堆内构件螺纹联接件应力分析与评定_王赤虎

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反应堆压力容器主螺栓螺纹疲劳分析方法

ＡＳＭＥ规范ＮＢ３２３２．３和ＲＣＣ —Ｍ规范
第３５卷第２，２０Ｉ８
Ｂ３２５２．３ｃ）ｔ－均要求对螺栓螺纹ＪＩ：展疲劳分析．本文从数值分析的角度埘反堆力容器主螺栓螺纹疲劳性能进行研究．通过有限元模简化、心力提取、载倚疆』ＪｌＩ及疲劳强度减弱系数修等敏感ｌｑ－．４．）－析，并结合分析结果给；一套较为合理、有效的螺纹疲劳分析方法。
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｓｃｒｅｗｔｈｒｅａｄｓｏｎｓｔｕｄｓｃｏｎｎｅｃｔｉｎｇｈｅａｄａｎｄｖｅｓｓｅｌｆｌａｎｇｅｏｆｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌｉｓｏｎｅｏｆｔｈｅｒｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｖｅｒｅｇｉｏｎｓｗｉｔｈｓｍａｌｌｍａｒｇｉｎｏｆｆａｔｉｇｕｅａｎａｌｙｓｉｓａｍｏｎｇｎｕｃｌｅａｒｉｓｌａｎｄｐｒｉｍａｒｙｅｑｕｉｐｍｅｎｔ．Ｃｏｎ— ｓｉｄｅｒｉｎｇｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｔｈｅｓｔｕｄａｎｄｔｈｅｈｏｌｅＯｉｌｔｈｅｈｅａｄｖｅｓｓｅｌ，ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｓａｒｅｍａｄｅｔｏｏｐｔｉｍｉｚｅｆａｔｉｇｕｅａ— ｎａｌｙｓｉｓｍｅｔｈｏｄｏｆｔｈｅｓｃｒｅｗｔｈｒｅａｄｓｉｎｔｈｅａｓｐｅｃｔｏｆｓｉｍｐｌｉｆｙｉｎｇｍｅｔｈｏｄｏｆｔｈｅｔｈｒｅａｄｍｏｄｅｌ，ｗａｙｏｆｇｅｔｔｉｎｇｏｆｔｈｅｓｔｒｅｓｓｅｓ，ｇｒｏｕｐｉｎｇａｎｄｃｏｍｂｉｎｉｎｇｏｆｔｒａｎｓｉｅｎｔｌｏａｄｓｏｆｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅａｎｄｐｒｅｓｓｕｒｅ，ｃｈｏｏｓｉｎｇａｎｄｕｓｉｎｇｏｆｆａｔｉｇｕｅｓｔｒｅｎｇｔｈｒｅｄｕｃｔｉｏｎｆａｃｔｏｒＫ，，ｅｃｔ．Ｃｏｎｃｌｕｓｉｏｎｓａｂｏｕｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｓｏｆａｌｌｔｈｅａｂｏｖｅｆａｃｔｏｒｓａｒｅｓｕｍｍｅｄｕｐ，ａｎｄａｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｍｅｔｈｏｄｔｏｍａｘｉｍｉｚｅｍａｒｇｉｎｓｏｆｆａｔｉｇｕｅａｎａｌｙｓｉｓｆｏｒｓｃｒｅｗｔｈｒｅａｄｓａｒｅｇｉｖｅｎ．Ｔｈｉｓｍｅｔｈｏｄｃａｎｂｅｕｓｅｄｆｏｒｔｈｅｄｅｓｉｇｎｏｆｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌｓｔｕｄ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌ；ｓｃｒｅｗｔｈｒｅａｄｏｆｓｔｕｄ；ｆａｔｉｇｕｅａｎａｌｙｓｉｓ；ｆａｔｉｇｕｅｓｔｒｅｎｇｔｈｒ力容器主螺栓在寿命期内受温度、内压及预紧力载荷的综合作用，尤其在水压试验、初始运行、换料大修等工况需经历多次的螺栓预

大型复合材料压力容器多排螺接结构失效预测

试验研究|第36卷第12期大型复合材料压力容器多排螺接结构失效预测云新尧1梁朝虎1宋伟科1陈亮2（1.中国特种设备检测研究院北京100029）（2.航天材料及工艺研究所北京100076）扌商要：针对复合材料压力容器在多排螺接位置承受面外集中载荷时的失效风险，对典型多排螺接复合材料压力容器在吊装工况下的失效模式进行了仿真预测及试验验证，同时比较了Tsai-Wu准则和Hashin准则针对多排螺接孔孔边铺层失效预测结果的差别。

结果表明，多排螺接孔孔边-45°铺层将首先出现基体开裂破坏，且Hashin准则相比Tsai-Wu准则的孔边失效预测精度更高，具有工程参考价值。

关键词：复合材料多排螺接面外承载孔边挤压失效模式Failure Prediction of Large Scale Multi-bolted Composite Pressure VesselYun Xinyao1Liang Chaohu1Song Weike1Chen Liang2(1.China Special Equipment Inspection and Research Institute Beijing100029)(2.Aerospace Research Institute of Materials and Processing Technology Beijing100076)Abstract Dealing with the failure risk at multi-bolted position of a composite pressure vessel under out-plane concentrated loading,the failure mode of a typical multi-bolted composite pressure vessel under lifting load was numerically predicted and experimentally validated.Additionally,intralaminar failure of multi-bolted hole edges were compared between Tsai-Wu criterion and Hashin criterion.It shows that the multi-bolted hole edges initiate with matrix tensile failure at ply angle of-45°.Moreover,Hashin criterion yields higher failure prediction accuracy than Tsai-Wu criterion.This study could be adopted as an engineering method.Keywords Composites Multi-bolted Out-plane loading Hole extrusion Failure mode中图分类号：X924文章编号：1673-257X（2020）12-0063-07文献标识码：BDOI：10.3969/j.issn.l673-257X.2020.12.013相比传统金属压力容器需要多次焊接成型，复合材料压力容器可实现一次性缠绕成型，能够提高结构整体性、减少焊接缺陷；与此同时，复合材料比刚度、比强度较金属材料高，能够实现结构的轻量化设计。

王世虎的翻译13-19 (1)

图解C3-2 振膜和墙体位移图3.3.1.3 力和变形的测定力和元件变形的计算方法应为伪第3.3.1.3.1节中的水平荷载，按照第4至8章节进行使用组件的刚度计算，分布在整个建设中的伪侧向荷载应根据第3.3.1.3.2节通过3.3.1.3.4节建设，另外，对于无筋砌体建筑物，其基本周期计算公式为（3-9），根据3.3.1.3.5节伪侧向荷载不得分布在平面上，行动和变形在做修改时应考虑到电路的影响,考虑水平扭转要依照3.2.2.2节。

3.3.1.3.1 伪侧向荷载在给定的建筑物水平方向的伪侧向荷载应确定使用（3-10），这将用来装载设计的侧向力抵抗系统的垂直构件。

V = C1C2C3CmSaW （3-10）其中：V = 伪侧向荷载C1= 通过修正因子与弹性位移的最大位移预期计算得出了线弹性的反应,在第3.3.3.3节中弹性基础抗剪承载力和剪切屈服强度代替Vy方程(3-16)的计算方式如下:C1 = 1.5 T < 0.10秒C1= 1.0T≥Ts秒线性插值将用来计算T的C1的中间值T = 基本周期下建筑方向的思考要依据第3.3.1.2节的规定计算,如果使用的话也可以根据第3.2.6节对SSI 进行修改。

