B13001-弯管内热波动及其削弱机理研究

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基于COMSOL软件的直角弯管声波传播特性规律研究

在过去的几十年里! 国内外学者对弯管声学问题进行了大量研究 & !"##"$%&'(')'*'+(等使用广义函数方法对 ,-.#/ 的理论做进一步的扩展!以此解决固体边界移动的噪声问题! 推导出了著名的 *!01 方程 $ 2/3/&45 等 '6(以圆形截面和方形截面的 7 型三通为研究对象! 得到了牛顿流体和非牛顿流体的层流和湍流流动的数值解$ 89&99:"4 8;."4< 等 '=(对方形截面和 7 型管道的声 % 振动噪声特性进行了研究 $ 19347 等 '>(通过实验研究了天然气管道产生流动噪声的声源分布% 传播特性和频率特性 $ ?9;4@ 等 'A(对空调风道三通进行研究 ! 提出了合理的导叶安装位置!并优化导叶形式!有效减少了流体的变形和机械能转化为内能的量! 并明显减少了湍流能量的耗散 $ 刘翠伟等 'B(利用 ,*C 软件对输气管道阀门处的流场做稳态与瞬态模拟! 得到了阀门处噪声产生% 传播及衰减等规律!为管道音波法泄漏检测提供了技术支持!也为管道降噪研究提供了理论依据 $ 石喜等 'D(对三通管道进行数值模拟和实验研究的结果表明! 支管的局部阻力系数随着雷诺数的增大而逐渐减小! 且当雷诺数大于 +EAF+GA 时可视为流动状态位于圆管沿程阻力系数的阻力平方区 $ 陈江林等 'H( 研究了 I 型三通的损失系数!发现支管的损失系数与管径比无关! 主管的水头损失系数则与管径比负相关 $ 李艳华等 'J(推广了一种考虑流固耦合的三通管声阻抗特性计算方法! 适用范围涵盖了各类支撑和不同的分支角度! 且计算结果与试验结果相差较小$ 王珂'+G(以空调系统三通管道为研究对象!探究了三通的结构形式%截面长宽比和流量比对气动噪声源特性的影响! 发现存在使声源强度最小的最优过渡角$

