋼表現(xiàn)得尤為明顯。 因此，要想很好地完成不銹

8、鋼復(fù)合鋼過渡層的焊接， 對于焊接材料的選取 （根據(jù)舍弗勒相圖）、焊工的資質(zhì)、焊接坡口型式、及焊接工藝參數(shù)都有特定的要求。為了避免不銹鋼層與基體界面處出現(xiàn)的合金元素的稀釋、碳元素的遷移等， 過渡層的焊接是保證復(fù)合管焊接質(zhì)量的關(guān)鍵由于內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管生產(chǎn)工藝和技術(shù)的限制，目前，國產(chǎn)的復(fù)合管的基層和復(fù)合層還不能完全熔焊在一起， 因此在實(shí)際焊接中具有一定難度 。9精品文檔精品文檔2.1焊接方法及焊材的選用內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管的復(fù)合層和基層之間沒有熔焊在一起，所以在組對焊接前必須進(jìn)行封焊，根據(jù)不銹鋼的焊接特點(diǎn)， 在焊接過程中當(dāng)熱輸入較大，冷卻較慢時(shí)，易產(chǎn)生熱裂紋、 變形等缺陷。而 GTAW焊的熱輸入較小

9、， 且氬氣流除可以保護(hù)高溫金屬外， 還具有一定的冷卻作用，能提高焊縫抗裂能力，同時(shí)鎢極電弧穩(wěn)定，即在很小的焊接電流下仍可穩(wěn)定燃燒， 特別適用于薄壁管的焊接。因此，封焊層采用 GTAW焊接。鎢極直徑根據(jù)管壁厚選擇，管壁越厚所需焊接電流越大，即鎢極直徑越大。 因襯管壁厚為 1.52mm（襯管厚度）， 因此，采用準(zhǔn) 2.5 mm 的 WCe-20鎢極，噴嘴直徑為 10 mm。2.2打底焊層的焊接方法及焊材選用用鎢極氳弧焊焊接內(nèi)襯管間的連接端口，焊材選用不銹鋼焊絲且焊接電流為6090A。焊接過程中存在的主要問題是引弧易穿絲，平焊位置易出覡焊瘤，仰焊位置易出現(xiàn)內(nèi)凹， 這些問題均可通過調(diào)節(jié)手動送絲的快慢、

10、 焊接速度、 焊槍角度等于以解決。 內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管打底層的焊接方法與封接層的相同， 即采用GTAW焊。THT -309LSi （H03Cr24Ni13Si1）焊絲熔敷金屬的化學(xué)成分與 304 不銹鋼的最為接近， 符合不銹鋼焊接選用焊材的基本原則，因此采用準(zhǔn) 2.5 mm 的 THT -309LSi （H03Cr24Ni13Si1）焊絲。 102.3過渡層的焊接方法及焊材選用過渡層是確保在使用過程中能夠有效阻止基層中的碳向復(fù)層不銹鋼進(jìn)行滲透稀釋，甚至形成硬脆馬氏體組織，導(dǎo)致焊縫從復(fù)層（耐蝕層）開始失效至關(guān)重要的一層焊縫， 過渡層焊接在復(fù)層焊縫表面及無損檢測合格后進(jìn)行， 宜采用焊條電弧焊焊接工

11、藝， 焊接時(shí)選用小直徑焊條、 采用較小的焊接線能量， 焊接時(shí)盡量做到不擺動、 多道焊接，以減少焊接過程中的成分稀釋。 不銹鋼復(fù)合鋼管的焊接坡口原則上采用機(jī)械加工， 在施工現(xiàn)場時(shí)也可采用等離子弧切割和火焰切割等方法來加工坡口，但是需要留有足夠的加工余量以備清除坡口加工面的氧化層和過熱層。從焊接工藝的角度， 不銹鋼復(fù)合鋼管可以采用焊條電弧焊進(jìn)行焊接， 也可以采用埋弧焊結(jié)合焊條電弧焊的焊接工藝。 內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管過渡層的熔融金屬成分復(fù)雜， 為了使金屬成分的梯度不至于過大，因此，采用熱輸入稍大的SMAW焊。過渡層焊接的焊條宜選擇工藝性能較好的酸性焊條E4303，標(biāo)準(zhǔn) 2.5 mm。2.4填充層和蓋面