Ts = 该时期的反应谱特征周期被定义为与之关联的不断加速段的光谱的过渡形式，该计算要依据第1.6.2.1节与第1.6.1.5节。

C2 = 修正系数C2对最大位移响应的滞后形状捏的刚度退化以及强度退化效应，C2的线性程序应视为1.0。

C3 = 由于动态P-△的效应，稳定系数θ值的位移增加要用修正系数来表示方程，该计算依据第3.2.5.2节。

（3-2）的每方程要小于0.1，否则体C3应计算1 +5（θ- 0.1）/吨要用θ等于对所有的事件θ的最大值。

Cm = 有效质量的因素占了民众参与效果的肯定形式模式表,如果基本周期T是大于1.0秒的，那么Cm应视为1.0。

Sa = 反应谱加速度在基本周期和建设的方向阻尼比下的审议，Sa值应在1.6节中获得所规定的程序W = 地震重量，其有效的建筑包括总静载和动载产生的重力荷载的部分适用如下:1. 在储存使用地区，最低到25％的楼面活荷载应适用，活载应被允许用于减少正式代码批准的支流面积，活荷载不适用于楼车库和开放的公共停车场结构。

采用应力分析法评估锅炉高温三通强度及其寿命

第29卷第11期　2009年11月动　力　工　程Journal of Power EngineeringVol.29No.11　Nov.2009　收稿日期:2009204216 修订日期:2009207230作者简介:史英铨(19642),男,浙江嵊州人,高级工程师,工学学士,主要从事电站锅炉应力分析方面的工作.电话(Tel.):02126430239128475;E 2mail :shiyq @shanghai .文章编号:100026761(2009)1120998206 中图分类号:T K225 文献标识码:A 学科分类号:470.30采用应力分析法评估锅炉高温三通强度及其寿命史英铨,　王鲁宾(上海锅炉厂有限公司,上海200245)摘　要:针对锅炉高温三通的结构特点,提出了评价其强度及寿命的有限元应力分析方法.强度评估采用应力分类原则并使用密赛斯当量应力,总体膜应力区域引入开孔减弱系数概念以避免分析模型复杂化;寿命中的疲劳损伤部分按弹性瞬态考虑,并采用应力指数法简化模型,以提高计算效率;蠕变损伤部分考虑材料的塑性及蠕变松弛作用.以一个实际锅炉三通为例,结合通用有限元软件ANS YS 进行了其强度及寿命的计算,结果表明:该三通符合锅炉使用30年的预期,该方法可用于锅炉高温三通的强度及寿命计算.关键词:锅炉高温三通;有限元;强度;应力指数;疲劳;蠕变;寿命评估Evaluation of Strength and Life for Boiler Tees at ElevatedTemperature by Stress Analysis MethodS H I Yi ng 2quan ,　W A N G L u 2bi n(Shanghai Boiler Works L TD.,Shanghai 200245,China )Abstract :Aiming at t he st ruct ural feat ure of boiler tees at elevated temperat ure ,a finite element st ress a 2nalysis met hod o n strengt h and life evaluation was propo sed.St ress category met hodology was adopted in t he st rengt h evaluatio n ,and von 2Mises equivalent stress was used.In t he general membrane st ress zone of tee ,t he boring weakness factor of st rengt h was int roduced to avoid complication of t he analysis model.In life evaluation ,fatigue damage process was considered on t he basis of t ransient 2elastic analysis ,and t he st ress 2index met hod was used to simplify t he model so as to imp rove t he calculating efficiency.Plastic and creep relaxation effect on t he material was also considered at creep damage process.Taking a practical boil 2er tee as t he example ,t he st rengt h and life of t he tee were calculated by use of finite element software AN 2S YS.Calculated result s co nform to t he expected boiler life of 30years ,and t he met hod can be used for t he st rengt h and life calculation of t he boiler tee at elevated temperat ure.Key words :boiler tee at elevated temperat ure ;finite element ;st rengt h ;stress 2index ;fatigue ;creep ;life evaluatio n 超临界机组因符合节能减排的环保国策,目前已作为我国的主力机组.但其高参数、高容量对装备制造业带来前所未有的挑战,特别是超临界锅炉中关键受压部件的制造问题尤为突出:一是现有国家标准未能及时反映该领域内的这一新变化;二是国内电站用钢新材料基础研究的缺位.作为超临界锅炉强度及寿命受控元件之一的主蒸汽及再热蒸汽高温三通,因长期在材料的蠕变温度之下工作,其材料许用应力由高温持久强度控制,故此类元件除了考虑传统强度外,寿命问题也应予以足够重视.在寿命设计中,除疲劳因素外,蠕变对三通的影响必须考虑.本文借鉴国内外有关标准,并结合国内有限元应用现状,提出采用应力分析法评估锅炉高温三通强度及寿命,并以计算实例加以阐述,为G B/T9222中受压元件应力分析部分修订及其高温寿命计算标准的制订提供参考.1　强度评估1.1　当量应力由于密赛斯应力较屈雷斯加应力更能反映元件实际应力状态及多数韧性金属材料的屈服行为,而且现有计算技术的进步使其计算十分容易,从ASM E规范第八篇第二分册07版[1]开始,已将当量应力从屈雷斯加应力改为密赛斯应力.因而三通强度评估采用密赛斯当量应力,其计算公式如下:σe=12[(σ1-σ2)2+(σ2-σ3)2+(σ3-σ1)2]0.5(1)式中:σ1、σ2、σ3为考核点的3个主应力.1.2　分析模型应力计算采用三维有限元弹性分析,这对静强度的计算已足够安全且能快速得到分析结果.模型取三通的1/4外加1倍管道外直径长度的连接管道,单元采用20节点块单元,如图1所示,y=0,z= 0分别为三通的2个对称面.模型的边界条件如下: y=0处,y向位移u y=0;z=0处,z向位移u z=0;管道上端面,x向位移u x=0;在三通内表面上施加设计压力,另一管道端面施加内压引起的轴向面力.1.3　评估准则强度评估主要考虑预防元件潜在的塑性破坏及局部失效,因此采用应力分类原则.评估准则及当量膜应力P m的定义参考07版ASM E规范第八篇第二分册PA R T5.取三通的两条路径1和2进行强度评定(图1). 要求三通在设计条件下同时满足以下3个条件:沿路径1平均当量应力P m<<S(2) 沿路径2平均当量应力P m<1.5S(3) 路径2内点三轴主应力(σ1+σ2+σ3)<4S(4)图1　三通模型Fig.1　Model of t he tee式中:S为三通设计温度时材料的许用应力;<为考虑三通在该部位有开孔时的减弱系数,具体计算见G B/T9222中6.4节[2].2　寿命评估寿命评估考虑疲劳和蠕变损伤两部分,对于三通,其考核点为三通肩部内转角处,即图1所示路径2内点.2.1　疲劳疲劳主要是考虑锅炉在各种启动和停炉工况组合下应力波动对三通的损伤,利用应力指数法将三维问题简化为二维轴对称问题,以瞬态弹性分析求解应力时间历程,从而求得交变应力.最后根据交变应力查疲劳曲线来获得允许循环次数.2.1.1　应力指数定义应力指数为圆筒体开孔处内壁应力与圆筒体无开孔时内壁应力之比.因为高温疲劳曲线借用了TRD301[3],故这里仅用到最大主应力σ1的应力指数. (1)内压应力指数根据三维有限元弹性分析获得三通内转角(路径2内点)最大主应力σ1,由下式计算内压应力指数:K P=σ1(R2o-R2i)P(R2o+R2i)(5)式中:K P为三通内压应力指数;R o为三通路径1处外半径;R i为三通路径1处内半径;P为工作内压. (2)热应力指数三维有限元瞬态热弹性分析表明[4],三通内转角(路径2内点)热应力与路径1内点热应力之比小于1,故可取热应力指数为1.2.1.2　应力时间响应分析根据2.1.1节获得的应力指数,三通因内压及温度随时间变化而引起的三维瞬态应力场问题可简化为二维轴对称问题.模型按半径R o及R i尺寸建模,如图2所示,采用轴对称热机耦合平面单元.