基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别

第49卷第1期2022年北京化工大学学报(自然科学版)Journal of Beijing University of Chemical Technology (Natural Science)Vol.49,No.12022引用格式:张经豪,熊平,郝睿智,等.基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别[J].北京化工大学学报(自然科学版),2022,49(1):98-105.ZHANG JingHao,XIONG Ping,HAO RuiZhi,et al.Identification of corrosion thinning and fouling thickening on the inner wall of a circular tube based on the inverse heat conduction problem[J].Journal of Beijing University of Chemical Technol⁃ogy (Natural Science),2022,49(1):98-105.基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别张经豪　熊　平　郝睿智　卢　涛*(北京化工大学机电工程学院,北京　100029)摘　要:以二维圆管为研究对象,基于有限元法的导热正问题(direct heat conduction problem,DHCP)以及基于列文伯格-马夸尔特(Levenberg -Marquardt,L -M)算法的优化方法来构建二维稳态导热反问题数学模型,通过关联COMSOL 与MATLAB 对圆管内壁腐蚀减薄和污垢增厚两类缺陷进行了定量识别㊂为了探究模型的有效性与精确性,分别设定了几种典型缺陷进行数值计算,并系统地分析了初值选取㊁管道外表面测温点数目及测温误差对反演精度的影响㊂数值实验结果表明该模型能够准确地识别圆管内壁面的两类缺陷,且具备良好的稳定性与抗噪性㊂关键词:导热反问题;缺陷识别;列文伯格-马夸尔特(Levenberg -Marquardt,L -M)算法中图分类号:TK38 DOI :10.13543/j.bhxbzr.2022.01.012收稿日期:2021-05-31第一作者:男,1996年生,硕士生*通信联系人E⁃mail:likesurge@引　言在工业生产中,管道广泛应用于输气㊁供水和运油等领域㊂由于管道长期处于高温高压的工作状态,在使用过程中容易造成内壁的腐蚀㊁脱落,甚至产生污垢黏连附着在内壁上导致出现内壁增厚等现象,这些缺陷的存在成为安全生产和使用的潜在隐患[1]㊂因此,对管道内壁缺陷的检测具有重要意义[2-3]㊂导热反问题(inverse heat conduction problem,IHCP)已在很多工程领域中得到广泛应用[4]㊂导热反问题常用于计算反演边界条件[5-9]㊁热物性参数[10]㊁物体内部热源[11]及初始条件等未知项,也可用于物体内部缺陷[12-15]和内壁缺陷的识别㊂Chen 等[16-17]采用共轭梯度法估计了管道外壁的未知霜层边界形状和管道内壁上的未知污垢边界形状,但只单一讨论了沿管道轴向变化的霜层或污垢分布情况;文献[18-19]对双层炉膛内壁的边界形状进行了反演,但没有探讨初始值及测点数目对反演结果精确度的影响;文献[20-24]应用共轭梯度法对管道内壁面的边界形状进行了稳态或瞬态的识别,并分别对所建反演模型的可行性进行了探究;张林等[25]在改进的一维修正算法基础上提出一维加权法,对二维圆管交界面形状进行了定量识别,提高了识别效率;Mohasseb 等[26]采用遗传算法作为非适定导热反问题的计算方法,求解了方形板的热流密度边界,但算法的稳定性与收敛速度有待提高;文献[3]㊁[27-30]均采用列文伯格-马夸尔特(Levenberg -Marquardt,L -M)算法对未知参数进行了计算,算例验证了算法的有效性和优越性㊂在众多求解导热反问题的数值计算方法中,属于梯度类算法的L -M 算法因具有稳定性好㊁构造思路简单㊁收敛快等优势而被广泛应用㊂当前的大多数研究都只对管道内壁腐蚀减薄缺陷进行单一的讨论,涉及管道内壁污垢增厚缺陷识别的相对较少,因此本文提出基于有限元法和L -M 算法构建反问题数学模型,利用COMSOL 与MAT⁃LAB 联合仿真稳定㊁快速的优势,将管道内径作为反演参数,分别对管道内壁腐蚀减薄缺陷与污垢增厚缺陷进行定量识别,并构造数值实验对反演结果的精确性和稳定性进行分析㊂1　二维圆管物理模型二维圆管物理模型如图1所示㊂管道外径a =0.3m,壁厚d =25mm㊂管道的导热系数λ1=17.60W /(m ㊃K),污垢的导热系数λ2=3.14W /(m ㊃K),外壁面对流换热系数h out =10W /(m 2㊃K),环境温度T a =25℃,内壁面对流换热系数h in =1000W /(m 2㊃K),管内流体温度T f =200℃,θ为极角,r 为出现缺陷后管道的内壁面极径㊂图1　管道两类缺陷的物理模型Fig.1　Physical model of two types of defects in pipelines2　IHCP 数学模型2.1　导热正问题(DHCP )由于所研究内容为二维圆管内壁面缺陷的稳态识别,基于此作如下合理假设:1)管道忽略轴向导热的影响;2)管道导热系数和管内外的对流换热系数均为常数㊂2.1.1　管道增厚缺陷圆管的导热偏微分方程为∂2T ∂x 2+∂2T∂y 2=0(1)假设给定内壁面和外壁面均为第三类边界条件,则边界条件为-λ(1∂T 1∂n )out =h out(T out-T a)(2)-λ(2∂T2∂n )in=h in(T in-T f)(3)污垢增厚缺陷存在着交界面Γ,在此处T 1=T 2(4)-λ(1∂T 1∂n int,)1=-λ(2∂T 2∂n int,)2(5)式中,下标1代表管壁区域Ω1,下标2代表污垢区域Ω2;下标in㊁out 分别为圆管内壁面和外壁面;n 代表法线方向;下标int 代表圆管与污垢交界面边界㊂2.1.2　管道减薄缺陷管道减薄缺陷只存在于管壁区域Ω1,将式(3)进行修改可得式(6)㊂-λ(1∂T1∂n)in=h in(T in-T f )(6)式(6)与式(1)㊁式(2)共同构成了管道减薄缺陷导热正问题的数学描写㊂2.2　导热反问题导热正问题是一个定解问题,而导热反问题则是一个最优化问题㊂2.2.1　L -M 算法L -M 算法是非线性回归中回归参数最小二乘估计的一种方法,L -M 算法将最速下降法和线性化方法相结合,从而较快地找到最优值㊂对于两类内壁面缺陷的反演,内壁面几何边界都是未知的,可由极坐标向量R (θ)描述R (θ)=[r 1,r 2, ,r n , ,r N ]T (7)式中,r 为极半径;N 为内壁面离散节点个数㊂数学偏微分方程组(式(1)~(5)以及式(1)㊁(2)㊁(6))需要获得外壁面测点温度以满足其封闭性,离散后的外壁面温度测量值记为Y =[Y 1,Y 2, ,Y m , ,Y M ]T(8)式中,M 为外壁面测点数㊂进一步构建该最优化问题的目标函数为S (R )=[Y -T (R )]T [Y -T (R )](9)式中,T (R )为根据R (θ)所求得的外壁面温度的计算值,表示为T (R )=[T 1,T 2, ,T m , ,T M ]T(10)通过式(9)对未知参量R (θ)求偏导得到目标函数梯度的最小化条件为 ΔS (R )=-2J T (R )[Y -T (R )]=0(11)式中,J (R )为敏度系数矩阵,表示为J (R )[=∂T T (R )∂]RT(12)对式(11)的T (R )进行泰勒级数展开舍去高阶项,并加入衰减参数μk LM 来调节迭代速度,得到迭代式R k +1=R k +[(J k )T J k +μk LM Ωk ]-1(J k )T [Y -T (R k )](13)式中,k 为迭代次数;Ωk 为一对角矩阵,表示为Ωk =diag[(J k )T J k ](14)迭代开始采用最速下降法以较大的μk LM 进行计㊃99㊃第1期张经豪等:基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别算,后来降低μk LM 通过高斯牛顿法得到最终反演值㊂根据偏差原理给出收敛条件为S (R )<ε(15)式中,ε在不考虑测量误差时为一小正数㊂2.2.2　数值计算过程MATLAB 使用mphload 函数加载COMSOL 的mph 文件,通过mphinterp 函数便可读取数据,无需使用输入/输出文件㊂COMSOL 在被调用时可以自动构建几何模型㊁更新网格和求解计算,有效提高了反演效率㊂利用L -M 算法求解导热反问题的流程图如图2所示㊂图2　反演流程图Fig.2　Chart of inversion progress2.2.3　反演识别误差为验证反演结果对引入测量误差的敏感性,在由导热正问题计算得到的外壁面精确值的基础上引入随机误差,来模拟实际的测量值㊂T mea =T exact +σω(16)式中,T mea 为外壁面温度测量值;T exact 为外壁面温度精确值;σ为标准偏差;ω为区间[-2.576,2.576]内服从标准正态分布的随机数,该区间能达到99%的测量可靠度㊂当考虑实际测温误差时,收敛标准ε写成ε=∑Mm =1σ2m =Mσ2(17)为了表征反演值与精确值的偏离程度,定义平均相对误差为E RR=1N∑Nn =1r n ,exact -r n ,estr n ,exact×100%(18)式中,r n ,exact 为内径精确值;r n ,est 为内径反演值㊂3　计算结果与分析通过运行程序进行数值计算,以验证管道减薄缺陷与增厚缺陷导热反问题反演的精确性㊂首先设定内壁面缺陷形状,由导热正问题得出外壁面温度模拟的实际测量值,为导热反问题提供输入数据;所设定的内壁面缺陷形状参数作为校验数据㊂为验证程序的稳定性和抗噪性,分别探讨初值㊁测温点数目及测量误差对反演结果的影响㊂3.1　管道减薄缺陷对于管道减薄缺陷,在外壁面上均匀设置36个测点,内壁面由36个均匀分布的离散节点拟合得到㊂设定沿周向变化的内壁面几何形状为阶跃式函数㊁锲形函数和正弦函数,分别探讨这3种不同工况下的导热反问题㊂3.1.1　阶跃式函数设定内壁面边界形状按阶跃式变化,即Case 1㊂R (θ)=0.275,θ∈[0,5π/6)∪(7π/6,2π]0.2875,θ∈[5π/6,7π/6{](19)图3　不同初值下阶跃式几何边界的反演值与精确值Fig.3　Inversion and exact values for a stepped geometricalboundary with different initial values根据式(19)验证内壁面几何边界呈阶跃式规律变化下的反演结果,并探讨不同初值R 0对反演结果的影响㊂由图3可以看出,当R 0取不同值时,反演曲线与精确曲线的走向基本趋于一致,靠近阶跃边界处的识别效果相对较差,但程序仍可较好地识别出管道内壁的边界形状㊂由表1可以进一步得出,3种初始边界假设下,反演结果的平均相对误差最大仅相差0.015%,说明初始边界假设对内壁面几何边界的反演几乎没有影响;此外,3种初值下得出计算结果的平均相对误差均不超过0.1%,验证了程序反演的精确性㊂㊃001㊃北京化工大学学报(自然科学版) 2022年表1　Case1~Case3平均相对误差值Table 1　Mean relative error values of Case1to Case3Case R 0/m Mσ/℃E RR /%0.263600.06610.273600.0510.283600.0510.272400.15520.273600.0580.277200.0110.273600.00130.27360.20.9450.27360.51.3233.1.2　锲形函数设定内壁面几何边界形状以锲形函数变化,即Case 2㊂R (θ)=0.275,θ∈[0,π)∪(π,2π]0.2875,θ={π(20) 在式(20)所示的内壁边界形状以锲形函数变化的条件下,研究不同外壁面温度测点数目对识别结果的影响㊂由图4可以看出,当M =24时,程序对内壁边界的识别效果相对较差,尤其是在阶跃点附近更为明显;随着外壁面温度测点数目的增加,阶跃点处的识别效果逐渐变好,当M =72时,反演曲线与精确曲线高度吻合㊂结合表1可进一步得出,外壁面测温点数越多,识别效果就越好㊂M =36时的平均相对误差为0.058%,M =72时的平均相对误差为0.011%,均可较好地识别出内壁边界形状㊂图4　锲形几何边界不同测温点数时的反演值与精确值Fig.4　