波紋管膨脹節(jié)的選型設計及應用

1、-. z.金屬波紋管膨脹節(jié)的設計與應用膨脹節(jié)也稱補償器，是一種彈性補償裝置，主要用來補償管道或設備因溫度影響而引起的熱脹冷縮位移 (有時也稱熱位移)。膨脹節(jié)的補償元件是波紋管。在操作過程中，波紋管除產(chǎn)生位移 (變形)外，往往還要承受一定的工作壓力，因此，膨脹節(jié)也是一種承壓的彈性補償裝置，所以，保證其平安可靠地工作是十分重要的。 膨脹節(jié)除作為熱位移補償裝置使用外，也常被用于隔振和降噪。 膨脹節(jié)波紋管的波形較多，常用的有U形、形、S形等，在這里，主要介紹U形波紋管膨脹節(jié)的設計與應用中的有關問題。1、膨脹節(jié)構造類型及其應用1.l U形波紋管膨脹節(jié)的構造類型 U形波紋管膨脹節(jié)的構造類型較多，不同類型的

2、膨脹節(jié)，適用的場合也各不一樣。主要的類型有單式軸向型、單式和復式鉸鏈型、復式自由型、復式拉桿型、直管和彎管壓力平衡型等。各種類型的構造示意圖見圖l圖10。 為提高膨脹節(jié)的承載能力，可設計帶加強環(huán)或穩(wěn)定環(huán)的膨脹節(jié)，其納構示意如圖11所示。(1) 單式軸向型膨脹節(jié) 由一個波紋管及構造件組成、主要用于吸收軸向位移而不能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見圖1)。 (2) 單式鉸鏈型膨脹節(jié) 由一個波紋管及銷軸、鉸鏈板和立板等構造件組成、受波紋管壓力推力的膨脹節(jié) (見圖2)。 (3) 單式萬向鉸鏈型膨脹節(jié) 由一個波紋管及銷軸、鉸鏈板、萬向環(huán)和立板等構造組成、能在任一平而角位移并能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見

3、圖3。 (4) 復式自由型膨脹節(jié) 由中間管所連接的兩個波紋管(及控制桿或四連桿)等構造件組成、主要用于吸收軸向與橫向組合位移而不能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見圖4)。 (5) 復式技桿型膨脹節(jié) 由中間管所連接的兩個波紋管及拉桿和端板等構造件組成、能吸收任一方向橫向位移并能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)，(見圖5)。 (6) 復式鉸鏈型膨脹節(jié) 由中間管所連接的兩個波紋管及銷軸、鉸鏈板和立板等構造件組成、只能吸收單方向橫向位移并能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見圖6)。 (7) 復式萬向鉸鏈型膨脹節(jié) 由中間管所連接的兩個波紋管及十字銷軸、鉸鏈板和立板等構造件組成、能吸收一方向橫向位移并能承受波紋管壓力

4、推力的膨脹節(jié)(見圖7)。 (8)彎管壓力平衡型膨脹節(jié) 由一個或中間管所連接的兩個工作波紋管和一個平衡波紋管及彎頭或三通、封頭、拉桿和端板等構造件組成、主要用于吸收軸向與橫向組合位移并能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見圖8)。 (9) 直管壓力平衡型膨脹節(jié) 由位于兩端的兩個工作波紋管和位于中間的一個平衡波紋管及拉桿和端板等構造件組成、主要用于吸收軸向位移并能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見圖9)。 (10)外壓單式軸向型膨脹節(jié) 由承受外壓的波紋管及外管和端環(huán)等構造件組成、只用于吸收位移而不能承受波紋管壓力推力的膨脹節(jié)(見圖10 。 1.2 膨脹節(jié)的應用例如 不同型式的膨脹節(jié)有不同位移補償功能，在管路

5、設計中，可以根據(jù)管路的構造及壓力與通徑等參數(shù)綜合考慮給予選型。 軸向位移的補償 圖12是采用單式膨脹節(jié)吸收管線軸向膨脹的一個良好的典型實例。 圖13是采用復式膨脹節(jié)吸收管線軸向膨脹的一個良好的典型實例。 圖14是采用膨脹節(jié)吸收帶支管的管線的軸向膨脹的一個良好的典型實例。 圖15是采用膨脹節(jié)吸收具有異徑管的管線的軸向膨脹的一個良好的典型實例。 圖16表示一個包含z形管段的管線上使用膨脹節(jié)的方法。 圖17是采用彎管壓力平衡式膨脹節(jié)吸收管線軸向膨脹的一個良好的典型實例。 圖18表示如何采用直管壓力平衡式膨脹節(jié)吸收長的直管段上的軸向位移。 圖19是采用彎管壓力平衡式膨脹節(jié)吸收汽輪機、泵、壓縮機等設備的

6、熱膨脹的一個良好的典型實例。膨脹節(jié)的主要作用是減小作用到設備殼體上的載荷。 對橫向位移、角位移及其組合位移的補償 在具有橫向位移、角位移及其組合位移的場合，正確選擇和使用膨脹節(jié)需要考慮到管道的構形、運行條件、預期的循環(huán)壽命、管道和設備的承載能力、可用于支承的構造物等多種因素。在*些情況下，可能有幾種膨脹節(jié)都適合同一項應用，這時可以單純根據(jù)經(jīng)濟性來考慮選擇哪一種。然而，更為常見的是在各種可行的設計之中，應考慮到這一種或那一種具有獨到之處，特別適合在*些特定的場合下使用。(1) 單式膨脹節(jié) 圖20、圖21是采用單式膨脹節(jié)吸收軸向與橫向組合位移的典型實例。 圖22，圖23將圖21中膨脹節(jié)兩端的主固定

7、支架改換為連桿。(2) 萬能式膨脹節(jié) 萬能式膨脹節(jié)特別適合吸收橫向位移。此外，這種設計形式也可用于吸收軸向位移、角位移以及任意由這三種形式合成的位移。萬能式膨脹節(jié)一般用法是將這種帶連桿的膨脹節(jié)設置在呈90的z型管道的中間管臂，圖24和圖25是兩個應用實例。 圖26是在存在軸向與橫向組合位移的場合使用彎管壓力平衡式膨脹節(jié)的典型實例。 圖27表示在管道轉角不等丁90時也可以使用彎管壓力平衡式膨脹節(jié)。 圖28給出一種常見的非常適于使用彎管壓力平衡式膨脹節(jié)的場合。 圖29給出了在橫向位移較大的場合使用萬能壓力平衡式膨脹節(jié)的實例。(3) 鉸鏈式膨脹節(jié) 鉸鏈式膨脹節(jié)一般以兩、三個作為一組使用，用于吸收單平