边・999・　第11期史英铨,等:采用应力分析法评估锅炉高温三通强度及其寿命图2　二维模型Fig.2　The two2dimensional model界1、3分别代表圆筒体内外两表面,2、4代表圆筒体轴向的2个横截面. 在边界1施加内压K P・P(t)及壁温T(t);边界2、3、4上施加绝热条件;边界2施加沿筒身轴向位移耦合;边界4施加对称约束.其中P(t)、T(t)分别代表机组各种启动2停炉曲线中三通工作压力及工作温度随时间变化的值.通过此模型可求得在内压和热作用下的应力场,该应力场中在边界1上的环向应力时间历程便是三通考核点处的环向应力时间历程.2.1.3　疲劳损伤根据2.1.2节获得的应力时间历程,便可获得2个应力极值,分别记作σf、σg,则交变应力按下式计算:Δσ=|σf-σg|(6) 对交变应力进行适当修正后,查三通材料高温疲劳设计曲线,便可获得该载荷循环下的容许循环次数N.疲劳损伤按线性累积原则计算:D f=n1N1+n2N2+…+n mN m(7)式中:D f为疲劳损伤;m为不同循环工况累计数;n m 为第m个循环工况预期循环次数;N m为第m个循环工况容许循环次数.2.2　蠕变损伤蠕变损伤计算主要是在材料弹塑性及蠕变基础上考虑内压应力的时间响应,最终根据应力时间历程曲线和材料的高温持久试验求得蠕变损伤,本过程采用三维实体单元瞬态非线性分析完成.材料弹塑性及蠕变特性可根据材料的高温拉伸试验获得,其形式可表示为:σ=f(ε)(8) dεcrd t=C1[sinh(C2σ)]C3e-C4/T(9)式中:C1～C4为常数;T为绝对温度.其中,式(8)代表弹塑性应力应变关系,式(9)代表材料蠕应变率与应力及温度的关系.2.2.1　应力时间历程曲线除压力按工作压力计算外,模型与1.2节相同,输入式(8)、式(9)材料的物理特性数据.首先在很小的时间步长内求出不考虑蠕变下的初始弹塑性应力场,然后再求出考虑蠕变下随时间变化的实际弹塑性应力场.其考核点的应力时间历程曲线σ(t)示于图3.图3　应力时间历程曲线Fig.3　Stress vs.time curve2.2.2　持久时间历程曲线根据材料的高温拉伸持久试验曲线τ(σ),即不同温度下试件持久时间与应力的关系曲线及应力时间历程曲线σ(t),只要将σ(t)代替τ(σ)中的自变量,通过分析软件的后处理数学操作,就可以找出持久时间与时间变量的关系τ(t),即持久时间历程曲线(图4).图4　持久时间历程曲线Fig.4　Duration vs.time curve2.2.3　蠕变损伤计算蠕变损伤D c按时间线性累积原则计算:D c=∫τ(t)-1d t(10) 具体计算方法是将持久时间历程曲线求倒数,获得其倒数曲线τ(t)-1,再利用分析软件后处理求得其积分值曲线(图5).2.3　总损伤计算D=D f+D c<[D](11)式中:[D]为允许损伤值,由材料的疲劳与蠕变交互作用试验确定.3　计算实例采用有限元分析软件ANS YS计算,单元类型分别为实体元SOL ID95和平面元PL AN E13.・1・动　力　工　程第29卷　图5　蠕变损伤积分值曲线Fig.5　Integration value of creep damage3.1　设计参数某锅炉过热器出口三通结构示于图6,材料为P91,设计压力为27.6M Pa ,设计温度为605℃.三通底部开孔d =28.5mm ,纵向节距s =120mm ,横向节距s ’=90mm.在30年内预计循环次数为:冷态启动200次,温态启动1200次,热态启动5000次,极热态启动300次.各启动曲线见图7～图10.图6　三通结构(单位:mm )Fig.6　The tee structure (unit :mm)图7　冷态启动曲线Fig.7　Cold startupcurve图8　温态启动曲线Fig.8　Warm startupcurve图9　热态启动曲线Fig.9　Hot startupcurve图10　极热态启动曲线Fig.10　Extreme hot startup curve3.2　弹性分析定义单元类型和材料性质后,建立三维模型,并进行单元划分(图11).施加边界条件和载荷后求解,求得的主应力云图示于图12.由图12可知,三通路径2内点最大主应力σ1=162.453M Pa.3.3　强度评定三通路径1处有开孔,经计算开孔减弱系数<=0.76.路径1平均当量应力P m =38.09M Pa <<S =43.3M Pa. 路径2平均当量应力P L =65.63M Pa <1.5S =85.5M Pa.路径2内点三轴主应力σ1+σ2+σ3=113.778MPa <4S =228.0M Pa.・1001・　第11期史英铨,等:采用应力分析法评估锅炉高温三通强度及其寿命图11　单元划分示意图Fig.11　Sketch of finiteelementdivision图12　主应力云图Fig.12　Principal stress contour3.4　蠕变分析仍然使用原来的三维模型,输入材料的相应参数.计算完成后进入时间历程后处理器.找到考核点的应力时间历程曲线(图13).根据公式和应力时间历程曲线,作出持久时间历程曲线(图14).然后作出蠕变损伤积分值曲线(图15).最后根据蠕变损伤值积分曲线求出三通满负荷运行2×105h 的蠕变损伤值D c ,D c 为0.242.3.5　疲劳分析定义单元类型和材料性质后建立二维模型,并进行单元划分(图16).图13　应力时间历程曲线Fig.13　Stress vs.timecurve图14　持久时间历程曲线Fig.14　Duration vs.timecurve图15　蠕变损伤值积分曲线Fig.15　Integration value of creepdamage图16　二维模型单元划分示意图Fig.16　Sketch of finite element division of t hetwo 2dimensional model 根据2.1.2节方法求解,并作出冷态启动、温态启动、热态启动和极热态启动4个工况下考核点的应力时间历程曲线(图17～图20). 根据2.1.3节,按TRD301、Annex 1对各工况交变应力进行修正后查疲劳设计曲线,计算出总的疲劳损伤值D f ,详见表1.图17　冷态启动工况下考核点的应力时间历程曲线Fig.17　Stress vs.time curve of t he check point under cold startup・2001・动　力　工　程第29卷　图18　温态启动工况下考核点的应力时间历程曲线Fig.18　Stress vs.time curve of t he check point under warmstartup图19　热态启动工况下考核点的应力时间历程曲线Fig.19　Stress vs.time curve of t he check point under hot startup图20　极热态启动工况下考核点的应力时间历程曲线Fig.20　Stress vs.time curve of t he check point underextreme hot startup3.6　使用寿命评定根据蠕变损伤值D c 和疲劳损伤值D f ,得到蠕变与疲劳总损伤D 为0.598.材料的高温试验表明[5]:其蠕变和疲劳交互作用为负相关,即[D ]>1,因而满足式(11),故该三通能满足锅炉运行30年的寿命要求.表1　疲劳损伤计算结果T ab.1　C alculated results of fatigue d am age 工况设计寿命期间循环次数修正应力幅σm /MPa设计允许循环次数疲劳寿命损伤/%冷态启动200397.58917054 1.17温态启动1200358.75019756 6.07热态启动5000329.2621897126.36极热态启动300344.980148852.02累计35.624　结　论应力分析评估锅炉高温三通强度及寿命的方法借助通用有限元软件,结合材料的高温蠕变性能试验,可应用于锅炉高温三通寿命设计中,特别是利用应力指数法化三维为二维,在不影响计算结果的前提下,大大提高了计算效率.计算实例表明:该三通疲劳损伤大于蠕变损伤,这是由于其热态启动升温快速且次数过于频繁引起,故在锅炉实际运行中应适当控制热态启动升温速度及频率.参考文献:[1]　The American Society of Mechanical Engineers.Sec II&Sec V III Division II [S].New Y ork :The American Society of Mechanical Engineers ,2007.[2]　中国国家标准化管理委员会.G B/T 922222008水管锅炉受压元件强度计算[S].北京:中国标准出版社,2008.[3]　Deutscher Dampf kesselausschuβ.TRD 301Annex 1Design [S].Essen :Vereinigung derTechnischenΒberwachungsvereine e.V.,1996.[4]　杨震,史英铨.1913t/h 超临界锅炉启动分离器的结构强度与寿命研究[J ].动力工程,2006,26(4):4622466.[5]　刘洪杰.电站锅炉用P91钢蠕变/疲劳交互作用的试验研究[J ].动力工程,2007,27(6):9902995.・3001・　第11期史英铨,等:采用应力分析法评估锅炉高温三通强度及其寿命。