Inversion and exact values for a wedge⁃shapedgeometric boundary with different numbers of measurement points3.1.3　正弦函数设定内壁边界形状随正弦函数变化,即Case 3㊂R (θ)=0.285+0.01sin θ(21)内壁面边界形状按式(21)以正弦规律变化,引入标准偏差,分析不同偏差对反演结果的影响㊂如图5所示,可以看出当σ=0℃时,反问题得到的反演曲线与正问题得出的精确曲线几乎重合;当σ=0.2℃和σ=0.5℃时,两条反演曲线均在精确值附近上下小范围波动,且在σ=0.5℃时变化得相对更为明显㊂根据表1不难进一步得出,随着标准偏差的增大,反演误差也随之增大,但3种标准偏差下的平均相对误差均不超过1.5%,说明采用此方法反演边界形状对测量误差的变化不敏感,具有一定的抗噪性㊂图6是当边界形状为正弦函数时的迭代收敛历程图,由图可看出,迭代步长先大后小,且只需要迭代3次即可满足所设定的收敛条件㊂对比图6(c)与图6(d)可知,运用L -M 算法可在低迭代步数下准确地识别出缺陷㊂图5　正弦几何边界不同测量误差时的反演值与精确值Fig.5　Inversion and exact values of a sine geometricboundary with different measurementerrors图6　正弦函数边界缺陷反演时的收敛历程Fig.6　Convergence history of sine function boundarydefect inversion㊃101㊃第1期张经豪等:基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别3.2　管道增厚缺陷同样地,对于管道增厚缺陷,在外边界上也均匀设置36个测点,含有污垢的内壁面亦由36个均匀分布的离散节点拟合得到,可通过反演管道内径进而得出污垢的厚度㊂设定的内壁面污垢几何形状包括均匀增厚缺陷㊁沿周向变化的三角形函数以及椭圆函数,分别探讨这3种不同工况下的导热反问题㊂3.2.1　均匀增厚设定内壁面有均匀厚度的污垢,即Case 4㊂R (θ)=0.265(22)如式(22)所示,假设周向含有均匀污垢的圆管内径为0.265m,即污垢的厚度为0.01m,分别设置不同的初值R 0,所得污垢厚度Δd 反演结果如图7所示㊂由图7可以看出,不同初值下的反演值与精确值相差甚小,且反演曲线呈小范围波动㊂由表2可得,3种初始值下反演的平均相对误差均不足0.1%,说明初值对均匀污垢反演结果的影响较小,程序对于内壁面均匀污垢有较好的识别能力㊂图7　不同初值下均匀污垢厚度的反演值与精确值Fig.7　Inversion and exact values of uniform foulingwith different initial values表2　Case4~Case6平均相对误差值Table 2　Mean relative error values of Case4to Case6Case R 0/m Mσ/℃E RR /%0.253600.01040.263600.0040.273600.0070.262400.03350.263600.0130.267200.0130.263600.00660.26360.20.3090.26360.50.7393.2.2　三角形函数设定内壁几何边界形状按三角形函数变化,即Case 5㊂R (θ)=0.005θ+0.25,θ∈[0,π)-0.005(θ-π)+(0.005π+0.25),θ∈[π,2π{](23)如图8所示,含有污垢的管道内壁面半径(即内壁污垢形状)随周向呈三角形规律变化㊂根据式(23)对反演结果进行验证,同时探讨改变外壁面测温点个数对反演结果的影响㊂由表2可知,增加外壁面测温点个数可以更加准确地识别出内壁面的污垢形状,但提高的程度有限,当测温点的个数达到一定值时,增加节点个数对识别精度的提高影响并不大㊂另外,由表2结果也可看出,当测温点个数较少时识别精度仍然较高,M =24时的平均相对误差为0.033%,表明仍能较准确地识别出内壁面的污垢形状㊂图8　不同测温点数下三角形污垢厚度的反演值与精确值Fig.8　Inversion and exact values of trianglefouling with different numbers of temperaturemeasurement points3.2.3　椭圆函数设定内壁面几何边界形状以椭圆函数变化,即Case 6㊂R (θ)=(0.27cos θ)2+(0.26sin θ)2(24)式(24)为内壁边界形状随椭圆函数变化的情况,即内壁污垢形状亦呈椭圆函数变化㊂图9为不同标准偏差下污垢尺寸的反演值与精确值㊂由图可看出,无偏差下反演值与精确值二者的曲线走向基本同步;当存在标准偏差时,反演值围绕精确值附近上下波动,且随着标准偏差的增大,波动的幅度和频率也愈为明显㊂根据表2可知,在标准偏差增大到0.5℃时,波动值仍可保持在1%以内,说明反演模㊃201㊃北京化工大学学报(自然科学版) 2022年型在识别内壁污垢时稳定性较好㊂图10为当污垢以椭圆函数变化时的管道迭代收敛历程图㊂由图可以看出,对椭圆污垢的反演与对正弦减薄缺陷的反演一样,仅是经历3次迭代就达到了最终收敛,迭代步数较少㊂图9　不同测量误差下椭圆污垢厚度的反演值与精确值Fig.9　Inversion and exact values of elliptical foulingfor different measurement errors图10　椭圆函数边界缺陷反演时的收敛历程Fig.10　Convergence history of elliptic function boundary defect inversion4　结论(1)通过设定多种工况进行数值模拟,验证了二维稳态导热反问题数学模型的有效性与精确性㊂研究结果显示,该反演模型能够实现对内壁面两类缺陷的识别,且具有较高的识别精度㊂(2)对圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚两类缺陷进行了反演结果稳定性的探究,计算结果表明,初值选取对反演结果无明显影响,反演精度随着外壁面测温点数目的增加而提高,但精度提高有限㊂(3)引入随机测量误差,探讨了反演结果对测量误差的敏感性㊂数值算例结果显示,本文算法具有一定的抗噪性,当存在滓=0.5℃的标准偏差时,仍能得到较为精确的结果㊂目前,本文只研究了二维圆管内壁面缺陷的稳态识别,缺少基于具体实验的验证工作㊂下一步需要结合实际工况来优化二维圆管稳态导热反演模型,并进一步开发二维圆管瞬态导热反演模型㊂参考文献:[1]　ZHANG F L,YUAN Z H.The detection and evaluationfor the internal defection in industrial pipeline based on the virtual heat source temperature field[J].Journal ofThermal Analysis and Calorimetry,2019,137(3):949-964.[2]　FAN C L,SUN F R,YANG L.A new computationalscheme on quantitative inner pipe boundary identification based on the estimation of effective thermal conductivity [J].Journal of Physics D:Applied Physics,2008,41(20):205501.[3]　张林,杨立,范春利.充分发展湍流管道内壁边界的红外定量识别[J].国防科技大学学报,2019,41(5):185-192.ZHANG L,YANG L,FAN C L.Infrared quantitative identification for inner boundary of fully developed turbu⁃lent pipeline [J].Journal of National University of De⁃fense Technology,2019,41(5):185-192.(in Chi⁃nese)[4]　范春利.几何形状导热反问题方法与应用[M].北京:科学出版社,2015.FAN C L.Geometric inverse heat conduction problems:methods and applications [M].Beijing:Science Press,2015.(in Chinese)[5]　熊平,陆祺,卢涛,等.基于顺序函数法的圆管内部流体温度反演[J].原子能科学技术,2020,54(9):1595-1603.XIONG P,LU Q,LU T,et al.Estimating fluid tempera⁃ture of pipe based on sequential function specification method [J ].Atomic Energy Science and Technology,2020,54(9):1595-1603.(in Chinese)[6]　韩雯雯,卢涛.基于共轭梯度法的圆管内部流体温度识别[J].工程热物理学报,2015,36(2):371-375.HAN W W,LU T.Estimating fluid temperature of pipe by using conjugate gradient method[J].Journal of Engi⁃neering Thermophysics,2015,36(2):371-375.(inChinese)㊃301㊃第1期张经豪等:基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别[7]　HUANG C H,CHEN C W.A boundary⁃element⁃basedinverse problem of estimating boundary conditions in anirregular domain with statistical analysis[J].NumericalHeat Transfer,1998,33(2):251-267. [8]　薛齐文,杨海天,胡国俊.共轭梯度法求解瞬态传热组合边界条件多宗量反问题[J].应用基础与工程科学学报,2004,12(2):113-120.XUE Q W,YANG H T,HU G J.Solving inverse heatconduction problems with multi⁃variables of boundary con⁃ditions in transient⁃state via conjugate gradient method[J].Journal of Basic Science and Engineering,2004,12(2):113-120.(in Chinese)[9]　钱炜祺,蔡金狮.顺序函数法求解二维非稳态热传导逆问题[J].空气动力学学报,2002,20(3):274-281.QIAN W Q,CAI J S.Solving two⁃dimensional transientinverse heat conduction problem with sequential functionmethod[J].Acta Aerodynamica Sinica,2002,20(3):274-281.(in Chinese)[10]KIM S K,JUNG B S,KIM H J,et al.Inverse estimationof thermophysical properties for anisotropic composite[J].Experimental Thermal and Fluid Science,2003,27(6):697-704.