8、面管系中一個或多個方向的橫向位移。在這種系統(tǒng)中每一個膨脹節(jié)被它的鉸鏈所制約，產(chǎn)生純角位移;然而，被管段分開的每對鉸鏈式膨脹節(jié)互相配合，能夠吸收橫向位移。給定單個膨脹節(jié)的角位移。每對鉸鏈式膨脹節(jié)所能吸收的橫向位移與其鉸鏈銷軸之間的距離成正比，因此為了使膨脹節(jié)充分發(fā)揮效用，應盡量加大這一距離。 膨脹節(jié)的鉸鏈通常用于承受作用于膨脹節(jié)上的全部壓力推力;另外，也可以用于承受管道和設備的重量、風載或類似的外力。 圖30說明如何用雙鉸鏈系統(tǒng)吸收單平面z形彎管的主要熱膨脹。 如果單平面管系的柔性缺乏以吸收雙鉸系統(tǒng)的彎曲撓度，或者由彎曲而產(chǎn)生的載荷超過了連接設備的許用極限，則可采用具有三個鉸鏈式膨脹節(jié)的系統(tǒng)。圖

9、31即表示在單平面Z形彎管中的三鉸系統(tǒng)。豎直管段的熱膨脹將由B和C兩個膨脹節(jié)的動作來吸收。于是，很明顯，膨脹節(jié)B必須能吸收由A和C兩個膨脹節(jié)一起形成的轉動。 圖32說明在彎管角度不等于90時，使用鉸鏈式膨脹節(jié)的工作原理。在這里只需要使用中間固定支架平面導向支架。 圖33說明連接設備亦產(chǎn)生平面位移時應用鉸鏈式膨脹節(jié)的實例。 圖34給出了設備與管道連接系統(tǒng)中應用鉸鏈膨脹節(jié)的實例。(4) 萬向鉸鏈式膨脹節(jié) 正如鉸鏈式膨脹節(jié)在平面管系中具有很大的優(yōu)越性一樣，萬向鉸鏈式膨脹節(jié)在空間管系中具有類似的優(yōu)越性。萬向鉸鏈式膨脹節(jié)具有吸收任意平面的角位移的能力，常常利用這一點將它們組成一對，用來吸收橫向位移。圖3

10、5給出了一個應用實例。 如果不可能或不打算利用管道的彎曲來吸收豎直管臂的伸長，則可采用如圖36所示由兩個萬向鉸鏈式膨脹節(jié)和一個鉸鏈式膨脹節(jié)組成的系統(tǒng)。 2、U形波紋管膨脹節(jié)剛度和應力計算 符號說明: Fe*- 作用在以Dm為直徑的圓周上的軸向力，N; e*- 單波軌向變形量，mm; h- 波紋管的波高，mm; Dm- 波紋管的平均直徑，mm; q- 波紋管的波距，mm; Dm=Db+h r- 波紋管波紋的曲率半徑，mm; Db- 波紋管直邊段徑，mm; a- 波紋管波紋的直線段長度，mm; - 波紋管的名義厚度，mm; m- 波紋管成形后的壁厚，mm; E- 波紋管材料的彈性模量，Mpa; m

11、-波紋管厚度為的層數(shù); Cm- 材料強度系數(shù)，熱處理態(tài)波紋管取Cm=l.5；成形態(tài)波紋管取Cm=3.0; Cwb- 波紋管縱向焊縫; Cf、Cp、Cd- 形狀尺寸系數(shù)，由圖38、41、42求取。 fi- 波紋管單波軸向剛度，N/mm; K*- 膨脹節(jié)整體軸向剛度，N/mm; Ky- 膨脹節(jié)整缽橫向(側向)剛度，N/mm; K- 膨脹節(jié)整體彎曲(角向)剛度,Km/; Ku- 計算系數(shù) Ku=(3Lu2-3LbLu)/(3Lu2-6LbLu+4Lb2) Lb- 波紋管的波紋段長度，mm;Lb=Nq N- 一個波紋管的波數(shù); Lu-復式膨脹節(jié)中，兩波紋管最外端間的距離，mm;2.1 剛度計算 波紋管

12、單波軸向剛度計算 波紋管的波高與直徑之比擬小，如將其展開，可簡化為如圖37(b)所示的兩端受軸向線載荷的曲桿。軸向的總力為Fe*。在彈性圍，利用變形能法可以推導出軸向力與軸向變形之間的近似關系式(1)。 Fe*=(DmE3)/24C-e* N (1) 式中 C=0.046r3-0.142hr2+0.285h2+0.083h3 mm3 (2) 則波紋管剛度fi為 fi=Fe*/ e* (3) 考慮到力學模型的近似性以及波紋管制成后壁厚減薄等因素，對公式1進展修正并代入3式則得： fi=(1.7DmEm3)/(h3Cf) N/mm (4) 式中：m=Db/Dm (5) 對于多層構造的波紋管，其剛度

13、按6式計算： fi=(1.7DmEm3m)/(h3Cf) N/mm (6) 圖38 系數(shù)Cf2.1.2 膨脹節(jié)整體彈性剛度計算 1軸向剛度 a單式膨脹節(jié)整體剛度 K*=fi/N (7) b復式膨脹節(jié)整體剛度 K*=fi/2N (8) 2側向剛度 a單式膨脹節(jié)整體剛度 Ky=(1.5Dm2fi)/LbN(Lb*)2 (9) b復式膨脹節(jié)整體剛度 Ky=(KuDm2fi)/4NLu(Lu-Lb*/2) (10) 側向剛度計算中，軸向位移*拉伸時取+，壓縮時取-。 3整體彎曲剛度 K=Dm2fi/1.44106N (11)2.2 未加強U形波紋管的應力計算 (1)壓引起的周向薄膜應力2 由圖39可知

14、，當受壓P作用時，在一個U形波的縱截面上的力與作用在半個環(huán)殼上的外力平衡。 4(r+)m2=qDmP 2=(qDmP)/4(r+)m MPa (12) 幾何尺寸r、有如下關系： r=q/4 =h-q/2 (13) 將13式代入12式，得周向薄膜應力為： 2=(DmP)/2mm(0.571+2h/q) MPa (14) 2壓引起的徑向薄膜應力3 當波紋管受壓P作用時，在以D與Db為直徑的兩個環(huán)形截面上的力與軸向外力平衡，則： (D+Db)m3=(/4)(D2-Db2)P (15) 因D=Db+2h,代入上式，經(jīng)整理后得： 3=Ph/2mm MPa (16) 3壓引起的徑向彎曲應力4 在經(jīng)線為半個