_压力容器切向开孔接管区的应力分析设计(1)

较大。
2006年第 34卷第 4期
王定标等 :压力容器切向开孔接管区的应力分析设计
— 7 —
分别对 A - A 路径、 B -B 路径应力进行线性化处理 , 并进行强度评定如表 1。评定结果 :两路径的强度均足够。
表 1 危险区域的强度评定结果
应力线 A -A B -B
主应力的最大值位置相同。其应力强度的等值线分布图如图 5所示。
图 4 开孔区域第一主应力的等值线图
图 2 压力容器切向开孔接管边界条件
4. 网格划分采用 ANSYS软件提供的三维实体四面体 10节点高阶等参单元进行网格划分 , 对于压力容器切向开孔接管 , 网格划分的总节点数为 270 139, 总单元数为 142 965。
因此 , 需要对计算结果进行分类处理。根据上述的应力分布 , 考虑接管与筒体材料的不同 , 选定进行强度评定的危险区域如下 :
(1)在接管与筒体相切处筒体部位的应力值最大 , 此为最危险部位 , 如图 7中的 A - A 路径 (内外壁 );
(2)接管与筒体连接处且位于筒体处部位 , 应力值较大 , 如图 7中的 B -B 路径 (内外壁 )。
(3)根据 JB 4732压力容器分析设计标准压力容器切向接管的应力强度安全性进行了评价。结果表明 , 切向接管的强度足够 , 满足安全要求。
参考文献
1 张国栋 . 尿素合成塔封头接管区和过渡区三维有限元分析 . 大氮肥 , 1999, 22 (2):73 ～ 75
2 张卫义 , 俞建荣 , 陈罕 . 内压柱壳大开孔率开孔平齐式接管应力分布研究 . 压力容器 , 2000, 17 (6):1 ～ 5

堆内构件吊篮筒体321厚板焊缝力学性能研究

ｔｎｓｏｔａｈｅｍｅｈｎｃｌｐｏｒｉｓｏｅｗｅｄｍｅａｒｓｎｏｉｐｒｉｎａｄｔｅｅｏｇｔｏａａｉｈｗｈｔｔｃａｉａｒｐｅｔｆｔｌｔｌｐｅｅｔｓｍｅｄｓｅｓｏｎｌｎａｉｎｄｔｏｅｈｈｉｏｔｂｌＥｓｅｉｌｈｌｎａｉｎｒｔａｌｏｉｉｃｔｆｅｏｔｗｅｄｈｅｔｔｅｔｎｎｄｓｍｅｓｎｔｓａｅ．ｐｃａｙｔｅｅｏｇｔｏａｅｆｌｓｄｗｎｓｇｆａｌａｔｒｐｓｌａｒａｍｅｔａｏｌｎｉｎｙｄｔｏｓｎｔｍｅｔｔｅｒｑｉｅｎｓｏ０％．ｎｕｈｅｓｎ．ｅｉｓｏｅｔｅｐｒｏｍｅｄａｅｄｅｏｅｌｅｕｒｍｅｔｆ３ｌＴｏｆｄｏｔｔｅｒａｏａｓｒｅｆｔｓｓａｅｆｒｄａｉｒｎｓｍｅｓｇｅｔｎｅｇｖｎｆｒｒｆｒｎｅｏｕｇｓｉｓａｉｅｏｅｅｅｃ．ｏｒＫｅｒｙｗｏｄｓ：ｏｅｂｒｅｈｅｌｐｓｌｅｔｔｅｔｎｔｅｏｇｔｏａｅｃｒａｌｓｌ；ｏｔｗｅｄｈａｒａｍｅ；ｌｎａｉｎｒｔ
堆内构件吊篮筒体３１２厚板焊缝力学性能研究
左（．１上海核工程研究设计院，海上波余。燕金伟芳，２１０）０３３２０３；．０２３２上海第一机床厂有限公司，海上
摘要：某核电工程堆内构件吊篮简体采用０ｒ８ｉＴ（２）氏体不锈钢，艺试验及焊接工艺ＣｌＮｌｉ３１奥０工

压力容器分析设计的应力分类法与塑性分析法

压力容器分析设计的应力分类法与塑性分析法压力容器在石油化工行业的应用非常广泛，通过分析压力容器分析设计的应力分类法与塑性分析法的发展，可以实现压力容器应用前景的扩大，并为其良好运行提供参考意见。