12、層的焊接方法及焊材選用不銹鋼復(fù)合鋼管采用 V 形坡口單面焊接工藝時(shí)， 基層部分的焊接也應(yīng)選取高鉻鎳奧氏體焊材，否則會在基層與過渡層及坡口部分焊縫熔合區(qū)形成馬氏體組織，甚至出現(xiàn)微裂紋。 為減小焊縫金屬熔合比， 基層焊接應(yīng)采用較小的焊接線能量分道焊接，盡可能地減少電弧在坡口處的停留時(shí)間。內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管基層為精品文檔精品文檔Q235B，因此采用 SMAW的方法，焊條選擇準(zhǔn) 3.2 mm 的 THA302 最為合適，既可以保證焊縫金屬的強(qiáng)度，還可以保證其塑韌性。3 內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管的焊接施工方法3.1焊前準(zhǔn)備內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合管在焊接時(shí)首先進(jìn)行下料， 必須采用車床，鋸床等冷加工機(jī)械進(jìn)行下料，嚴(yán)禁使用

13、火焰或等離子等切割工藝， 接著對內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合管的焊接面進(jìn)行焊縫坡口處理， 焊縫坡口的加工一般須采用專用坡口機(jī)， 車床等冷加工機(jī)械，嚴(yán)禁采用火焰切割等熱加工方法加工， 然后對內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合管的坡口進(jìn)行整形，以內(nèi)徑尺寸為準(zhǔn)， 采用內(nèi)芯整圓的方法， 使焊接坡口處復(fù)層的橢圓度偏差符合要求。 113.1.1 焊工資質(zhì)和焊接工藝評定焊接不銹鋼復(fù)合鋼的焊工需要具備焊接基層和復(fù)層母材的焊工資質(zhì)， 焊接過渡層的焊工同時(shí)還應(yīng)具有耐蝕堆焊資質(zhì)。施焊之前必須有合格的焊接工藝評定。焊接工藝評定編制前， 必須明確所要選取的焊材、 焊接順序、是否要求焊前預(yù)熱及焊后熱處理。 對所采取的復(fù)層焊接過渡層焊接基層焊接的焊接順序，

14、 原則上可以理解為復(fù)層母材的焊接工藝評定與相對應(yīng)的耐蝕堆焊焊接工藝評定的組合焊接工藝評定，但需要注意耐蝕堆焊焊接工藝評定的覆蓋范圍是否滿足要求。3.1.2預(yù)熱不銹鋼復(fù)合鋼管道在基層或復(fù)層焊前需要預(yù)熱時(shí)， 預(yù)熱溫度參照相關(guān)規(guī)范中各種材質(zhì)的預(yù)熱溫度， 過渡層的預(yù)熱根據(jù)基層或復(fù)層材質(zhì)來確定， 當(dāng)基層和復(fù)層都需要預(yù)熱時(shí)，按預(yù)熱溫度高的一側(cè)執(zhí)行。由于焊接工程中雜質(zhì)受熱會分解成 H2O 和 CO2，在熔池內(nèi)產(chǎn)生大量的氣體，嚴(yán)重時(shí)發(fā)生爆裂破壞熔池。因此，焊接前應(yīng)用棉紗將接觸層的油、 漆、垢及氧化層等清理干凈， 油污或贓物沾染嚴(yán)重的應(yīng)用細(xì)砂紙打磨，酒精脫脂，丙酮清洗，直至露出金屬光澤。焊接前還需對內(nèi)襯不銹鋼復(fù)

15、合鋼管的基層和復(fù)合層進(jìn)行預(yù)熱。均勻的預(yù)熱一方面可減小焊接應(yīng)力，另一方面可降低焊接應(yīng)變速度， 有利于避免產(chǎn)生焊接裂紋。 預(yù)熱宜采用電加熱方法，以對口中心線為基準(zhǔn)， 兩側(cè)各不小于管壁總厚度的 3 倍，且不小于 50 mm，并防止過熱。3.2焊接過程內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管的焊接順序?yàn)橄群笍?fù)合層，后焊基層，即封焊層打底焊層過渡層填充層蓋面層。其中的技術(shù)措施主要包括以下幾點(diǎn)：（ 1） 管子對焊組對時(shí)，其內(nèi)壁應(yīng)齊平，內(nèi)壁錯(cuò)邊量不宜超過管壁厚度的10%，精品文檔精品文檔且應(yīng) 2 mm。（ 2） 焊接時(shí)，應(yīng)盡量采用多層焊，各焊層焊道的接頭應(yīng)盡量錯(cuò)開。焊道不宜太寬太厚，以免增加坡口加工量，焊道成形均勻、美觀。（ 3