15、U形環(huán)殼上切出單位寬度的窄條見圖40，設兩端固定，并受均布壓力P作用，可得最大彎距為： M=Ph2/12 (17) 斷面系數(shù)為：W=Dmm2/6 (18) 則徑向彎曲應力為： 4=M/w=Ph2/2m2 MPa (19) 考慮形狀尺寸的影響，引進修正系數(shù)(EJMA法)得： 4=Ph2Cp/2cm (20) 圖39 U形膨脹節(jié)的幾何參數(shù)。 圖40 環(huán)殼上的幾何尺寸 4由軸向力Fe*引起的徑向薄膜應力5 由式3、式4可得： 5=Fe*/Dmm=1.7Em2e*/h3Cf MPa (21) 按EJMA法修正后，其公式形式為： 5=Em2e*/2h3Cf MPa (22) 式22為實際計算公式。 5由

16、軸向力Fe*引起的徑向彎曲應力6 可以證明在Fe*作用下，最大彎矩發(fā)生在波頂B處見圖37，其值為： Mma*=Fe*h/2 (23) 斷面系數(shù)為：W=Dmm2/6 (24) 則彎曲應力為：6=Mma*/w=3Fe*h/Dmm2 MPa (25) 引入公式3、4的關系，得：6=5Eme*/h2Cd MPa (26) 按EJMA法修正后得： 6=5Eme*/3h2Cd MPa 27 6應力評定 a、薄膜應力 2Cwbbt (28) 3b b、彎曲應力：3+4Cmbt (29) c、經(jīng)向總應力圍： t=0.7(3+ 4)+5+6 (30) 以上介紹的U形膨脹節(jié)計算的方法，盡管由于力學模型的簡化，給計

17、算結果帶來一定程度的誤差，但因公式比擬簡單，又根據(jù)實際情況進展了修正與調整，故在工程設計時仍然得到廣泛的應用。 U形膨脹節(jié)也可看作環(huán)殼與環(huán)板的組合體，承受軸對稱的載荷。列出平衡方程進展求解也可得出計算公式。但其過于繁復，不便于應用。 近年來利用有限元法對膨脹節(jié)的應力分析研究工作也取得了進展。它以有限單元的集合代替無限單元的連續(xù)體，作物理上的近似，通過能量原理得出離散方程，經(jīng)過求解，可以得到各離散單元的應力與位移的數(shù)值解。有利于進展準確的設計計算。3、U形波紋管膨脹節(jié)的穩(wěn)定性 符號說明： Db-波紋管直邊段徑，mm; Cz-轉換點系數(shù)，Cz=(4.72fiuq2)/(0.2tDbAc) Ac-單

18、個波紋的金屬截面積，mm2;Ac=(0.571q+2h)nm C-基于初始角位移的柱失穩(wěn)壓力削弱系數(shù)； C=1-1.822r+1.348r2-0.529r3 r-初始角位移與最終角位移之比： r=(Dm)/(Dm+0.3Lb) -單個波紋管的角位移，弧度； a-平面失穩(wěn)應力影響系數(shù)；a=1+22+(1-22+44)0.5 - 平面失穩(wěn)應力比： =K4/3K2 K2-平面失穩(wěn)系數(shù): K2=Dm/2mm/1/(0.571+2h/q) K4-平面失穩(wěn)系數(shù): K4=(Cp/2m)/(h/m)2 其他符號意義同前。3.1 波紋管的穩(wěn)定性概念 膨脹節(jié)在使用中，假設壓過大可以使波紋管喪失穩(wěn)定，即出現(xiàn)屈曲。屈

19、曲對波紋管的危害在于它會大大降低波紋管的疲勞壽命和承受壓力的能力。最常見的兩種形式是柱屈曲和平面屈曲。柱屈曲系指波紋管的中部整體的側向偏移，它使波紋管的中心線變成如圖43(a)所示的曲線。當波紋管的長度與直徑之比比擬大時這種現(xiàn)象經(jīng)常發(fā)生，與壓桿失穩(wěn)相似。 波紋管柱失穩(wěn)極限設計壓力計算式見式 (31)、(32)，這些公式是假設波紋管兩端固定。在其他支承條件下的極限設計壓力按以下方法估算， 固定/鉸支: 0.5Psc 鉸支/鉸支: 0.25Psc 固定/橫向導向: 0.25Psc 固定/自由: 0.06Psc 應該指出:外壓不會產(chǎn)生柱屈曲，當波紋管承受外壓時可按3.3中討論的方法對其穩(wěn)定性進展校核

20、。 平面屈曲系指一個或多個波紋平面發(fā)生移動或偏轉:即這些波紋的平面不再與波紋管軸線保持垂直。變形的特點是一個或多個波紋出現(xiàn)傾斜或翹曲，如圖43(b)所示。造成這種屈曲主要是由于沿子午向作用的彎曲應力過大，并在波峰和波谷形成了塑性鉸。當波紋管的長度與直徑之比比擬小時經(jīng)常會發(fā)生這種現(xiàn)象。對無增強波紋管進展平面屈曲校核的方法見公式(33)。 為了防止波紋管在試驗條件下發(fā)生屈曲，試驗壓力應當?shù)陀诨虻扔跇O限設計壓力的1.5倍，這是根據(jù)材料在室溫下能夠保持柱穩(wěn)定或平面穩(wěn)定的力學性質而確定的。另外，應該使試驗的固定方式盡量接近現(xiàn)場的安裝條件。3.2 U形波紋管極限設計壓的計算 (1)波紋管兩端固支時，柱失穩(wěn)

21、的極限設計壓 a)當Lb/DbCz時， GB/T 12777-99中給出的計算式為: Psc=(0.34fiu)/(N2q) MPa (31a) EJMA-98中給出的計算式為： Psc=(0.34Cfiu)/(N2q) MPa (31b) b)當Lb/DbCz時， GB/T 12777-99中給出的計算式為: Psc=(0.58Ac0.2t)/(Dbq)1-0.6Lb/CzDb MPa (32a) EJMA-98中給出的計算式為： Psc=(0.87Ac0.2t)/(Dbq)1-0.73Lb/CzDb MPa (32b) (2)波紋管固支時平面失穩(wěn)的極限設計壓力 GB/T 12777-99中

22、給出的計算式為: Psi=(1.4nm20.2t)/(h2Cp) MPa (33a) EJMA-98中給出的計算式為： Psi=(0.510.2t)/K2a MPa (33b)3.3 U形波紋管受外壓時周向穩(wěn)定性計算 當波紋管承受外壓時，還需對波紋管以及與其相連的殼體進展穩(wěn)定校核，這時將波紋管視為具有厚度是的eq當量外壓圓筒，其直徑為Dm，波數(shù)為N，則長度為Lb=Nq，此當量外壓圓筒的斷面慣性矩I2-2=(Lbeq3)/12,應與原波紋管的斷面慣性矩I1-1相等見圖44，即： I1-1=I2-2=(Lbeq3)/12 mm4 (34) 故 eq為12I1-1/Lb開三次方 35 而I1-1值可