进一步推动压力容器在石油化工行业的应用，有效提高压力容器的经济效益。

标签：压力容器;应力分类法;塑性分析法近年来很多研究学者对压力容器的工作原理、性能等方面进行研究，并取得了显著效果。

以往的压力容器在设计过程中，都是采用薄膜应力的方式进行设计，将其他应力影响包括在安全系数之中。

但是在实际应用过程中，压力容器及承压部件中，除去介质压力所形成的薄膜应力之外，还会受到热胀冷缩变形而导致的温差应力以及局部应力，因此，在进行压力分析设计时，需要利用应力分类法和塑性分析法，才能够明确不同应力对压力容器安全性的影响，从而有效提高压力容器的科学性和合理性。

1应力分类法1.1一次应力一次应力是指压力容器因为受到外载荷的影响，压力容器部件出现剪应力。

一次应力超过材料屈服极限时压力容器就会发生变形破坏。

主要可以分为以下几种情况：第一，总体薄膜应力。

因压力容器受到内压的影响在壳体上出现薄膜应力，总体薄膜应力会在整个壳体上均匀分布，当应力超过材料屈服极限时，壳体壁厚的材料会发生变形。

第二，局部薄膜应力。

是指压力容器的局部范围内，应受到机械载荷或者压力所导致的薄膜应力，其中主要包括支座应力以及力距所形成的薄膜应力。

第三，一次弯曲应力。

由于压力容器受到内压作用的影响，在平板盖中央位置会出现弯曲引力，随着载荷的不断增加，应力会进行重新调整。

1.2二次应力二次应力是指压力容器部件受到约束而出现的剪应力。

二次应力满足变形条件。

例如，在压力容器的半球形封头以及薄壁圆筒的连接位置，由于受到压力容器内压的作用，两者会出现不同的径向位移，因此两者的连接部位会形成相互约束关系，出现变形协调情况。

在这种情况下，连接部位会附加剪力应力，从而形成二次应力。

球壳大开孔接管结构参数对连接处应力分布的影响

球壳大开孔接管结构参数对连接处应力分布的影响高炳军1 Z 王洪海Z 王俊宝Z(1.天津大学天津300130;Z.河北工业大学天津300130)Influence of Structural parameters of Spherical Shell with big Nozzle on the]oint s Stress DistributingGAO Bingj un1 ZWANG Hong hai ZWANG JunbaoZ(1.Tianjin university Tianjin 300130 China ;Z.~ebei university of Technology Tianjin 300130 China )摘要:对不同开孔率和不同厚度比的一系列球壳大开孔平齐接管结构进行了有限元分析得出了不同开孔率及厚度比与连接处应力集中系数之间的关系曲线O 为验证分析方法的可靠性对结构L z /R z =0.6~t /T =1.5的模型容器作了应力测试O 两种方法所得结果基本吻合O关键词:球壳;大开孔;有限单元法;应力集中系数中图分类号:TO 050.3文献标识码:A文章编号:1001-Z Z 57(Z 003)01-0065-03Abstract :using the finite element procedure ANSYS graphs of stress concentration factor (SCF )were obtained by analyze a series of spheri-cal shell with big nozzle in different t /T and L /R .For confirming the results a full -size model (L z /R z =0.6 t /T =1.5)was analyzed by means of strain gauge test .The results accorded with each other basically .Key words :spherical shell ;big nozzle ;FEM ;SCF收稿日期:Z 00Z -05-09引言随着现代工业的不断发展壳体大开孔结构在工程实际中越来越常见O 开孔除削弱器壁的强度外在壳体和接管的连接处由于结构的连续性被破坏会产生很高的局部应力集中给容器的安全操作带来隐患O 而对于大开孔结构目前的压力容器规范所给出的分析方法不便使用这给容器设计带来了相当的困难O 因此有必要对球壳大开孔平齐接管结构连接处的应力分布进行研究为生产实践和相应规范的完善提供一种有力支持[1~Z ]O1球壳大开孔有限元分析模型有限元分析模型如图1所示O图1有限元分析模型球壳内半径R z =Z 50mm 接管内半径L z =150mm 球壳厚度T =8mm 接管厚度t =4~16mm O材料:16Mn R O 接管长度:L 1}160mm O开孔率L z /R z :0.5~0.55~0.6~0.65~0.7~0.75~0.8O厚度比t /T :0.5~0.75~1.0~1.Z 5~1.5~1.75~Z .0O球壳内半径不变依次变化接管内半径使得开孔率L z /R z 从0.5起变化到0.8;然后在某一设定开孔率下变化接管厚度t 使厚度比t /T 从0.5起依-56-<机械与电子>Z 003(1)次变化到Z ~OOZ有限元分析过程2.1分析软件选用本文采用美国SASI (swanson analysis system inc .)公司开发的ANSYS 有限元分析程序O 通过对计算模型进行分析可知其结构满足轴对称条件因此可取该结构子午面的一半进行二维应力分析O 2.2单元类型选择对二维域有限元分析常采用三角形单元或四边形单元O 相比之下四边形单元对本模型计算精度更高一些O 因此本文选用二维四节点等参单元O 2.3单元划分与加载将模型划分为3个单元块A l ~A Z ~A 3O 考虑到球封头与接管连接处的应力分布比较复杂单元划分适当加密O 在模型的底端截面上设置约束u y =O;在平盖的左端截面上设置约束u x =OO 在所有内壁面上加载p =4MPa 压力如图l 所示O材料特性;E =Z.l>l O 5MPa u =O.3O 2.4分析结果因本文所研究的主要是球封头与接管连接处的应力分布因此只取球封头与长度为l 6O mm 的接管部分进行分析O 以开孔率L z /R z =O.6 厚度比t /T =l.5的模型容器为例绘制了连接处内外壁的应力分布图谱如图Z 所示O 将不同开孔率和厚度比下的图Z连接处内外壁表面应力分布图谱球壳与接管连接处内外壁表面应力集中系数分别集中到一张图上表示如图3和图4所示O 计算得到的图3连接处内壁表面应力集中系数曲线图4连接处外壁表面应力集中系数曲线应力集中系数离散点按照二次曲线进行了回归O 当L z ~R z ~t ~T 已知时通过查图可以得到应力集中系数K 值然后根据内压力P 计算得到o 值;依照应力集中系数公式K =o max /o 可以推出o max 之值此时就可以利用条件o 3[o 或者o 3 m 进行应力评定[3 O3有限元分析结果的实验验证3.1实验模型为了验证有限元分析结果的可靠性对其中开孔率L z /R z =O.6 厚度比t /T =l.5的结构进行了实验测试O 实验模型如图5所示其中R z =Z 5O mm L z图5实验测试模型=3OO mm T =8mm t =l Z mm 材料为l 6MnR 实验压力P =4MPa O材料特性;E =Z.l >lO 5MPa u =O.3O 接管与球壳的具体连接尺寸见图l 中局部放大图O 3.2实验过程考虑到此结构的主应力方向基本已知故选用9O o 应变片O 在壳体与接管连接处因应力分布复杂故应变片粘贴较密集;而在远离连接处部位应变片间距相应增大O 与此同时实验过程中充分考虑了水下测量时应变片的粘贴和防护以及引出导线的密封等问题[4~5 O-66-<机械与电子>Z OO3(l )利用转换箱和J应变仪通过接口与计算机相连接实现了数据的计算机自动采集.实验结果具体的实验结果与有限元结果比较如图所示通过图形可以看出有限元分析结果与实验测图有限元结果与实验测试结果比较试结果基本吻合证明了有限元结果的可靠性4结束语.在球壳与接管的连接处出现明显的应力集中从球壳与接管连接平行圆处起应力沿径向急剧衰减.无论连接处内表面还是外表面最大应力均为环向应力c.从应力集中系数曲线可以看出,开孔率越大应力集中系数越大;厚度比越大应力集中系数越小适当加厚接管能够起到很好的补强作用;当接管厚度超过某一数值后应力集中系数下降很小参考文献,[1]万晋.压力容器大开孔集中系数影响因素分析[J].福建化工OOO <1),B1-B5.[ ]蔡慈平.对大开孔补强方法的探讨[J].化工装备技术OOO 1<),B1-B.[B]钢制压力容器分析设计标准<第一版)[M].全国压力容器标准化技术委员会北京,中国标准出版社1995.[4]潘少川等.实验应力分析<第一版)[M].北京,高等教育出版社1991.[5]李欣.半球形封头大开孔与内伸接管连接处应力分析[C].天津,河北工业大学OO1.作者简介,高炳军<19 -)男河北沧县人河北工业大学化工学院讲师天津大学博士研究生研究方向为压力容器结构优化与计算机辅助设计;王洪海<19 -)男河北文安人河北工业大学化工学院助教研究方向为压力容器结构优化与计算机辅助设计研究<上接58页)助帮助文档包括,系统配置要求安装环境程序使用教程各功能模块作用工具条菜单项对话框的操作机床参数出厂设置注意事项和疑难解答等通过网络接口模块用户可方便快速地访问生产厂家网站在线动态更新玻璃图案式样库获得技术支持软件注册下载和升级服务等安装我们另行开发的网络屏幕和语音的实时传送模块还可对系统进行故障诊断及远程监控B结束语数控玻璃雕刻图形自动编程系统能对玻璃制品上的复杂图案加工进行快速自动编程具备加工工序自动控制刀库管理加工参数选择走刀模拟刀具自动更换和刀具超差自动报警等特点实现磨削抛光自动循环加工同时具有先进的网络接口功能并且所有模块均在一个集成环境中运行速度快用户界面友好使用方便参考文献,[1]周里群.数控线切割的G代码自动编程[J].机床与液压OO <),1O5-1O7.[ ]聂秋根等.数控加工自动编程设计[M].北京,航空工业出版社1999.[B]刘又午杜君文.数字控制机床[M].北京,机械工业出版社1999.[4]刘文剑等.CAD/CAM集成技术[M].哈尔滨,哈尔滨工业大学出版社OOO.[5]雷宇等.基于二维参数化设计软件的平面雕刻数控自动编程系统的开发[J].现代机械OOO <B),7-8. [ ]Donald hearn M Pauline bake.计算机图形学[M].蔡士杰等译北京,电子工业出版社1998.作者简介,刘其洪<19 -)男江西南康人华南理工大学机械工程学院讲师硕士从事CAD/CAM CAI教学科研工作7<机械与电子OOB<1)。