16、） 點(diǎn)固焊時(shí)管內(nèi)必須充氬，以保證點(diǎn)固焊焊縫質(zhì)量。打底焊時(shí)，仰焊位置采用內(nèi)填絲，立焊、平焊位置采用外填絲法進(jìn)行焊接。（ 4） 應(yīng)在坡口內(nèi)引弧，禁止在非焊接部位引弧，接弧處應(yīng)保證焊透與熔合，熄弧時(shí)應(yīng)填滿弧坑，焊接即將結(jié)束時(shí)，應(yīng)減小氬氣流量，防止氣壓過大使焊縫產(chǎn)生凹陷。（ 5） 焊絲不能與鎢極接觸或直接深入電弧的弧柱區(qū)，防止破壞電弧的穩(wěn)定和產(chǎn)生夾鎢缺陷，焊絲端部不得退出保護(hù)區(qū)，防止焊絲氧化。（ 6） 道間溫度應(yīng)控制在 150 以下，施工中采用焊縫兩側(cè)水冷的冷卻方法，即將濕毛巾裹在距焊縫 80 mm以外的兩側(cè)鋼管上，使焊縫盡快降低到 150 以下。3.3焊后清潔和焊后處理嚴(yán)格遵照焊接工藝規(guī)定的工藝參數(shù)

17、 （尤其是焊接速度控制） 等進(jìn)行焊接， 并應(yīng)對焊接線能量進(jìn)行測量并控制 （根據(jù)公式按實(shí)際測量參數(shù)進(jìn)行計(jì)算） 。焊接過程要逐層檢驗(yàn)， 清理干凈焊渣及飛濺， 發(fā)現(xiàn)缺陷立即清除或返修。 焊接完成后清理表面表明焊渣和飛濺。 清理完畢，應(yīng)在基材焊縫附近的明顯部位打上焊工印記，以便檢查 。12精品文檔精品文檔參考文獻(xiàn)： 1 張曉亮，馮杰，田波清等，等石油化工工程不銹鋼復(fù)合鋼管的焊接 J電焊機(jī)， 2013（3）：33-35 2 李華不銹鋼復(fù)合鋼管的應(yīng)用價(jià)值探討和市場前景分析 J中國新技術(shù)新產(chǎn)品， 2010（ 16）： 134-135 3 王永芳， 王戈， 張燕飛， 等 銅鈦雙金屬復(fù)合管的氬弧焊接工藝研究 J

18、 熱加工工藝， 2011 ，40（21）： 147 150 4 梁根生， 顏超， 楊剛， 等 雅克拉凝析氣田單井集輸管道抗腐蝕材質(zhì)優(yōu)選 J 腐蝕與防護(hù)， 2011 ，32（ 9）： 753 755 5 許愛華， 院振剛， 楊光， 等 雙金屬復(fù)合管的施工焊接技術(shù) J天然氣與石油， 2010 ， 28 （6）： 22 28 6 E.E. Theotokoglou Behavior of thick composite tubes considering ofdelaminationJTheoretical and Applied Fracture Mechanics，2010（ 4）：276-28

19、5 7 董樹陽，趙剛，范景濤，等不銹鋼復(fù)合海管鋪設(shè)探討J中國造船，2013，54（1）： 96-100 8 朱麗霞， 何小東， 仝珂， 等 L360QB/316L 復(fù)合管電弧焊環(huán)焊縫接頭組織性能研究 J 熱加工工藝， 2013 ， 42 （ 5）： 188 191 9 劉金光，徐燕內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合管焊接工藝的改進(jìn)J港口裝卸， 2013（ 2）：48-49 10 周新新內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合鋼管焊接工藝 J焊接技術(shù)， 2012（9）：57-59 11 劉春艷，張愛芳，肖少平內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合管焊接 J化學(xué)工程與裝備， 2011（7）： 123-125 12 宋建義內(nèi)襯不銹鋼復(fù)合管焊接工藝的改進(jìn) J民營科技，