[11]LEE H L,CHANG W J,CHEN W L,et al.An inverseproblem of estimating the heat source in tapered optical fi⁃bers for scanning near⁃field optical microscopy[J].Ultra⁃microscopy,2007,107(8):656-662. [12]FAZELI H,MIRZAEI M.Shape identification problemson detecting of defects in a solid body using inverse heatconduction approach[J].Journal of Mechanical Scienceand Technology,2012,26(11):3681-3690. [13]FAZELI H,MIRZAEI M,FOROOGHI P.Estimation oflocation and size of defects in a solid body via inverseheat conduction problem[C]∥Proceedings of the14thInternational Heat Transfer Conference.Washington DC,2010:387-396.[14]SIAVASHI M,KOWSARY F,ABBASI⁃SHAVAZI E.Detection of flaws in a two⁃dimensional body throughmeasurement of surface temperatures and use of conjugategradient method[J].Computational Mechanics,2010,46(4):597-607.[15]KOWSARY F,SIAVASHI M.Prediction of internal flawparameters in a two⁃dimensional body using steady⁃statesurface temperature data and IHCP methods[C]∥SecondUKSIM European Symposium on Computer Modeling andSimulation.Liverpool,2008:341-346. [16]CHEN W L,YANG Y C,LEE H L,et al.Inverse esti⁃mation for unknown fouling geometry on inner wall offorced⁃convection pipe[J].Applied Mathematics andMechanics(English Edition),2011,32(1):55-68.[17]CHEN W L,YANG Y C.Inverse estimation for the un⁃known frost geometry on the external wall of a forced⁃con⁃vection pipe[J].Energy Conversion and Management,2009,50(6):1457-1464.[18]CHEN W L,YANG Y C,LEE H L,et al.Estimation forinner surface geometry of a two⁃layer⁃wall furnace with in⁃ner wall made of functionally graded materials[J].Inter⁃national Communications in Heat and Mass Transfer,2018,97:143-150.[19]WANG S H,LIN S C,YANG Y C.Geometry estimationfor the inner surface in a furnace wall made of functionallygraded materials[J].International Communications inHeat and Mass Transfer,2015,67:1-7. [20]苟小龙,张建涛,王广军.基于导热反问题的管道内部缺陷诊断[J].重庆大学学报,2010,33(2):42-46.GOU X L,ZHANG J T,WANG G J.Defects detectionin the inner surface of pipes based on inverse heat con⁃duction problem[J].Journal of Chongqing University,2010,33(2):42-46.(in Chinese) [21]范春利,孙丰瑞,杨立.基于红外测温的圆管内壁不规则边界的识别算法研究[J].热科学与技术,2006,5(2):112-117.FAN C L,SUN F R,YANG L.Algorithm study on iden⁃tification of pipeline’s irregular inner boundary for infraredthermography[J].Journal of Thermal Science and Tech⁃nology,2006,5(2):112-117.(in Chinese) [22]张林,范春利,孙丰瑞,等.基于APDL的管道内壁边界识别算法[J].红外与激光工程,2015,44(5):1477-1484.ZHANG L,FAN C L,SUN F R,et al.Identification al⁃gorithm of pipelines’inner boundary based on APDL[J].Infrared and Laser Engineering,2015,44(5):1477-1484.(in Chinese)[23]CHENG C H,CHANG M H.Shape identification by in⁃verse heat transfer method[J].Journal of Heat Transfer,2003,125(2):224-231.[24]HUANG C H,TSAI C C.A transient inverse two⁃dimen⁃sional geometry problem in estimating time⁃dependent ir⁃regular boundary configurations[J].International Journalof Heat and Mass Transfer,1998,41(12):1707-1718.[25]张林,杨立,寇蔚,等.基于一维加权法的交界面边界形状识别[J].红外技术,2018,40(6):590-597.㊃401㊃北京化工大学学报(自然科学版) 2022年ZHANG L,YANG L,KOU W,et al.Inverse identifica⁃tion of interface geometry in a multiple region domain based on one⁃dimensional weighting method[J].Infrared Technology,2018,40(6):590-597.(in Chinese)[26]MOHASSEB S,MORADI M,SOKHANSEFAT T,et al.A novel approach to solve inverse heat conduction prob⁃lems:coupling scaled boundary finite element method to a hybrid optimization algorithm [J].Engineering Analysis with Boundary Elements,2017,84:206-212.[27]LIU F B.A hybrid method for the inverse heat transfer ofestimating fluid thermal conductivity and heat capacity[J].International Journal of Thermal Sciences,2011,50(5):718-724.[28]GARCÍA E,MÉRESSE D,POMBO I,et al.Identifica⁃tion of heat partition in grinding related to process param⁃eters,using the inverse heat flux conduction model[J].Applied Thermal Engineering,2014,66(1-2):122-130.[29]XIE T,HE Y L,TONG Z X,et al.An inverse analysisto estimate the endothermic reaction parameters and phys⁃ical properties of aerogel insulating material[J].Applied Thermal Engineering,2015,87:214-224.[30]ZHANG B W,MEI J,ZHANG C Y,et al.A generalmethod for predicting the bank thickness of a smelting fur⁃nace with phase change[J].Applied Thermal Engineer⁃ing,2019,162:114219.Identification of corrosion thinning and fouling thickening on the inner wall of a circular tube based on the inverseheat conduction problemZHANG JingHao　XIONG Ping　HAO RuiZhi　LU Tao *(College of Mechanical and Electrical Engineering,Beijing University of Chemical Technology,Beijing 100029,China)Abstract :Taking a two⁃dimensional circular tube as the research object,a mathematical model of the two⁃dimen⁃sional steady⁃state inverse heat conduction problem was constructed based on the direct heat conduction problem (DHCP)of the finite element method and an optimization method based on the Levenberg -Marquardt (L -M)al⁃gorithm.Through the combination of COMSOL and MATLAB,two types of defects corrosion thinning and fouling thickening on the inner wall of the circular tube were quantitatively identified.In order to explore the validity andaccuracy of the model,several typical defects were employed for numerical calculations.The effects of the initial value selection,the number of temperature measurement points and the temperature measurement error on the outer surface of the pipeline on the accuracy of the inversion results were systematically analyzed.Numerical experiments prove that the model can accurately identify the two types of defects on the inner wall of a circular tube,which has good stability and noise resistance.Key words :inverse heat conduction problems;defect identification;Levenberg -Marquardt(L -M)algorithm(责任编辑:吴万玲)㊃501㊃第1期张经豪等:基于导热反问题圆管内壁腐蚀减薄及污垢增厚的识别。