反应堆压力容器主螺孔扩孔修复的强度校核和应力分析

下简称ＲＰＶ）是反应堆一回路冷却剂系统的重要０引言反应堆压力容器（ＲｅａｃｔｏｒＰｒｅｓｓｕｒｅＶｅｓｓｅｌ，以
·７０ ·
１］，其失效承压边界，是整个核电站的核心设备［
将引起冷却剂的严重泄漏，造成放射性物质的大量外逸，危及反应堆的安全。螺纹紧固组件是保
ＨＵＤａ－ｆｅｎ，ＷＵＳｈｉ－ｊｉａｎ，ＹＡＮＧＪｉｎｇ－ｃｈａｏ（ＣｈｉｎａＮｕｃｌｅａｒＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＤｅｓｉｇｎＣｏ．，Ｌｔｄ．（Ｓｈｅｎｚｈｅｎ），Ｓｈｅｎｚｈｅｎ５１８１７２，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｅｎｌａｒｇｉｎｇｒｅｓｔｏｒａｔｉｏｎｗａｓａｍａｉｎｒｅｐａｉｒｍｅｔｈｏｄｏｆｓｅｒｉｏｕｓｔｈｒｅａｄｄａｍａｇｅｏｆｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌｓｔｕｄｈｏｌｅ．ＢａｓｅｄｏｎＭ１５５× ４ｍｍｓｔｕｄｈｏｌｅｏｆＣＰＲ１０００ｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌ，ｔｈｅｔｈｒｅａｄｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｓｔｕｄａｎｄｓｔｕｄｈｏｌｅｗｅｒｅｃｈｅｃｋｅｄａｆｔｅｒｅｎｌａｒｇｉｎｇｒｅｓｔｏｒａｔｉｏｎ．Ａｎｄｂａｓｅｄｏｎｄｅｓｉｇｎｃｏｎｄｉｔｉｏｎ，ｔｈｅｓｔｒｅｓｓｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｓｔｕｄｈｏｌｅｔｈｒｅａｄａｎｄｖｅｓｓｅｌｆｌａｎｇｅｗｅｒｅａｎａｌｙｓｅｄａｆｔｅｒｅｎｌａｒｇｉｎｇｒｅｓｔｏｒａｔｉｏｎ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓ：ｔｈｅｓｈｅａｒｓｔｒｅｓｓ，ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｓｔｒｅｓｓａｎｄｂｅｎｄｉｎｇｓｔｒｅｓｓｏｆｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌｓｔｕｄａｎｄｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｓｔｕｄｈｏｌｅｔｈｒｅａｄｍｅｔｔｈｅｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇｓｔｒｅｎｇｔｈｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ．ＴｈｅｓｔｒｅｓｓｏｆｓｔｕｄｈｏｌｅｔｈｒｅａｄａｎｄｖｅｓｓｅｌｆｌａｎｇｅｓａｔｉｓｆｉｅｄＲＣＣＭｃｏｄｅｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｒｅａｃｔｏｒｐｒｅｓｓｕｒｅｖｅｓｓｅｌ；ｓｔｕｄｈｏｌｅ；ｅｎｌａｒｇｉｎｇｒｅｓｔｏｒａｔｉｏｎ；ｓｔｕｄ；ｓｔｒｅｎｇｔｈｃｈｅｃｋｉｎｇ；ｓｔｒｅｓｓａｎａｌｙｓｉｓ

一种气密封特殊螺纹振动疲劳失效试验评价和分析方法[发明专利]

专利名称：一种气密封特殊螺纹振动疲劳失效试验评价和分析方法
专利类型：发明专利
发明人：王建东,李玉飞,张林,汪传磊,田涛,王新虎
申请号：CN202010432572.2
申请日：20200520
公开号：CN111767614A
公开日：
20201013
专利内容由知识产权出版社提供
摘要：本发明公开了一种气密封特殊螺纹振动疲劳失效试验评价和分析方法，对实物试样进行气密封特殊螺纹振动疲劳失效试验评价方法；根据有限元分析螺纹结构和主密封面在载荷状态下最大主应变和最大主应力；依据主密封面应力状态判定是否满足发生材料力学性能改变循环软化条件，依据最大主应力变化幅值，采用疲劳实验轴向力控制方法进行材料循环应力应变试验并建立材料屈服强度变量函数；确定最终屈服强度代入有限元模型分析主密封接触压力和长度的密封能变化与内压比较，确定密封完整性和螺纹结构疲劳失效性能，完成气密封特殊螺纹振动疲劳失效分析。