20、2012（4）：40-41 精品文檔精品文檔文獻(xiàn)翻譯：Behavior of thick composite tubes considering of delaminationAbstract ： The present paper deals with plane finite element analysis of thick composite tubes. Thick composite tubes are commonly used in marine industry and in deep-water offshore applications. Two kinds of int

21、er laminar delamination type defect in a thick walled cylinder subjected to external pressure were confronted; an annular or ring like delamination and a strip delamination. Two finite element models were developed to predict the strain energy release rate at the delamination fronts. In these models

22、 the effects of the processing history of the composite material in the form of a uniform thermal load were also included to simulate the state of the residual stress in the composite. The considered defects are studied by means of the effect of buckling, investigating the annular and the strip dela

23、mination buckling, and the subsequent loss of load carrying capacity of the delaminated region. _ 2006 Elsevier Ltd. All rights reserved.摘要：本文詳細(xì)討論了復(fù)合管的平面有限元分析。 復(fù)合管通常在海洋產(chǎn)業(yè)和深海應(yīng)用中使用。厚壁汽缸的兩種層間分層類型缺陷在承受外壓時(shí)面對： 一個(gè)環(huán)形或者類環(huán)形分層和帶狀分層。 研制出兩個(gè)有限元模型來預(yù)測分層面的應(yīng)變能釋放率。 這些模型還包括了均勻熱應(yīng)力所形成的復(fù)合材料的加工歷史以模擬復(fù)合材料中的殘余應(yīng)力狀態(tài)。研究了缺陷對屈曲的影響

24、、 調(diào)查環(huán)形和帶脫層屈曲和隨后剝落地區(qū)負(fù)荷能力的損失。Introduction：Thick-walled cylindrical shells with different layer properties loadedby internal or external pressure, are widely used in several branches of engineering. In deep sea, submersiblescarbon fiber composites tubes are replaced metallic pressure hull. In other app

25、lications in marine industry, as production or drilling risers, tandems and as emergency control tubes mounted on the risers, containers for protecting deep sea instrumentation units, and large oil and gas reservoirs, composite tubes have attracted attention to use. In all these applications an appr

26、eciation of the influence of defects on the resistance of the structure is essential becausethe behavior of thick composite tubes under combined loads is not sufficiently understood and because there are several ways in which a hydrostatically loaded composite cylinders can fail. One type of defect

27、frequently encountered is in the form of delamination, and as delamination propagation has been observed in thick tubes. There are three potential situations for the initiation and growth of delamination cracks in these cylinders. The crack could be a strip type delamination which extends along the

28、length of the cylinder, or an annular type delamination (Fig. 1) which extends around the circumference of the cylinder, or it could be a localized delamination which may propagate in any direction. Buckling of the delamination region will induce mixed mode crack driving forces. Furthermore, since t

29、he buckled sublaminate will support only the buckling load, additional external loads will cause stress redistribution into the unbuckled laminate. This mechanism represents a stress concentration that may initiate精品文檔精品文檔catastrophic failure of the cylinder.In this study the annular and the strip t

30、ypes of delamination are investigated numerically (Fig. 1) based on the superposition principle . Two dimensional finite element models for the two types of delamination were considered, and estimates of the interlinear strain energy release rates due to the external pressure loads were made. A unif

31、orm temperature field was also applied to the cylinder to simulate the state ofresidualstresses presentin thecylinderafterprocessingandcoolingtoroom temperature. To assessthe effects of buckling of the delaminated region, andsubsequent lossofload carryingcapacity,elementswereremovedfromthe delaminat

32、ed region, thereby eliminating thatregion s load carrying capacity. Threedifferent load cases were run in a single composite cylinder for the annular and the striptypes of delamination, and with the elements removed. These load cases were: externalpressure, uniform temperature and a unit load applie

33、d to the end of the buckled outregion to simulate the residual load carrying capacity of the cylinder. From asuperposition of the three load casesFigs(. 2 and 3), and having determined the residualload carrying capacity of the buckled region using buckling analysis (Section 5), thefailure of the cyl