23、以根據(jù)圖44所示圖形計算，其近視公式為： I1-1=Nm(2h-q)3/48+0.4q(h-0.2q)2 mm4 (36) 與波紋管相連的筒體壁厚為S0,如果S0eq，則將波紋管與筒體作為一連續(xù)的筒體進展外壓校核。 如果S0eq，則將波紋管視為外直徑為Dm，長度為Nq的當量圓筒進展外壓校核。 經(jīng)校核后，假假設設計外壓P大于許用外壓P，則應修改設計參數(shù)，重新按以上步驟進展計算，直到滿足PP的條件為止，外壓校核按GB150-98中規(guī)定進展。 4、U形波紋管膨脹節(jié)的疲勞壽命計算 U形膨脹節(jié)作為補償變形的元件，所承受的反復載荷所產(chǎn)生的應力常超過本身材料的屈服極限，這樣會引起高應變低循環(huán)疲勞破壞。關于疲

24、勞壽命的計算，各國所用公式不盡一樣，但都同源于柯芬(Coffin)-曼森(Manson)公式。 柯芬和曼森分別提出了描述塑性循環(huán)應變圍與材料循環(huán)壽命之間的關系式，其一般形式為: NMp=C (37) 式中:N-材料破壞時的循環(huán)壽命次數(shù)， p-塑性循環(huán)應變圍; M、C-材料常數(shù)。 在低于蠕變溫度下，柯芬提出的關系式為 N0.5p=f/2 (M=0.5, C=f/2 ) (38) 曼森提出的關系式為: N0.6p=f0.6 (M=0.3, C=f0.6 ) 39 式中:f為材料斷裂時的真實應變，稱為斷裂延性。其值可通過斷面收縮率按下式計算： f=In1/(1-) 40 式(37)稱為柯芬-曼森公式

25、?？路夜?38)和曼森公式 (39)都是根據(jù)大量實驗數(shù)據(jù)獲得的，但由于柯芬所引以為據(jù)的多是以試件出現(xiàn)裂紋即判為失效的數(shù)據(jù)，而曼森所取的則為試件真實斷裂數(shù)據(jù)，故失效循環(huán)次數(shù)是不相等的。 為使式(38)便于應用，蘭格 (Langer)根據(jù)實驗驗證，進一步得到下式： N=E/4(-0)In1/(1-)2 (42) 式中：E-材料的彈性模數(shù)，Kg/mm2; 0-材料的持久限,Kg/mm2; -虛擬應力幅，kg/mm2;其值為=0.5Et 對于不銹鋼材料SUS27，其 E=2.1*104 kg/mm2;0=28.1kg/mm2;=0.625，代入式41可得： N=(2.65107)/(-28.1)2

26、(42) 式(42)即為各疲勞壽命算式的根底公式。對奧氏體不銹鋼制的膨脹節(jié)再進展實驗分析研究，考慮應變集中，尺寸及溫度等有關影響因素，對根底公式加以修正，便得出疲勞壽命計算式。由于影響膨脹節(jié)疲勞壽命的因素很多，考慮時很難面面俱到，所以得出的計算式也各不一樣。 我國GB/T12777-99金屬波紋管膨脹節(jié)通用技術條件中規(guī)定U形波紋管膨脹節(jié)疲勞壽命計算式如下： 對于無加強的波紋管：Nc=12820/(Ctt-370)3.4 (43) 對于加強的波紋管： Nc=35720/(Ctt-290)2.9 (44) Nc=Nc/nf 式中： Nc-波紋管設計疲勞壽命，周次； Nc-波紋管平均疲勞壽命，周次；

27、 nf-波紋管設計疲勞壽命平安系數(shù)；nf10 Ct-溫度修正系數(shù)；Ct=Eb/Ebt Eb、Ebt- 材料在室溫和設計溫度下的彈性模量，MPa; t-經(jīng)向子午向總應力圍，MPa; t=0.7(3+4)+5+6 以上介紹的疲勞壽命計算式，適用于425以下未經(jīng)熱處理的奧實體不銹鋼波紋管疲勞壽命的計算，循環(huán)次數(shù)的有效圍是103-105周次。5. 波紋管的自振頻率與共振防治 在膨脹節(jié)工程應用中，當波紋管的自振頻率和系統(tǒng)中的任一振動頻率一樣或相近時，就會產(chǎn)生共振。這樣，一方面使波紋管的壽命大大降低，另一方面將引起容器、管道和法蘭等應力集中和剩余應力較大部位的泄漏和疲勞斷裂。因此，研究波紋管的自振頻率，合

28、理地進展工程計算，使之與系統(tǒng)振動頻率隔開，以防止發(fā)生共振，是十分必要的。5.1 波紋管的自振頻率計算 膨脹節(jié)在實際使用中，大多為水平或垂直于地面安裝，可能使波紋管承受橫向(梁型)振動和軸向(手風琴型)振動，其自振頻率應分別加以計算。 (1) 軸向自振頻率計算 當將波紋管簡化為離散力學模型，即把波紋管的全部質量分割為有限個質點，在兩端固支的邊界條件下，可推得其軸向自振頻率為: fi=CiK*/G HZ (45) 式中Ci為常數(shù)，可根據(jù)波紋管的波數(shù)N從表1查取;K*和G分別為波紋管的軸向總剛度(N/mm)和重量(N);i為頻率階數(shù)，i=1，2，3 當將波紋管視作質量連續(xù)均布，根據(jù)不同的邊界約束條件

29、，可分別求得波紋管的軸向自振頻率計算公式: 兩端固支時 fi=49.5iK*/G HZ (46) 一端固定，另一端自由時，fi=49.5i-1/2K*/G HZ (47) 一端固定，另一端具有重物重為W0,N時， fi=15.76iK*/G HZ (48) 式中i，可按以下方法求?。篿tgi=a (49) i=(i-1)+i (50) 先求出a值，a=G/W0,在將式50代入式49，經(jīng)過試差渴求的任意頻率階數(shù)的i 0i/2，i=1,2,3,；然后從式49相應頻率階數(shù)的i 。 2橫向自振頻率計算 將波紋管簡化為質量連續(xù)均布的直管，可推出在兩端故知邊界條件下的橫向自振頻率為：fi=Ci(Dm/L)