本发明为气密封特殊螺纹在特定工况振动载荷下密封和结构两个完整性使用及分析预测提供了基础。

申请人：中国石油天然气集团有限公司,中国石油天然气集团公司管材研究所
地址：100007 北京市东城区东直门北大街9号中国石油大厦
国籍：CN
代理机构：西安通大专利代理有限责任公司
代理人：高博
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油套管特殊螺纹球面对锥面密封结构的弹塑性接触应力分析

2 冗/ C
1000
A n (x)dx= ^ J p sN(x )dx=2 C c ,S yb+
n w 2r Rs 4 2
-b2 - — arcsin —
2
ws
(7)
式中：7；为密封面附加作用扭矩，单位为N.m; rs 为密封面平均半径，单位为 mm; ( 和（分别为密封锥面和螺纹的锥度；P 为螺距，单位为m m ; M 和
2 . 5 密封面平均接触应力根据式 (6)可计算密封面平均接触应力 Pava为
P ^ = — \：P A ^
c ts yb- E < -7i--arcsin —b—
( 12)
2w s
及2 2
ws
图2
Fig.2
不同密封面附加作用扭矩下特殊螺纹密封面的接触应力分布
Sealing contact stress for s p here to c o n e p r e m i u m connection u n d e r different additional m a k e - u p torque f r o m sealing interface
中图分类号：T E 921.2 文献标识码：A
D O I : 10.11776/cjam.38.03.B 043
1 引言
特殊螺纹己成为解决井筒完整性和安全性问题的关键技术之一。常见的密封结构包括锥面对锥面密封、球面对锥面密封和球面对柱面密封三种 [1-3]。其中，球面密封结构具有接触应力高、密封面易屈服的特点。因此，准确分析弹塑性密封接触应力分布对于评价特殊螺纹的密封性能、设计密封结构参数至关重要。目前学者主要采用实验法 >8]和有限元法 [9_13]研究特殊螺纹气密封性能，而相关理论模型仅考虑了球面对锥面的弹性接触状态[14〜],难以较准确和快速地获取球面对锥面特殊螺纹的主要密封

特殊螺纹接头接触应力计算与分析

特殊螺纹接头接触应力计算与分析曹梦雨;王尊策;赵海江;李森;卢玉;张冠男【摘要】For purpose of investigating mechanical properties of the premium connection, analyzing the con-tact stress of completion string's premium connection was carried out,including establishment of the numeri-cal analysis model for the completion string and its string load so as to obtain bearing situation of the connec-tion under different working conditions.Having the theory of elastic mechanics based to establish computation-al relation between the magnitude of interference and the torque wrench moment and the contact stress was im-plemented and the static method was applied to establish a numerical model for the premium connection which has the magnitude of interference determined to simulate make-up process of the thread.Both the method and results verified by experimental results and theory analysis respectively proves the applicability of this method in simulating premium connection's making-up process.Based on this method,analyzing pipe load's impact on contact stress indicates that, both the axial tension and inner pressure can reduce contact stress of the screwed connection to a certain degree.%为探究特殊螺纹接头的力学特性,针对生产完井管柱开展了螺纹接头接触应力分析.建立了生产完井管柱的数值分析模型并进行了管柱载荷分析,得到不同工况下油管接头的承载情况,基于弹性力学理论建立螺纹接头上扣扭矩、接触应力与过盈量之间的计算关系,应用静力学方法建立了特殊螺纹接头的数值分析模型,通过定义过盈量的方式模拟了特殊螺纹上扣过程,计算方法与结果分别得到了已有试验结果和理论分析的验证,证明了此方法在模拟特殊螺纹上扣过程时的可行性,并基于此结果进行了管柱载荷对接触应力的影响分析,结果表明轴向拉力和内压作用均会在一定程度上降低螺纹接头接触应力水平.【期刊名称】《化工机械》【年(卷),期】2018(045)002【总页数】7页(P254-260)【关键词】螺纹接头;特殊螺纹;生产完井管柱;管柱载荷;油管接头;密封性能;上扣扭矩;接触应力;过盈量【作者】曹梦雨;王尊策;赵海江;李森;卢玉;张冠男【作者单位】东北石油大学机械科学与工程学院;东北石油大学机械科学与工程学院;大庆钻探工程运输一公司运输五分公司;东北石油大学机械科学与工程学院;中国石油辽河油田公司钻采工艺研究院;大庆油田有限责任公司第二采油厂作业大队【正文语种】中文【中图分类】TQ055.8+1管柱在油气开采过程中的受力环境很复杂，而管柱联结均靠螺纹实现，因而螺纹的密封性能在一定程度上决定着油田生产的安全性。

35CrMo钢高强螺栓断裂失效分析

35CrMo钢高强螺栓断裂失效分析韩克甲;赵晓辉;李洪伟【摘要】某风电厂铁塔用紧固高强螺栓在使用一个月后于螺纹处出现多根断裂现象.通过宏观检验、化学成分分析、力学性能试验、金相检验、断口分析等方法对螺栓断裂原因进行了分析.结果表明:失效高强螺栓螺纹处表面全脱碳层深度超标,且脱碳层深度极不均匀,在全脱碳层最大深度处容易产生应力集中,并造成螺栓表面部分区域的强度和抗疲劳性能下降,无法承受设计载荷,从而导致高强螺栓在此处出现应力裂纹并最终发生疲劳断裂失效.%The high strength bolts used for tower fastening in a wind power plant, appeared multiple fracture phenomena at the thread position after a month's use.By means of macro examination, chemical composition analysis, mechanical property test, metallographic examination, fracture analysis and so on, the fracture reasons of the bolts were analyzed.The results show that the surface total decarburization layer depth of the failure high strength bolts at the thread position exceeded the standard requirement, and at the same time the decarburization layer depth was very uneven.Stress concentration easily formed at the deepest total decarburization position, and the decarburization also caused the decrease of strength and fatigue property of the bolts at local positions and made the bolts not bear the design load.So stress cracks appeared here and resulted in the final fatigue fracture failure of the high strength bolts.【期刊名称】《理化检验-物理分册》【年(卷),期】2017(053)006【总页数】4页(P434-436,441)【关键词】高强螺栓;脱碳;应力裂纹;疲劳断裂【作者】韩克甲;赵晓辉;李洪伟【作者单位】淄博市新材料研究所, 淄博 255040;淄博市新材料研究所, 淄博255040;淄博市新材料研究所, 淄博 255040【正文语种】中文【中图分类】TH131.3某风电厂采购一批铁塔用紧固高强螺栓，螺栓规格为M24 mm×120 mm。

钢管桩环形焊缝应力集中系数的数值研究

钢管桩环形焊缝应力集中系数的数值研究古西召1，刘全兴1，宋文涛1，周世良2 （1.中交第二航务工程勘察设计院有限公司，湖北武汉430071；2.重庆交通大学西南水运工程科学研究所，重庆400016）摘要：钢管桩广泛应用于海港码头结构中，很多情况下钢管桩需要由多根通过环形对接焊缝连接的管节组装而成。