34、inder was predicted.1 引言：通過內(nèi)部或者外部壓力厚壁汽缸殼有不同的分層負(fù)荷屬性， 廣泛應(yīng)用于工程的幾個(gè)分支。在深海，碳纖維復(fù)合材料潛水器管取代了金屬管殼。 在海洋產(chǎn)業(yè)的其他應(yīng)用，如生產(chǎn)鉆井立管，安裝序列緊急控制立管， 用于保護(hù)深海儀器單元的容器，和大型油氣儲層復(fù)合管， 已引起使用關(guān)注。 在所有這些應(yīng)用中考慮缺陷對結(jié)構(gòu)阻力的影響是必要的， 因?yàn)閺?fù)合管在組合載荷作用下的行為沒有充分被理解， 也因?yàn)橛袔追N方式的靜水力加載復(fù)合汽缸失效。 經(jīng)常遇到的一種缺陷是以分層的形式，而且分層傳播已經(jīng)在厚管中觀察到了。這些柱面分層裂紋的萌生與擴(kuò)展有三種可能的情況。 裂縫可能是一個(gè)帶式分層沿圓柱

35、體的長度延伸，或環(huán)形分層沿著汽缸的圓周延伸（圖一） ，或著是一個(gè)小范圍局部分層沿著可能各個(gè)方向延伸。 分層屈曲的地區(qū)會引起混合型的裂紋驅(qū)動力。而且，由于扣合板僅支持屈曲載荷，附加載荷將引起應(yīng)力再分配到解開層壓板。這種機(jī)制是應(yīng)力集中導(dǎo)致汽缸永久性失效。 在這項(xiàng)研究中環(huán)形和帶型分層基于疊加原理的調(diào)查數(shù)值（圖一） ?？紤]了二維有限元模型，對兩種類型的分層，由于外部壓力載荷作用下的層間應(yīng)變能量釋放率進(jìn)行了估計(jì)。 均勻溫度場也應(yīng)用于汽缸來模擬殘余應(yīng)力出現(xiàn)在缸體加工和冷卻至室溫后的狀態(tài)。為了評估分層屈曲的影響范圍， 以及隨后的承載能力損失， 元素在分層區(qū)域中除去，從而消除了區(qū)域的承載能力。 一個(gè)單一的復(fù)合

36、缸的環(huán)形、 帶型的分層在三種不同負(fù)載情況下運(yùn)行。 這些負(fù)載為： 外部壓力、統(tǒng)一的溫度和單位載荷應(yīng)用于扣出區(qū)域末端到圓筒的殘余應(yīng)力模擬。 三種情況疊加并通過屈曲分析確定殘余變形地區(qū)的負(fù)荷能力和預(yù)測汽缸的失效壓力。Interlaminar fractureThe technique used to estimate the potential for growth was the virtual crack closure technique, with which estimates can be made of the Mode I and of the Mode II interlamina

37、r strain energy release rates (GIII = 0). The mode separation between I and精品文檔精品文檔II is essential because the resistance to the two modes of crack driving force may be very different in magnitude. In the finite element formulation, it is convenient to restate the energy balance in the following man

38、ner: the energy absorbed during an incremental crack extension DA is equal to the work required to close the crack to its original area (virtual crack closure). It is shown that this work can be calculated from crack tip nodal forces and displacements evaluated from the numerical solution. In the ca

39、se of an annular delamination GI and GII are calculated as follows:whereas in the case of a strip delaminationwhere Fr, Fu and Fz are the nodal forces when duplicate nodes are considered at the crack surfaces and dr, du and dz are the relative nodal displacements of the delamination surfaces at the

40、coordinate system defined inFig. 1. In order to predict the delamination growth, a mixed-mode growth criterion is used.WhereIn this study, delamination propagation is assumed to occur when F (GI, GII) = 1. Others forms of F may also be examined. Application of the failure criterion for assessing dam

41、age tolerance of composite structures, in general, requires the componentsof the strain energy to be evaluated from a stress analysis. Fundamental inputs to the failure criterion are the Mode I and II critical strain energy release rates GIC and GIIC respectively .層間斷裂：用于估計(jì)的可能性的技術(shù)中增長是虛擬裂紋閉合技術(shù)， 可以大致估