30、K*/G HZ (51) 式中：Ci為常數(shù)，在1-5階頻率時，Ci分別為124.63，343.55，673.53，1113.28，1663.13；Dm為波紋管平均直徑mm，Dm=D0+h，其中D0、h分別為波紋管波根外徑和波高mm，L為波紋管長度，L=Nq+2L1,其中q和L1分別為波紋管的波距和端部直邊端長度mm，見圖45。 在式45-48，51的自振頻率計算公式中，為減小自振頻率理論計算值與實測值之間的差異，波紋管的軸向剛度K*應盡量采用相應振動狀態(tài)下波紋管的實際剛度值。假設實際剛度值不知道，則可用以下公式進展計算: K*=1.7EtDmm3m/h3nCf N/mm (52) 式中 Et-

31、波紋管材料在工作溫度下的彈性模量(N/mm2) m-成型減薄后的波紋管一層材料厚度， m=(D0/Dm)0.5 (mm); -波紋管一層的名義厚度(mm); m-波紋管厚度為的層數(shù); Cf-系數(shù)。 此外，對于波紋管的重量G，當管為氣體介質時，因重量較小，在計算軸向和橫向自振頻率時可忽略，只計算波紋管材料的重量，即： G=G1=2NmmB12-B22+(B1r1+B2r2)+2(r12-r22)+2(R2+R1)L1mm N (53) 當波紋管為液體介質時，液體介質的重量對自振頻率影響較大，應予計入。對于軸向自振頻率的計算應包括各波之間的液體重量G2，即整個波紋管的液體重量減去管徑以的液體重量，

32、因此: G=G1+G2=G1+NB12(2r1-mm)+(/4)B1(2r1-mm)2 +(1/6)(2r1-mm)3+B22(2r2+mm)3-(/4)B2(2r2-mm)2 +(1/6)(2r2-mm)3 -R22q N (54) 對于橫向自振頻率的計算，則應計入整個波紋管液體的重量G3，即： G=G1+G3=G1+G2+LR22 N (55) 式53-55中： 、-分別為波紋管材料和管液體的單位體積重量N/mm3; r1、r2-為波峰、波谷圓弧中間面半徑 (mm)； B1=R1-r1-(mm)/2,R1為波紋管外半徑(mm),R1=D0/2+h; B2=R2+r2+(mm)/2,R2為波

33、紋管外半徑(mm),R2=D0/2-mm;5.2 設置波紋管管系的防振 當在壓縮機、真空泵和柴油機等的管道系統(tǒng)中設置膨脹節(jié)時，管路設計應使機器的檄發(fā)頻率、管道的氣柱固有頻率、管系構造的固有頻率和波紋管的自振頻率不相重合。在盲目配管時，有可能使以上*幾種頻率相等或相近，此時，管系將發(fā)生強烈地振動。 對機器激發(fā)頻率可按下式求取:fj=Mn/60 HZ (56) 式中，n為機器曲軸轉速 (rpm);M為在曲軸一轉，在管道的一個端口處，向管道排氣或者吸氣的次數(shù)。如單缸單作用時，M=l:單缸雙作用時，M=2。 有關氣柱一端開口，一端閉口情況的固有頻率，在聲學里己作了完善的研究，可用下式計算：fgi=(i

34、-0.5)C/2L HZ (57) 式中i為頻率階數(shù)，i=1，2，3;L為氣柱長度，通常也就是管道長度m;C為氣體的聲速m/s，C=KgRT ,其中K為絕熱指數(shù)，空氣為1.4；g為重力加速度9.8(m/s2) ,R為氣體常數(shù)，空氣為29.3，T為絕熱溫度(K) 。 由式56和57可得到氣體發(fā)生共振式應有如下關系： fj=fgi=(i-0.5)30C/(Mn) m (58) 假設取fj=0.8-1.2fgi作為共振區(qū)，則共振管長相應的圍值為： L=(0.8-1.2)(i-0.5)30C/(Mn) m (59) 采用同樣的方法，根據(jù)fi=fj,fi=(0.8-1.2)fgi 的共振條件，從式45或

35、式46、式47、48和式56、57可分別推得波紋管軸向與機器以及氣柱發(fā)生共振時的K*-n,L-K*關系式： 波紋管兩端固支時 K*=G(Mn/60Ci)2 N/mm (60) L=(0.8-1.2)(i-0.5)(C/2Ci)G/K* m (61) 或 K*=G(Mn/2970i)2 N/mm (62) L=(0.8-1.2)(i-0.5)(C/99i)G/K* m (63) 波紋管一端固定，另一端自由時 K*=G(Mn/2970(i-0.5)2 N/mm (64) L=(0.8-1.2)(C/99)G/K* m (65) 波紋管一端固定，另一端具有重物時 K*=G(Mn/945.6i2 N/

36、mm (66) L=(0.8-1.2)(i-0.5)(C/31.55i)G/K* m (67) 關于管系構造的固有頻率，在管道的設計階段，可根據(jù)具體管路、支承等情況進展計算，具體計算方法可查閱有關文獻。 綜上所述，為防止波紋管及管系發(fā)生共振，在設計時應注意到: (1)由于機器的轉速n通常為一定值，一般不會改變，為使其激發(fā)頻率與波紋管的自振頻率不相重合，波紋管的剛度值應大于或小于由式 (60)或 (62)、式 (64)、(66)的計算值。波紋管的剛度值，尤其是當波紋管作為消振元件使用時，應盡量取其相應工況下的實測值，從而使自振頻率的計算值較為準確。必要時，對批量生產(chǎn)的波紋管可進展抽樣剛度測試。

37、試驗情況證明，通過調整波紋管的預變形量使其剛度值發(fā)生變化，從而可適當改變其自振頻率值，但應注意波紋管其它力學性能的變化，并且在設計階段不作這樣的考慮。 (2)為了防止氣性的固有頻率與機器的激振頻率及波紋管的自振頻率重合而發(fā)生共振，配管長度L不應落在由式(59)、式(61)、或 (63)式(65)和(67)計算得出的圍。 (3)對于管系構造的固有頻率，也應與系統(tǒng)中的其它振動頻率錯開，當構造固有頻率與機器激振頻率一樣或相近時，用增添管道支承的方法，能顯著地改變管道機械固有頻率，從而防止與激振力形成共振。同時構造固有頻率也不應與波紋管的自振頻率和氣柱固有頻率重合，假設出現(xiàn)上述情況，可通過改變波紋管的

38、剛度 Kn和改變配管長度L，以及增添管道支架等方法，使它們相互錯開，防止共振。 (4)金屬波紋管可以在高頻率和低振幅的振動場合下使用，但不適合于低頻率和高振幅的振動場合。 由于壓力脈沖會通過流動介質傳遞到波紋管以外的地方去，因此，當系統(tǒng)的振動是由壓力脈沖引起時，是不能用設置波紋管來消除的。同時，如果管道振動是由于過大的壓力脈沖引起的，則，采用增添管道支承和捆綁加固的方法也是不行的。在這種情況下，可考慮裝設緩沖器和減振器等，使高振幅低頻率振動轉換成為不太劇烈的較高頻率和較低振幅的脈沖。 此外，在高流速的情況下，發(fā)生在波紋管上的紊流以及其部的湍流都可以導致振動。為了減少這些現(xiàn)象，波紋管應該設置套筒