螺旋椭圆扭曲管强化换热研究

In this paper, the main research work found that both of tube side and shell side of fluid in a spiral oval twisted tube heat exchangerare generatedthe secondary flow perpendicular to the direction of the mainstream.The boundary layer thickness of the temperature and fluid was reduced;the fluid turbulence was enhanced;the exchanger mass and heat between body and fluid boundary layer was strengthened.This Fluent simulation results show that Re of tube side in spiral oval twisted tube heat exchanger less than 6000, its overall heat transfer performance process is better. The result showed that,the spiral oval twisted tube heat exchanger’s heat transfer performance and pressure loss will increase with the increase of Re;while Re is lower than 3800,the indicators ofshell side overall performance, ko/ΔP values will decrease with the increase of Re;the reduction becomesfaster and faster.

12Cr1MoVG钢弯管热处理工艺对其组织性能影响_杨佳

摘要：某机组 12Cr1MoVG 钢弯管后硬度偏低，分析认为是弯管热处理工艺不当所致，提出了加快正火冷却速
度、延长回火保温时间的热处理工艺改善方法。通过理化检验，得到材料硬度与金相组织结构、材料力学性能之间的
关系。
关键词：12Cr1MoVG 钢；弯管；热处理；金相组织；力学性能
YANG Jia1, ZHANG Yijie2, CHEN Zhongbing1, LAI Yunting1
(1. Suzhou Nuclear Power Research Institute Co., Ltd., Suzhou 215004, China; 2. Shenhua Sanhe Power Generation Co., Ltd., Sanhe 065201, China)
3 检验
3.1 金相检验对第一批次 4 根弯管外弧侧部位进行金相组织
检验，发现其金相组织成铁素体+少量珠光体组织结构，形貌如图 5 所示。
检验得到的该金相组织成分，间接证明了该批
182
《热加工工艺》 2013 年 9 月第 42 卷第 18 期
20 μm 图 5 第一批次弯管热处理后外弧侧金相组织 Fig.5 External arc microstructure of the first batch
20 μm 图 6 第二批次弯管热处理后外弧侧金相组织 Fig.6 External arc microstructure of the second batch
bended pipe after heat treatment
3.2 力学性能自第一批次与第二批次弯管产品中选取试验

()螺旋扁管强化传热技术研究进展

3上海市重点学科建设项目资助(B503)收稿日期:2010-01-11杨　胜(1983-　),博士生;200237上海市徐汇区。

螺旋扁管强化传热技术研究进展3杨　胜1　张　颂2　张　莉1　徐　宏1(11华东理工大学机械与动力工程学院化学工程联合国家重点实验室,21北京迪威尔石油天然气技术开发有限公司)摘　要　介绍了新型强化传热元件螺旋扁管及其换热设备的结构特点与强化传热机理。

对无相变及相变工况下螺旋扁管传热特性的理论、实验及数值模拟研究进行了综述与讨论,介绍了螺旋扁管换热设备的应用状况。

在此基础上,指出螺旋扁管传热技术尚待开展的工作包括丰富传热介质种类、管内外流场可视化及加强相变传热特性研究。

关键词　螺旋扁管　异型管　强化传热　节能Rev i ew on enhanced hea t tran sfer technology of sp i ra l fl a t tubeYang Sheng 1　Zhang Song 2　Zhang L i 1　Xu Hong1(11East China University of Science and Technol ogy,21Beijing DW ELL Petr oleum and Gas Technol ogy Devel opment Company L td .)Abstract The structural features and enhancing heat transfer mechanis m of the tube were p resented .The theoretical,experi m ental and nu merical si m ulati on researches on the heat transfer characteristics of the tube under phase -change and no phase -change conditi ons were reviewed and discussed .The ap 2p licati on status of s p iral flat tube heat -exchange equi pments was p resented .The future works includ 2ed widening the heat transfer mediu m types,fl ow visualizati on inside and outside the tube and intensive research on the phase -change heat transfer characteristics .Keywords s p iral flat tube s pecial tube enhanced heat transfer energy conservati on 自20世纪70年代初石油危机爆发以来,以能源为中心的环境、生态和社会经济问题日益加剧。

核电奥氏体不锈钢传热弯管工艺评定及典型事件分析

（１）按照ＭＣ１３６２的要求进行沸腾ＭｇＣ１２试验，确定弯管部位耐应力腐蚀的能力。合格标准为试验后无裂
纹产生；如果试验证明有必要进行消
应力热处理，则由制造厂制定热处理
工艺条件。
（２）取５根弯管试样对消应热处
然而，经验表明，国内部分制造厂刘ＲＣＣ—Ｍ
二、工艺评定
在进行批量生产弯管前，应选取预制直管或者成品直管进行试验评定，验证所采用的弯管工艺能
够满足规定的尺寸公差要求，同时不会对材料造成
影响，并验证弯管段是否需要进行消应力热处理。具体工艺评定过程如下：
由于这些热交换器设备已经制造完成，无法
验证ｕ形传热管的性能是否满足标准及技术条件要
求，最终不得不报废所有设备。这次事件的代价是沉重的。因此，为了弄清ＲＣＣ—Ｍ（２０００＋２００２：￣ｂ
间部位。 ③ 消应力热处理后，应按照
图２
ＭＣ１３３０的要求对弯管进行金相试验检查（１００倍放大），合格标准为：与未经消应力热处理试样的
相同部位的晶粒相比，热处理后的晶粒尺寸变化不大；或者最大晶粒的尺寸小于前者，晶粒数至少等于同一区域的平均值，这样的晶粒长大可以接受。
一
点测量尺寸，尺寸公差须满足要求；弯管机必须

基于修正ＤＥＭＡＴＥＬ_的同桥并行管道风险评价

ＲｉｓｋＡｓｓｅｓｓｍｅｎｔｏｆＰａｒａｌｌｅｌＰｉｐｅｌｉｎｅｓＬａｉｄｏｎｔｈｅＳａｍｅ
ＢｒｉｄｇｅｂａｓｅｄｏｎｔｈｅＭｏｄｉｆｉｅｄＤＥＭＡＴＥＬＭｅｔｈｏｄ
ＺｈａｎｇＰｅｎｇ１ＴａｎｇＭｉｎｇ１ＦａｎＣｈａｏｈａｉ２ＱｉｎＧｕｏｊｉｎ１
系ꎬ 导致评价结果不准确ꎬ 进而导致决策化语言 ( 没有ꎬ 较小ꎬ 一般ꎬ 较大ꎬ
非常大) 度量各指标之间的关系ꎬ 通过专家确定
æ ａ１１
ç
ç⋮
Ｍ＝ ç ａｉ１
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è ａｍ１

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ｏｄａｎｄｗｅｉｇｈｔ￣ｖａｒｉａｂｌｅｔｈｅｏｒｙｃａｎｐｒｅｃｉｓｅｌｙｃａｐｔｕｒｅｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎａｍｏｎｇｖａｒｉｏｕｓｉｎｄｅｘｅｓ. Ｔｈｅｒｉｓｋａｓｓｅｓｓｍｅｎｔｉｎｄｅｘ
ｓｙｓｔｅｍａｎｄｔｈｅｒｉｓｋｌｅｖｅｌｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎｃｒｉｔｅｒｉｏｎｆｏｒｅａｃｈｉｎｄｅｘｗｅｒｅｄｅｖｅｌｏｐｅｄｆｏｒｂｒｉｄｇｅ￣ｓｈａｒｉｎｇｐａｒａｌｌｅｌｐｉｐｅｌｉｎｅｓꎬ
间关系ꎬ 被广泛运用于复杂系统中各因素的重要性
因素的作用ꎬ 其值越大ꎬ 影响作用越强烈ꎻ 原因度
鉴于上述研究ꎬ 笔者结合资料分析、现场调研
值越小ꎬ 被影响作用越强烈ꎮ 相关计算公式为:
Ｍｉ＝ｄｉ＋Ｇｉ
(３)
分析 [８] ꎮ
等方式ꎬ 建立同桥并行油气管道间风险评价指标体