焊接热循环过程在焊缝处残留角变形，该变形将加重焊缝处应力集中程度，大大降低钢管桩的疲劳寿命。

本文首先介绍现有板-板对接焊缝角变形应力集中系数计算公式。

然后，建立包含角变形钢管桩环形对接焊缝的有限元模型。

基于有限元模型，揭示管径参数对应力集中系数的影响规律，探讨板-板公式在钢管桩环形对接焊缝角变形应力集中系数计算上的适用性。

本文的研究结果可为工程设计提供参考。

关键词：钢管桩；环形对接焊缝；角变形；应力集中系数；港口工程引言海港码头结构在海洋环境中承受着复杂的环境，其钢管桩基础通常存在着各种循环荷载（波浪、风和水流），在循环荷载反复作用下，钢管桩基础有发生疲劳破坏的可能。

钢管桩基础的安全性是大型海港码头安全性的重要组成部分，也是重中之重。

当钢管桩由于长度超长或者需要在桩身变化壁厚时，不同桩身管节之间，通常需要用环形对接焊缝将各个管节连接起来[1～2]。

由于焊缝的存在，钢管桩环向焊缝处疲劳强度相较于钢管本身较低，焊缝处由焊接引起的角变形及错边带来的应力集中，是影响环形对接焊缝疲劳强度的核心因素[3]。

现有的研究中，对于环形对接焊缝应力集中的研究集中于错边[2,4]，而对角变形重视不够。

徐永春和胡崇义[5]指出角变形和错边对对接焊缝疲劳性能有着相同的重要性。

本文针对现有研究的不足，开展角变形对环形对接焊缝应力集中系数研究。

本文首先对现有板-板对接焊缝角变形应力集中系数计算公式进行介绍，基于有限元分析，分析几何参数对应力集中系数的影响规律，探讨该公式对钢管桩环形对接焊缝角变形应力集中系数的适用性。

1 角变形应力集中系数计算公式应力集中系数是指焊缝处的热点应力与名义应力之比[6]。

微机热应力场模拟解决铸钢件热裂

微机热应力场模拟解决铸钢件热裂
林家骝
【期刊名称】《机械工人：热加工》
【年(卷),期】1995(000)004
【摘要】热裂是铸造生产中常见而且危害严重的铸造缺陷之一。

它不仅在工艺条件变化时引起老产品严重热裂,而且在工艺条件基本不变的老产品生产过程中突然出现严重的热裂;给铸造工业和国民经济造成巨大损失。

本文将介绍我们对中空轴铸钢件热裂的研究成果。

【总页数】3页(P2-4)
【作者】林家骝
【作者单位】北京清华大学100084
【正文语种】中文
【中图分类】TG26
【相关文献】
1.解决铸钢件热裂缺陷的工艺方法分析和选择 [J], 石光玉;于洪照;相子强
2.呋喃树脂砂工艺生产薄壁铸钢件表面热裂纹对基体疲劳寿命的影响 [J], 崔世海;王纪涛;刘勇
3.铸钢件凝固过程三维温度场热应力场的数值模拟与缩孔（松）热裂的判定 [J], 林家骝;朱世根
4.侧架铸钢件热裂纹的形成及防止方法 [J], 盛雁龙;王文先;李志杰;张秀清;杜志强;
贺乐义
5.试论砂型铸钢件热裂纹的成因与对策 [J], 徐贵宝
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基于ABAQUS液氨储罐管座角接头应力计算

基于ABAQUS液氨储罐管座角接头应力计算
姜运建;李文彬;牛晓光;冯砚厅;郑相锋
【期刊名称】《压力容器》
【年(卷),期】2011(028)002
【摘要】液氨储罐排污门管座角接头由于制造中采用未开坡口单面焊结构,使用中出现开裂失效.采用有限元软件ABAQUS对3种类型的管座角接头进行了应力计算,并与实际开裂情况进行了比较.研究结果表明:开坡口全焊透的角接头简体内壁所受应力最小,未开坡口双面焊角接头应力中等,未开坡口单面焊角接头开孔处筒体内壁所受应力最大,与液氨储罐排污门管座角接头开裂情况一致.在重要场合要避免使用未开坡口的单面焊接的管座角接头结构.
【总页数】5页(P28-32)
【作者】姜运建;李文彬;牛晓光;冯砚厅;郑相锋
【作者单位】天津大学,材料科学与工程学院,天津,300072;河北省电力研究院,河北,石家庄,050021;河北省电力研究院,河北,石家庄,050021;河北省电力研究院,河北,石家庄,050021;河北省电力研究院,河北,石家庄,050021;河北省电力研究院,河北,石家庄,050021
【正文语种】中文
【中图分类】TQ053.2;TQ050.2
【相关文献】
1.基于ABAQUS的不同上扣扭矩下特殊螺纹接头应力模拟 [J], 王蕾琦;窦益华;曹银萍
2.基于ABAQUS的三通接头应力分析和评定 [J], 徐伟;迟明;张宗政
3.基于ABAQUS的某土石坝应力应变计算分析 [J], 邓春秀;黄鑫
4.基于ABAQUS的两种应力强度因子计算方法对比 [J], 姜旭;寇园园;石朝龙
5.基于ABAQUS的港工结构计算模型自动地应力平衡方法研究 [J], 贺林林;贾瑞;焦钰褀;梁越
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内螺纹零件热处理后攻螺纹困难的原因分析及解决方案

内螺纹零件热处理后攻螺纹困难的原因分析及解决方案
刘海燕;王莹莹;任园春
【期刊名称】《金属加工:热加工》
【年(卷),期】2022()5
【摘要】某批轴类零件在渗碳淬火后,内螺纹处由于表面硬度高,因此无法正常攻螺纹。

主要针对低碳合金钢在进行渗碳淬火后,无法正常攻螺纹的问题,进行探讨研究,采用正确有效的方案进行处理,从而使零件能够正常使用。

【总页数】2页(P44-45)
【作者】刘海燕;王莹莹;任园春
【作者单位】第一拖拉机股份有限公司齿轮传动公司
【正文语种】中文
【中图分类】TG1
【相关文献】
1.Φ203.2 mm随钻震击器内螺纹断裂原因分析
2.Ф20
3.2mm随钻震击器内螺纹断裂原因分析3.整体螺旋式扶正器内螺纹接头断裂失效原因分析
4.锅炉水冷壁用内螺纹管泄漏原因分析
5.300 MW火电机组锅炉水冷壁内螺纹管泄漏原因分析
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油管螺纹联接的应力分析

油管螺纹联接的应力分析
郑广汉;金少先
【期刊名称】《东北石油大学学报》
【年(卷),期】1994(000)003
【摘要】讨论了仅在上扣扭矩作用下油管锥形螺纹联接部分危险戴面的应力状态和计算方法，并计算了相当应力σｘｄ与周向应力σｔ，指出上扣扭矩过大可以导至油管过早损坏。

【总页数】1页(P109)
【作者】郑广汉;金少先
【作者单位】不详;不详
【正文语种】中文
【中图分类】TE973.02
【相关文献】
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