39、。 總之，在設計裝有波紋管的管系時，應確保管系上的振動頻率不相重合以及振動載荷不會損害波紋管的功能。 6. 設置膨脹節(jié)管系支架的設計及受力計算 波形膨脹節(jié)具有優(yōu)良的柔性，用于吸收管道熱膨脹產(chǎn)生的位移和吸收機器產(chǎn)生的振動時，具有優(yōu)良的性能。但是正因為具有優(yōu)良的柔性，如果安裝不當，不僅不能發(fā)揮其優(yōu)良的性能，而且容易發(fā)生破壞，所以對設置膨脹節(jié)的管路，正確地進展支架設計和受力計算是很重要的。 符號說明： *-* 向位移，mm; -角位移，度; Y-Y 向位移，mm; Y-側向位移，mm; Y=Y2+Z2 Z-Z 向位移，mm; *-軸向位移，mm; y-側向位移產(chǎn)生的當量軸向位移，mm; -角位移嚴生

40、的當量軸向位移， - 總位移，mm; =*+y+ 額定-膨脹節(jié)的設計額定總位移，mm; L-管道或設備受熱的伸長量，mm;L=tLG -材料的線膨脹系數(shù)，mm/mm; t-操作溫度芍安裝溫度之差，; E- 管子材料的彈性模量，Mpa; I- 管子慣性矩，mm4; A- 波紋管的平均截面積，mm2; P- 設計壓力，Mpa; KL-確定側向位移產(chǎn)生的當量軸向位移的系數(shù): KL=3L(L+Lb)/(3L2+Lb2) Lb- 一個膨脹節(jié)的有效長度，mm; L- 復式膨脹節(jié)兩組波紋管中心之間的距離，mm; Dm- 波紋管平均直徑，mm; F- 固定管架所受的合力，N; dt-管道外徑，mm； G- 管

41、道(包括介質保溫材料)的重量，N; K*- 膨脹節(jié)軸向工作剛度，N/mm; Fp-壓產(chǎn)生的推力，N; LG-兩個固定管架之間的長度，mm; F- 位移產(chǎn)生的反力，N; F- 側向位移產(chǎn)生的反力，N; Ff- 摩擦力，N; F- 流動產(chǎn)生的離心力，N; F*- 軸向位移產(chǎn)生的反力，N; - 彎曲角度，度; - 摩擦系數(shù): Ai- 管截面積，mm2;Ai=di2/4 di- 配管徑，mm; F*- *方向所受的力，N; M*- 坐標系中YOZ平面所受的力矩，N-mm; Fy- Y方向所受的力，N; My- 坐標系中*OZ平面所受的力矩，N-mm; Fz- Z方向所受的力，N； Mz- 坐標系中*O

42、Y平面所受的力矩，N-mm: L*、Ly、Lz- 為力作用點的坐標。6.1 膨脹節(jié)的位移 (1)單式普通膨脹節(jié) *=* y=(3DmY)/(Lb*)(拉伸時*取+號，壓縮時取-號) =(Dm/2)(/180) (2) 單式鉸鏈膨脹節(jié) =(Dm/2)(/180) (3) 復式萬能膨脹節(jié) *=*/2(帶長拉桿時，*僅為拉桿的熱膨脹量) y=(KLDmY)/2(L*/2) (4) 復式鉸鏈膨脹節(jié) *=*/2(*僅為鉸鏈的熱膨脹量) y=(DmY)/2L (5) 總位移 =*+y+ 使額定6.2 膨脹節(jié)所受的力和力矩 F*=K* F=(K*Dmy)/2(L+Lb)(對于單式膨脹節(jié)，L=0) My=(K

43、*Dmy)/4 M=(K*Dm)/46.3 固定管架的受力計算 (1)主固定管架 管系安裝一個或幾個不吸收壓力推力的普通膨脹節(jié)時，在管系的端點、分支點、彎曲點、設置閥門或盲板處應安裝主固定管架。 主固定管架要承受壓和流動所產(chǎn)生的推力，以及膨脹節(jié)位移產(chǎn)生的力和(或)力矩、導向管架和支架等產(chǎn)生的摩擦力。在*些場合下還要考慮管道、管路附件、保溫材料和介質的重量，以及風載荷、管段彎曲等所產(chǎn)生的力和力矩。 直管段主固定管架所受的力: F=Fp+F+Ff 式中：Fp=PAi F=K* Ff=G 對于彎曲處的主固定管架還需計及流體流動產(chǎn)生的離心力(當流速較慢、密度較小時，可忽略不計)。 (2) 次固定管架

44、管系安裝帶長拉桿的復式萬能膨脹節(jié)、鉸鏈膨脹節(jié)和壓力平衡膨脹節(jié)時，壓產(chǎn)生的推力由拉桿或鉸鏈銷承受，這時可設置次固定管架，它承受除壓產(chǎn)生的推力以外的載荷 F=F+Ff6.4 導向管架 導向管架是為了保證膨脹節(jié)的位移沿著預定的方向進展，以及防止管道失穩(wěn)。因此，它必須承受位移產(chǎn)生的反力和管道重量等載荷。 (1)軸向導向架 軸向導向架的設置是為了使管道沿著軸向進展。因此，一般規(guī)定導向管架與管子之間的間隙，以及導向管架間距，在保證正確導向的前提下，選用較大的間隙以減少摩擦力。 導向管架與管子的間隙可參照以下推薦值選用: 管徑100mm時，間隙為1.5mm；管徑100mm時，間隙為3mm。 膨脹節(jié)與第一個導

45、向管架的距離為管子直徑的4倍。第一個與第二個導向管架的距離為管子的14倍。其它導向管架之間的距離由下式求得: L2-n=1.571(EI)/(PAK*) 式中:L2-n- 第二個至第n個的每個導向管架之間的距離，mm; I- 管子慣性距，mm4; 其余同上。 (2)側向位移和角位移的導向管架 在側向位移或角位移的情況，導向管架與管子的間隙除考慮軸向導向管架的要求外，還要考慮*一方向的附加間隙，以允許管道在設計圍的側向位移和(或)彎曲。 這種導向管架的構造隨著使用膨脹節(jié)型式的不同和管道的布置方式不同而有異。6.5 管道支架 管道支架的設置要允許管道自由位移而又能支承管道、管路附件、保溫材料、流動