一起110_kV变压器套管发热缺陷分析及处理

湖南电力
第４２卷第１期
ＨＵＮＡＮＥＬＥＣＴＲＩＣＰＯＷＥＲ
２０２２年０２月
ｄｏｉ:１０３９６９ / ｊｉｓｓｎ１００８￣０１９８２０２２０１０２０
一起１１０ｋＶ变压器套管发热缺陷分析及处理
庄先涛ꎬ 郝为ꎬ 种俊龙
( 国网四川省电力公司遂宁供电公司ꎬ 四川遂宁６２９０００)
摘要: 通过红外测温发现一起１１０ｋＶ变压器套管将军帽发热故障ꎬ 介绍故障检查处
理过程ꎬ 并分析故障原因ꎮ 分析结果表明斜圈弹簧缺失是导致本次故障的直接原因ꎬ 整
改后变压器运行效果良好ꎮ 最后ꎬ 针对此类故障的分析与处理提出建议ꎮ
关键词: 变压器套管ꎻ 红外测温ꎻ 发热缺陷ꎻ 故障分析
中图分类号: ＴＭ４０６
( ＳｔａｔｅＧｒｉｄＳｕｉｎｉｎｇＰｏｗｅｒＳｕｐｐｌｙＣｏｍｐａｎｙꎬ Ｓｕｉｎｉｎｇ６２９０００ꎬ Ｃｈｉｎａ)
Ａｂｓｔｒａｃｔ: Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒꎬ ａｈｅａｔｉｎｇｆａｕｌｔｏｆ１１０ｋＶｔｒａｎｓｆｏｒｍｅｒｂｕｓｈｉｎｇｉｓｆｏｕｎｄｔｈｒｏｕｇｈｉｎｆｒａｒｅｄｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ. Ｔｈｅ
ＣＯ２
１５７５９１
１６０３２６
６１６３４
Ｃ２Ｈ４
４８０９７
４８１４６
０４６
Ｃ２Ｈ６
Ｃ２Ｈ２
总烃
图１２号主变套管红外图谱
２试验情况
２０１８年３月２０１８年３月
２０１７年１１月２０１８年３月
初测
复测
１２４８７
ＣＨ４

流致振动主导机理及减振措施的定量分析

第36卷第5期2021年10月Vol.36No.5Oct.2021电力学报JOURNAL OF ELECTRIC POWER文章编号：1005-6548（2021）05-0411-10中图分类号：TK172文献标识码：A学科分类号：47040 DOI：10.13357/j.dlxb.2021.050开放科学（资源服务）标识码（OSID）：流致振动主导机理及减振措施的定量分析熊哲文1，杨军2，龚迎莉1，唐卉2，杨海瑞1，张缦1（1.清华大学能源与动力工程系，北京100084；2.哈尔滨锅炉厂有限责任公司，哈尔滨150046）摘要：近年来大型蒸汽轮机和锅炉在国内外火力发电厂得到了广泛的应用，随之的工程应对的方式是增大换热器的体积、增大平均管跨的距离，与此同时，为提高换热效率，换热器内流体流速同样有所增大，这些改变导致工厂的一些大型换热器经常出现大幅的管束振动，致使换热器的寿命缩短乃至发生破坏问题。

基于实际工作经验，工程上往往通过加装固定板等方式减小振动，但该方式缺乏数据和理论的指导，难以高效地改良换热器、避免类似情况的发生。

以换热器管束为计算对象，以国标GB/T151—2014附录C为理论依据，对不同流体参数、换热器结构参数下导致换热器管束振动的各机理（卡门涡街、湍流抖振、流体弹性不稳定性）的相关参数进行导出，包括卡门涡街和湍流抖振的主频率以及发生共振时的振幅、各部位的流体横流速度及发生流体弹性不稳定时的临界横流速度、换热管的固有频率。

基于振动参数对换热器中流致振动的主导机理进行定量分析，找到最易导致管束振动的机理。

同时通过改变换热器管束的质量、弹性模量、管外径等导出相关振动参数，并分析了换热管结构参数对振动参数的影响，从而找到更高效的减振方案。

壳程为液体流时三种机理几乎在相同条件下都会引发振动，其中，卡门旋涡的流体弹性不稳定危害性相对较大；壳程为气体流时卡门旋涡和湍流抖振更易引发振动，其中，卡门旋涡的流体弹性不稳定危害性相对较大。

感应加热弯管屈服强度和抗拉强度偏低原因分析

ＣａｕｓｅＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＬｏｗＹｉｅｌｄＳｔｒｅｎｇｔｈａｎｄＴｅｎｓｉｌｅＳｔｒｅｎｇｔｈ
ｏｆＩｎｄｕｃｔｉｏｎＨｅａｔｉｎｇＥｌｂｏｗ
Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ７ＭａｌｉｏｎＣｅｎｒｔｅｒ），Ｃｒｍｇｚｈｏｕ０６２６５８，Ｈｅｂｅｉ，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒ，ｔｈｅｓｉｔｕａｔｉｏｎｏｆｙｉｅｌｄｓｔｒｅｎｇｔｈａｎｄｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｎｇｔｈｏｆｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌａｒｅｓｉｄｅｐｉｐｅｉｎｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｚｏｎｅｏｆｔｒｉａｌｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎｂｅｎｄｗｈｉｃｈｗｅｒｅｂｅｌｏｗｔｈｅｓｔａｎｄａｒｄｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．Ｂｙｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃｓ，ｅｈｅｍｉｓｔ￣ａｎｄ
ｓｔａｎｄａｒｄｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ．ＩｔｗａｓｓｕｇｇｅｓｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｏｒｉｇｉｎｈｅａｔｉｎｇｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓｈｏｕｌｄｂｅｉｎｅｒｅａｓｅｄＷｈｅｎｔｈｅｂｅｎｄｗａｓｐｕｓｈｅｄ，ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｚｏｎｅＣａｎｍｅｅｔｔｈｅｓｔａｎｄａｒｄｓｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｗｅｈｔｅｄｐｉｐｅ；ｉｎｄｕｃｔｉｏｎｈｅａｔｉｎｇｂｅｎｄ；ｙｉｅｌｄｓｔｒｅｎｇｔｈ；ｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｎｇｔｈ

核电站一回路主管道材料热老化力学性能的预测概述

Ｋｅｙｗｏｒｄｓ
ｃａｓｔａｕｓｔｅｎｉｔｉｃｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌ，ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｙ，ｔｈｅｍａｒｌａｇｉｎｇ
Ｏ引言
cboha激活能ej为气体常数0008386ej铸造不锈钢铁素体含量自20世纪70年代开始国外对核电站一回路主管道材料力学进行了大究美国阿贡国家实验室cbijl1115的基础上研究了预测主要从事热老化对核电站一回路主管道寿命的影响规律研究egcf损伤机理的研究及其寿命预测egcf96材料导报体不锈钢冲击功断裂韧性和拉伸性能的关系式16体牌号的铸造奥氏体不锈钢的室温冲击功取决于根据hoffm当量因子计算得到不锈钢室温冲击功是时间和温度的函数可以通过预测室温饱和冲击功和脆化激活能来确定32022室温冲击功随时间的缩短可以表示为1702clnc7422280330clkcl121ncknc为330360为老化参数其表达式为
ＡｂｓｔｒａｃｔＴｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｓｔａｔｕｓｏｆｔｈｅｒｍａｌａｇｉｎｇｃａｓｔａｕｓｔｅｎｉｔｉｃｓｔａｉｎｌｅｓｓｓｔｅｅｌｓｃｈａｒｐｙ－ｉｍｐａｃｔｐｒｏｐｅｒｔｙ，ｔｅｎｓｉｌｅ
（ＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＡｄｖａｎｃｅｄＭｅｔａｌｓａｎｄＭａｔｅｒｉａｌｓ，ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ，Ｂｅｉｊｉｎｇ１０００８３）