42、計(jì)模式 I 和模式 II 的層間應(yīng)變能釋放率（ GIII= 0 ）。模式 I 和模式 II 的分離是必不可少的，因?yàn)閮煞N模型的驅(qū)動力阻力的量級可能不同。在有限元公式中， 需要再度申明下式的能量平衡： 期間增量吸收的能量裂紋擴(kuò)張 A 等于關(guān)閉裂紋原來區(qū)域 （虛擬裂紋閉合）所需要的能量。結(jié)果表明 29, 這些能量可以通過裂紋尖端節(jié)點(diǎn)力和位移來評估計(jì)算。GI 和 GII 在環(huán)形分層的情況下：在帶分層的情況下：精品文檔精品文檔其中， Fr、Fu 和 Fz 是節(jié)點(diǎn)力時(shí)，重復(fù)節(jié)點(diǎn)被認(rèn)為是在表面，dr 、 du、 dz 是圖中定義的坐標(biāo)系的相對節(jié)點(diǎn)位移如圖一。為了預(yù)測分層擴(kuò)展，使用混合模式的增長準(zhǔn)則：其中：

43、在這項(xiàng)研究中，分層傳播假設(shè)F（ GI、GII）=1.其他形式的F 也一樣。破壞準(zhǔn)則應(yīng)用于評估復(fù)合結(jié)構(gòu)的損傷公差，在一般情況下，需要單位面積的應(yīng)變能進(jìn)行應(yīng)力分析，可求出GI 和 GII的臨街應(yīng)變釋放能。Prediction of failure ：From the delamination of a composite cylinder, we may have:(i) For a delamination near the middle of the thickness, there is a possibility that both sides of the delamination wi

44、ll continue to carry load. In this case, for the delamination type studied, there will be little or no delamination growth up to the failure pressure of the cylinder.(ii) For a delamination closer to the inside surface of the cylinder, there is the potential that the delaminated portion of the cylin

45、der will buckle inwards, and no longer be able to carry load. It is just this situation that must be predicted.The critical load required to buckle a structural member is a subject of much discussion and differing interpretations. In this study, an attempt was made to estimate a critical load to cau

46、se buckling of the delaminated region. This estimate was used, however, only as a guide in the failure predictions. The formulas used to predict the critical buckling load for the annular and the strip models, are given in Section5.Rather than conducting a geometrically non-linear analysis (too time

47、 consuming for design), a different approach was taken to the assessment of the failure pressure for the composite material cylinders in question. If one assumes that, except for the geometrically non-linear deformation of buckling, all other deformations are linear, then the principle of superposit

48、ion can be used to determine the stress state of any portion of the cylinder under any combination of loading conditions.In particular, three different load cases can be superposed to construct any situation between a completely whole cylinders with a crack embedded in it, to the situation where the

49、 buckled portion of the cylinder carries no load whatever. For each of these three load cases, a portion of the mesh must be removed to simulate the buckled region. With this altered mesh, the three cases are: external pressure only, thermal loading, and a known constant load (buckling load) applied

50、 to the remainder of the cracked portion精品文檔精品文檔of the model in the direction parallel to the crack. This last loading condition is meant to simulate the residual load carrying capacity of the buckled portion of the cylinder. Since the stresses are linear with the applied loads, these three load cas

51、es can be scaled to whatever level is required and superimposed to come up with an estimate of the failure pressure of the cylinder.A test case was run using this modelling technique to determine the utility of the prediction method for a known crack. A cylinder constructed of Carbon/PEEK (Table2) w

52、ith delamination width (circumferential) equal to 57 (mm) and nearly 133 (mm) in length, at a radial location of approximately 1/5 of the distance from inner to outer radius (t 3 (mm) was tested to failure. The cylinder was a hoop/axial layup (0 and90 only), in the ratio of 2.7 hoop to each axial fi

53、ber with a thickness of 16 (mm) and an internal diameter of 177 (mm). The 2.7:1 layup is intended to produce equal strain in the hoop and the axial directions. The external pressure of interest is 124 (MPa) and the stress free temperature is assumed to the 150 _C (degrees centigrade). The failure criterion used for this cylinder was that of the maximum stress in the hoop direction.Having applied a pressure, we calculate the buckling load (Section5) for which the load carrying capacity of the buckled sub laminate may be neglected. In this case, the buckled sub laminate is removed from t