46、介質等重量。保證這些重量不作用在膨脹節(jié)上。 彈簧吊架、管環(huán)、U形螺栓、棍子支架等是常用的管道支架。6.6 幾種典型管道布置方式的膨脹節(jié)選型及其管架推力計算 (1)符號說明 :主固定管架 :定向主固定管架 :次固定管架 :導向管架 ：具有附加間隙的導向管架 管架推力計算時，在例如中假設: a.管系和膨脹節(jié)被恰當?shù)刂С泻蛯? b.管道的重量和管介質的重量由支架支承; c.管道與導向管架、支架等的摩擦力為零; d.管道的撓曲所產(chǎn)生的力和力矩忽略不計; e.管系的坐標原點位于所考慮的點上，坐標系統(tǒng)如下，箭頭所指方向為+,相反為-； M*=FzLy-FyLz My=F*Lz-FzL* Mz=FyL*-

47、F*Ly (2)直管段 a. 直管段上只安裝一個單式普通膨脹節(jié)的情況，如圖46所示 1)膨脹節(jié)的位移 *=LG=tLG *=*,y=0,z=0 =*+y+z=*+0+0=* 選擇額定的單式普通膨脹節(jié)即可。 2) 管架所受的推力 壓產(chǎn)生的推力:Fp=PAi 位移產(chǎn)生的反力:F=K* 作用于A點的力:F*B=-F*A=-(Fp+F) A和B均為主固定管架。 3)導向管架的間距 L14d,L214d L2-n1.571(EI)/(PAK*) b.直管段上安裝二個一樣的單式普通膨脹節(jié)的情況如圖47所示。 膨脹節(jié)的選擇、導向間距和A、B點的受力計算同上節(jié)a A和B點設置主固定管架，C點設置次固定管架。由

48、于AC和BC對稱，正常操作時，受力互相抵消，但是，剛開場操作時，一端先受熱膨脹，所以C點考慮承受一個膨脹節(jié)的位移產(chǎn)生的反力較平安。即C點所受的力為: F*C=K* (3) L形管道 a. 在管段上安裝一個帶拉桿的單式普通膨脹節(jié)的情況如圖48所示。 1)膨脹節(jié)的位移: *=L1; Y=L2 *=*; y=(3DmY)/(Lb*) =*+y 選擇額定的帶拉桿的單式普通膨脹節(jié)。 由于帶拉桿，所以A點和B點可設置次固定管架，C點設置帶附加間隙的導向管架。 2)位移產(chǎn)生的力 F*=K* F=(K*Dmy)/2Lb A點所受的力和力矩 F*=0; Fy=-F; Fz=0 L*=L3+Lb/2 ; Ly=0

49、; Lz=0 M*=0; My=0 Mz=FyL*-F*Ly=-F(L3+Lb/2)-0=-F(L3+Lb/2) B點所受的力和力矩 F*=0; Fy=F; Fz=0 L*=-(LG-L3-Lb/2) ; Ly=-L2; Lz=0 M*=0; My=0 Mz=FyL*-F*Ly=F-(LG-L3-Lb/2)-0=-F(LG-L3-Lb/2) 這種布置方式的缺點是膨脹節(jié)只能吸收拉桿的軸向位移。拉桿外的軸向位移要由管段L2的變位吸收，因此管架受力要增加由此而產(chǎn)生的力和力矩。所以，應盡量增大拉桿的長度，如側向位移較大時(BCAC)可采用帶長桿的復式萬能膨脹節(jié)。如果*y，膨脹節(jié)也只能安裝在軸向時，這樣

50、可以采用定向固定管架。 b. 在管段上安裝一個不帶拉桿的單式普通膨脹節(jié)的情況如圖49所示。 1)膨脹節(jié)的位移 *=L1; Y=L2 *=*; y=(3DmY)/(Lb*) 選擇額定的單式普通膨脹節(jié)。 2)位移和壓產(chǎn)生的推力: F*=K* F=(K*Dmy)/2Lb Fp=PAi 3)管架所受的力和力矩 A點： F*=0; Fy=F; Fz=0 L*=L3+Lb/2 ; Ly=-L2; Lz=0 M*=FzLy-FyLz=0 My=F*Lz-FzL*=0 Mz=FyL*-F*Ly=F(L3+Lb/2)-0=F(L3+Lb/2) B點： F*=-(F*+Fp);Fy=0; Fz=0 L*=L3+L

51、b/2 ; Ly=0; Lz=0 M*=0; My=0; Mz=0 C點： F*=F*+Fp;Fy=-F; Fz=0； L*=-(L1-L3-Lb/2) ; Ly=0; Lz=0； M*=0; My=0; Mz=FyL*-F*Ly=(-F)-(L1-L3-Lb/2)-0=F(L1-L3-Lb/2); c.在較短的管段上安裝兩個單式鉸鏈膨脹節(jié)的情況如圖50所示。 1) 膨脹節(jié)的位移： Y=L3 =arcSin(Y/L) 選擇兩個一樣的單式鉸鏈膨脹節(jié)， 使額定也可根據(jù)額定，求出L: L=Y/Sin額定 2) 偏轉力和偏轉力矩 =DmY/2L M=(K*Dm)/4 F=2M/L 3) 管架所受的力和

52、力矩 A點： F*=0; Fy=F; Fz=0; L*=-(L1+L/2); LY=0; Lz=0; M*=0; My=0; Mz=FyL*-F*Ly=F(L1+L/2)-0=F(L1+L/2); B點： F*=0; Fy=-F; Fz=0;L*=L2+L/2; LY=L3; Lz=0;M*=0; My=0; Mz=FyL*-F*Ly=(-F)(L1+L/2)-0=-F(L1+L/2); 4) C點為具有附加間隙的導向管架，它與膨脹節(jié)的距離LB為： LB=1.5L/2.5=0.6L 這種布置很簡單，但不能吸收軸位移，如果軸向位移較大時，要采用復式鉸鏈膨脹節(jié)，或者三支但是鉸鏈膨脹節(jié)的布置方式。

53、(4) Z形管道 安裝一個帶長拉趕復式萬能膨脹節(jié)的布置方式，如圖51所示。 1) 膨脹節(jié)的位移 *=L3 Y=L1+L5 *=*/2 KL=3L(L+Lb)/(3L2+Lb2) y=(KLDmY)/2(L*/2) =*+y 選擇膨脹節(jié)時，使每組波紋管的額定補償量額定。有些標準，給出L系列,并給出Y額定。這樣，直接選用Y額定Y的帶長拉桿的復式萬能膨脹節(jié)即可。 2) 位移產(chǎn)生的力 F=(K*Dmy)/2(L+Lb)=KYy (Ky=(K*Dm)/2(L+Lb)，側向剛度) 3) 次固定管架所受的力和力矩 A點： F*=0; Fy=F; Fz=0 L*=L2+L/2; LY=L1; Lz=0; M*