新型三维脉动热管的性能

2016年第35卷第8期 CHEMICAL INDUSTRY AND ENGINEERING PROGRESS·2367·化工进展新型三维脉动热管的性能王亚雄，丁祥云（内蒙古科技大学化学与化工学院，内蒙古包头 014010）摘要：把传统脉动热管冷却段改进成双螺旋结构，形成新型三维脉动热管，并建立实验平台，考察了以丙酮为工质，在充液率54%、冷却水温度22℃的条件下，不同加热功率（20～700W ）、不同倾斜角度（0°、50°、90°）对新型三维脉动热管的启动以及传热性能的影响，通过加热段以及冷却段管壁温度变化判断脉动热管启动运行特性，通过总热阻评价热管传热效果。

实验结果表明，脉动热管在0°、50°和90°倾斜角度下均可以启动，但90°倾斜角时更有利于新型脉动热管的启动和稳定运行。

90°倾斜角时，脉动热管在加热功率40W 时启动，100W 达到稳定运行状态，700W 时到达传热极限，脉动热管的总热阻呈现先减小后增大的趋势，总热阻最小可达0.117℃/W 。

脉动热管在90°和50°倾斜角度下传热总热阻没有明显差异，但在0°倾斜角时，极易达到传热极限且在整个过程中热阻要比50°和90°倾斜角条件下高很多，加热功率180W 达传热极限。

关键词：脉动热管；热阻；传热；气化；传递；倾斜角中图分类号：TK 124 文献标志码：A 文章编号：1000–6613（2016）08–2367–06 DOI ：10.16085/j.issn.1000-6613.2016.08.10Performance study for new type of three-dimensional pulsating heat pipeWANG Yaxiong ，DING Xiangyun（School of Chemistry and Chemical Engineering ，Inner Mongolia University of Science & Technology ，Baotou 014010，Inner Mongolia ，China ）Abstract ：A new three dimensional pulsating heat pipe was formed by improving traditional pulsating heatpipe cooling segment into a double helix structure. An experimental platform of a new three-dimensional pulsating heat pipe was established. In this paper ，the influence for the start performance and heat transfer performance of the new type of three-dimensional pulsating heat pipe at various heating powers （20W to700W ）and various inclination angles （0°，50°，90°） were investigated. Acetone was used as working fluid with 54% fill ratio. The temperature of cooling water was 22℃. The start running features of pulsating heat pipe by temperature changes at heating period and cooling period were judged. Heat transfer effect of heat pipe by total thermal resistance was evaluated. E xperimental results showed that the pulsating heat pipe could start up at 0°，50°and 90°. It was more conducive for the new type of pulsating heat pipe to start up and operate stably at 90°. At angle 90°，pulsating heat pipe started up at heat power 40W. Stable operation status at 100W as well as heat transfer limit at 700W were achieved. The tendency of the thermal resistance decreased first and then increased. The minimum heat resistance could reach 0.117℃/W. There was no significant difference for the heat resistance of pulsating heat pipe between the angle 90°and 50°. B ut at angle 0°，in the whole progress ，it was easy to achieve heat transfer limit and the thermal resistance wasmuch higher than that of 50°and 90°. Heat limit at 180W was achieved.第一作者及联系人：王亚雄（1964—），男，博士，教授，主要研究微型热管及相变装置、纳米多孔材料内的相变传热与传质。

600 MW超超临界锅炉高温氧化皮问题分析与防治

设备管理与维修2021翼4（上）600MW 超超临界锅炉高温氧化皮问题分析与防治雷中辉，钟强（华能岳阳电厂，湖南岳阳414002）摘要：某电厂三期600MW 投产初期，一直受锅炉高温氧化皮超标甚至爆管问题的困扰，影响机组的安全稳定运行。

后续电厂通过采取逢停必检、过热器酸洗等系列措施，在锅炉高温氧化皮治理方面了取得了一定成果，可供其他同类型的燃煤机组参考。

关键词：超超临界；奥氏体不锈钢；氧化皮；防治；酸洗中图分类号：TM621.2；TK212文献标识码：BDOI ：10.16621/ki.issn1001-0599.2021.04.490引言目前，锅炉过热器管内壁氧化皮脱落堵塞超温甚至爆管已成为了很多火电厂面临的一个巨大难题，严重影响机组的安全运行，给火电厂带来很大的经济损失。

因此，开展对氧化皮问题的分析与研究并提出相应的防治处理措施就显得非常迫切和必要，这也是很多火电厂和科研院所攻关的课题。

1某超超临界机组概况某大型火电厂三期5#、6#超超临界机组分别于2011年1月和2011年7月投入运行。

锅炉采用乇形布置、一次中间再热、平衡通风、墙式切圆燃烧、固态排渣、全悬吊结构，过热器系统沿蒸汽流程依次为一级低温过热器、二级分隔屏过热器、三级屏式过热器和四级末级过热器，再热器则沿蒸汽流程分成低温再热器和高温再热器两级。

过热蒸汽调温方式以煤水比为主，喷水减温为辅；再热蒸汽则使用调温挡板和燃烧器的摆动来调节温度，同时在低温再热器入口管道上还设置有事故喷水减温器[1]。

（1）末级过热器沿炉宽方向布置有51片管屏，每片管屏由16根管并联绕制而成，根据需要设计了不同规格的管道，主要规格为椎44.5伊7.5mm （SA-213TP347H ）、椎44.5伊8.5mm（A-213S30432）、椎44.5伊9mm（A-213S30432）。

（2）后屏过热器共有32片屏，每片屏由18根管组成，管道材料为213TP347H 、Super304H 和SA-213TP310HCbN ，管径为51.0mm/63.5mm ，平均壁厚8.0~11.5mm 。

内管绝热刺刀管式换热器的传热特性研究

引言随着汽车工业的不断革新与发展，汽车系统向着更加紧凑集约、稳定可靠的方向不断发展。而汽车零部件的运行性能对汽车系统的发展程度起着决定性的作用，这意味着汽车系统的发展必然以汽车零部件性能的发挥为前提。也即，汽车系统的发展在很大程度上取决于汽车零部件的不断开发。汽车零部件在使用过程中会遇到各种各样的环境，比如：高温、低温、高压、低压、高湿、低湿、震动、应力或由这些环境中的一些环境的交互、交变形成的更加复杂多变的环境等。因此，如何开发出对复杂多变的环境适应性更强的零部件，并能保证零部件在这些环境中具有更优良的性能是当今零部件开发的主要方向。在
%久 a心
外壁面 1
表3逆流实验结果
工况编号
回路绝对压力流量m/ 进口温度出口温度
p/MPa
kg • s_1 t/C
t/C
壳程 0. 240 7 0.015
432
240
工况1
管程 0. 250 7 0.015 1
201
355
壳程 0. 244 8 0. 019 8 439
251
工况2
管程 0. 260 8 0.0200
2021 年 6月 /June 2021 132
UTT
/ ID esearch and 1/U / IX Discussion
热系数的比值为:
21n 盒一徉］+1
% 爲 ro ^o__^L_2—ln—
(1)
4 d。 d{ %
式中： d；一环道内壁面直径/mm; do —环道外壁面直径/mm。本实验壳程圆环形通道的内、外壁面的直径分别为 38 mm和52 mm,则其直径比djd,近似为1.37;管程圆环形通道的内、外壁面的直径分别为22 mm和30 mm, 则其直径比近似为1.36O将这两个直径比d/d：分别带入式⑴中得出它们的修正系数g （dydj都近似等于

埋头弹火炮身管传热特性数值研究

第４２卷第４期２０２１年１２月火炮发射与控制学报ＪＯＵＲＮＡＬＯＦＧＵＮＬＡＵＮＣＨ＆ＣＯＮＴＲＯＬＶｏｌ４２Ｎｏ４Ｄｅｃ２０２１ＤＯＩ：１０．１９３２３／ｊ．ｉｓｓｎ．１６７３６５２４．２０２１．０４．００８埋头弹火炮身管传热特性数值研究陈玉璐，陆欣（南京理工大学能源与动力工程学院，江苏南京　２１００９４）摘　要：为研究埋头弹火炮发射过程中管壁传热规律，建立了零维内弹道模型，采用四阶龙格－库塔法进行求解，再分别根据拉格朗日假设和拟合公式求解出内弹道时期和后效期的火药燃气温度。