54、=0; My=0; Mz=FyL*-F*Ly=(-F)(L2+L/2)-0=-F(L2+L/2) B點： F*=0; Fy=F; Fz=0； L*=-(L4+L/2); LY=-L5; Lz=0;M*=0; My=0; Mz=FyL*-F*Ly=F-(L4+L/2)-0=-F(L4+L/2) 7. 膨脹節(jié)性能測試7.1 試驗目的及規(guī)則 膨脹節(jié)是一個承受壓和位移載荷的彈性元件，不但要求其具備設計所要求的功能，而且應該能保證平安地工作，顯然，這是十分重要的。為了考核有關的力學性能和平安性。必須進展有關的性能試驗。特別是在以下情況，更有必要進展試驗:當新產(chǎn)品投產(chǎn);產(chǎn)品正式生產(chǎn)后因其構造、材料、工藝有

55、較大改變且可能影響膨脹節(jié)的性能時;長期停產(chǎn)后恢復生產(chǎn);勞動部門進展制造資格認證或質量監(jiān)視機構要求進展質量檢查時都要做一系列的性能試驗。試驗的主要工程有:耐壓試驗、氣密試驗、應力測定、剛度測定、穩(wěn)定性試驗、疲勞試驗和爆破試驗等。所有試驗都應遵循國家或行業(yè)的有關標準與技術條件的要求，也可參考國外有關標準和技術條件。7.2 試驗工程及技術要求 1)耐壓試驗 膨脹節(jié)產(chǎn)品在出廠前，都要按規(guī)定進展耐壓試驗。試驗的目的是檢驗膨脹節(jié)在超工作負荷條件下的宏觀強度，檢驗它是否具備在設計載荷下平安運行的能力，同時，可檢驗膨脹節(jié)的致密性，檢查材料、構造和制造工藝中可能存在的問題。 耐壓試驗時，要求兩端用盲板密封，還要

56、將兩端固定，便之在壓力試驗時不得伸長，一般情況下，是用鞏固的拉桿拉緊兩端蓋。同時要測量各波間的波距。 1)液壓試驗 液壓試驗時，試驗壓力按式(68)和式(69)計算，取其中的小值。 PT=1.5P/t (68) PT=1.5PscE/Et (69) 式中:PT試驗壓力，Mpa; P(壓或外壓的)設計壓力，Mpa; 、t分別為試驗溫度和設計溫度下波紋管材料的許用應力，Mpa; E、Et分別為試驗和設計溫度下波紋管材料的彈性模量，MPa; Psc為柱失穩(wěn)極限設計壓力，Mpa; 外壓式膨脹節(jié)按式(68)決定試驗壓力。 進展耐壓試驗時，應注意檢查波紋管波距的變化，在試驗壓力下，對于不帶加強環(huán)(或穩(wěn)定環(huán)

57、)的膨脹節(jié)，受壓時最大波距與受壓前波距之比不得大于1.15;對于帶加強環(huán)的膨脹節(jié)，受壓時最大波距與受壓前波距之比不得大于1.20。如果經(jīng)過分析不能保證膨脹節(jié)在試驗壓力下波距的變化限制在規(guī)定圍，可考慮適當降低試驗壓力，最后是否降壓試驗，須由技術負責人決定。 液壓試驗時，可用室溫水作試驗介質。對奧氏體不銹鋼波紋管膨脹節(jié)，試驗用水的氮離子含量應不越過25ppm。試驗時，壓力應緩緩上升，當加壓至設計壓力后，壓力應逐級增加，每級壓力級差不超過試驗壓力的10%，一直升壓至規(guī)定的試驗壓力，并保壓10分鐘，此時，各連接部位和焊縫處應無滲漏、無異常變形和異常的響聲，并測量波距，分析波距的變化，判斷其是否發(fā)生過失

58、穩(wěn)現(xiàn)象，并作出質量結論。試壓情況及結論應及時記錄在試驗報告上，試驗完畢后，應排盡水，并擦干凈膨脹節(jié)外外表的水漬。 在耐壓試驗中，要注意到試驗介質的溫度和環(huán)境溫度，因為，當試驗溫度低于材料的脆性轉變溫度時，有可能導致材料發(fā)生低應力脆斷事故。為平安起見，參照壓力容器平安監(jiān)察規(guī)程的規(guī)定，當端管、中間管和法蘭為碳素鋼和16MnR鋼制造時，試壓時的水溫和環(huán)境溫度不應低于5，當為其它低合金鋼時(不包括低溫用鋼)，控制溫度不低于15。其它材料制膨脹節(jié)的耐壓試驗溫度按圖樣設計規(guī)定要求。 在進展水壓試驗前，應進展必要的強度校核，使波紋管和有關接收的一次總體薄膜應力值不得超過所用材料在該試驗溫度下屈服點的90%。

59、假設強度校核不合格，由技術負責人處理，可作出降壓試驗的決定。 在液壓試驗過程中，首先應將膨脹節(jié)部充滿水，排凈滯留在膨脹節(jié)的氣體，靜置一段時間，待膨脹節(jié)壁溫與液體介質溫度一樣前方才升壓。 試驗過程中，必須保持膨脹節(jié)外部外表枯燥、清潔。 試驗過程中所用壓力表應在檢驗有效斯，其最大量程為試驗壓力的1.5-3倍。精度應符合要求，對低壓情況精度不低于2.5級，對中壓情況，精度不低下1.5級。并應安裝在顯著位置。 2)氣壓試驗 當膨脹節(jié)由于構造復雜，液壓試驗缺乏以反映出各點試壓要求，或因其它原因不適合進展液壓試驗時，可考慮進展氣壓試驗。 試驗壓力按式(70)和式(71)計算，并取其中的較小值。 PT=1.

60、1P/t (70) PT=1.1PscE/Et (71) 式中符號意義同式(68)和式(69)。 進展氣壓試驗時，現(xiàn)場必須有可靠的平安防護措施。進展氣壓試驗的膨脹節(jié)，其主要焊縫應進展100%的無損探傷檢測。 氣壓試驗介質一般為枯燥、清潔的空氣，也可以是氮氣或其它惰性氣體。 試驗溫度也同樣有一定要求，當接收等為碳素鋼和低合金鋼制膨脹節(jié)，試驗用氣體溫度不得低于15，對于其它材料，則根據(jù)圖樣耍求。 試壓過程中，首先緩饅升壓至規(guī)定試驗壓力的10%，保壓5一10分鐘，并對所有焊縫和連接部位進展初次檢查，假設無泄漏，可繼續(xù)升壓至規(guī)定試驗壓力的50%，假設無異常情況，其后，按每級為規(guī)定試驗壓力的10%逐級升