采用马蒙托夫假定和经验公式求解得到内、外壁对流换热系数，并以此为边界条件利用有限差分法求解身管一维传热模型，分析了单发与连发射击状态下火炮身管温度场分布情况。

结果表明：埋头弹火炮内弹道时间稍长，膛内温度可达２８００Ｋ；单发时热量径向传播约３ｍｍ，连发时身管内壁温度作脉冲变化，外壁温度在第５发后开始升高。

计算结果对身管热分析和确保发射过程中的热安全性具有参考意义。

关键词：埋头弹；内弹道；火炮身管；传热；连续射击中图分类号：ＴＪ０１２文献标志码：Ａ文章编号：１６７３６５２４（２０２１）０４００３９０７收稿日期：２０２０１２１８作者简介：陈玉璐（—），女，硕士研究生，主要从事内弹道多相流、传热传质技术研究。

ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｔｕｄｙｏｎＨｅａｔＴｒａｎｓｆｅｒＣｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓｏｆａＣａｓｅｄＴｅｌｅｓｃｏｐｅｄＡｍｍｕｎｉｔｉｏｎＧｕｎＢａｒｒｅｌＣＨＥＮＹｕｌｕ，ＬＵＸｉｎ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＥｎｅｒｇｙａｎｄＰｏｗｅｒＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＮａｎｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１００９４，Ｊｉａｎｇｓｕ，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎｏｒｄｅｒｔｏｓｔｕｄｙｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｌａｗｏｆａｃａｓｅｄｔｅｌｅｓｃｏｐｅｄａｍｍｕｎｉｔｉｏｎ（ＣＴＡ）ｇｕｎｂａｒｒｅｌｄｕｒｉｎｇｔｈｅｌａｕｎｃｈｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ，ａｚｅｒｏｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｉｎｔｅｒｉｏｒｂａｌｌｉｓｔｉｃｍｏｄｅｌｗａｓｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ．ＴｈｅｆｏｕｒｔｈｏｒｄｅｒＲｕｎｇｅＫｕｔｔａｍｅｔｈｏｄｗａｓｕｓｅｄｔｏｃａｌｃｕｌａｔｅｔｈｅｅｑｕａｔｉｏｎｓ．Ｔｈｅｎｉｎｔｈｅｉｎｔｅｒｉｏｒｂａｌｌｉｓｔｉｃｓｐｅｒｉｏｄ，ｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆｇｕｎｐｏｗｄｅｒｇａｓｗａｓｓｏｌｖｅｄａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅＬａｇｒａｎｇｉａｎｈｙｐｏｔｈｅｓｉｓ，ａｎｄｉｎｔｈｅａｆｔｅｒｅｆｆｅｃｔｐｅｒｉｏｄ，ｉｔｗａｓｓｏｌｖｅｄｂｙａｆｉｔｔｉｎｇｆｏｒｍｕｌａ．ＴｈｅｃｏｎｖｅｃｔｉｏｎｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔｓｏｎｔｈｅｉｎｎｅｒａｎｄｏｕｔｅｒｗａｌｌｓｗｅｒｅｏｂｔａｉｎｅｄｂｙｕｓｉｎｇｔｈｅＭａｍｏｎｔｏｖａｓｓｕｍｐｔｉｏｎａｎｄａｎｅｍｐｉｒｉｃａｌｆｏｒｍｕｌａ．Ｕｓｉｎｇｔｈｅａｂｏｖｅａｓｔｈｅｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ，ｔｈｅｏｎｅｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｂａｒｒｅｌｗａｓｓｏｌｖｅｄｂｙｔｈｅｆｉｎｉｔｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｍｅｔｈｏｄ．Ｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｆｉｅｌｄｏｆｔｈｅｇｕｎｂａｒｒｅｌｉｎｓｉｎｇｌｅａｎｄｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｆｉｒｉｎｇｍｏｄｅｓｗａｓａｎａｌｙｚｅｄ．ＴｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｆｏｒａＣＴＡｇｕｎ，ｔｈｅｉｎｔｅｒｎａｌｂａｌｌｉｓｔｉｃｃｙｃｌｅｉｓｓｌｉｇｈｔｌｙｌｏｎｇｅｒ，ａｎｄｔｈｅｐｒｏｐｅｌｌａｎｔｇａｓｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｃａｎｒｅａｃｈ２８００Ｋ．Ｔｈｅｈｅａｔｓｐｒｅａｄｓａｂｏｕｔ３ｍｍｒａｄｉａｌｌｙｉｎｔｈｅｓｉｎｇｌｅｓｈｏｔｍｏｄｅ．Ｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆｔｈｅｉｎｎｅｒｗａｌｌｄｉｓｐｌａｙｓｐｕｌｓａｔｉｎｇｃｈａｎｇｅｓｉｎｔｈｅｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｆｉｒｉｎｇｍｏｄｅ，ａｎｄｔｈｅｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｏｆｔｈｅｏｕｔｅｒｗａｌｌｂｅｇｉｎｓｔｏｉｎｃｒｅａｓｅａｆｔｅｒｔｈｅｆｉｆｔｈｓｈｏｔ．Ｔｈｅｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｒｅｓｕｌｔｓｃａｎｐｒｏｖｉｄｅｒｅｆｅｒｅｎｃｅｆｏｒｔｈｅｔｈｅｒｍａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｂａｒｒｅｌａｎｄｉｎｓｕｒｅｔｈｅｒｍａｌｓａｆｅｔｙｄｕｒｉｎｇｔｈｅｌａｕｎｃｈｐｒｏｃｅｓｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｃａｓｅｄｔｅｌｅｓｃｏｐｅｄａｍｍｕｎｉｔｉｏｎ；ｉｎｔｅｒｉｏｒｂａｌｌｉｓｔｉｃｓ；ｇｕｎｂａｒｒｅｌ；ｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒ；ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｆｉｒｉｎｇ埋头弹是一种弹丸全部置于药筒内的特殊结构弹药，外形简单规则。

抗大变形管线钢热影响区软化问题的研究

抗大变形管线钢热影响区软化问题的研究贾璐;刘意春;贾书君;李拔;刘清友【摘要】In order to ascertain the reason for the formation of softening zone in heat affected zone of high-strain pipeline steel in this paper, the welding thermal cycle process of high-strain pipeline steel of X80 grade was studied using welding thermal simulation. The microstructure characteristic, crystallology and impact toughness of the softening zone in heat affected zone was examined by optical microscope, scanning electron microscope, electronbackscattered diffraction ( EBSD) , transmission electron microscopy and impact testing. The results indicated that the softening zonein heat affected zone formed at high temperature tempering zone with a peak temperature of 600～700 ℃, when the microstructure of base materials consisted of ferrite and bainite. At this moment, the microstructure transformed to the coarse ferrite plus tempering bainite with low hardness and the recovery process was accelerated. Then the substructure decreased significantly and the dislocation density reduced dramatically, causing the formation of softening zone. The softening zone has excellent impact toughness. However, the M/A component assembled and coarsened at the intercritical zone of 800 ℃. The percentage of high angle grain boundary was als o decreased, resulting in the lower toughness.%为了研究抗大变形管线钢热影响区出现软化区的具体原因,本文采用焊接热模拟实验研究了X80级抗大变形管线钢的焊接热循环过程,结合金相显微镜、扫描电镜、EBSD、透射电镜和冲击实验,分析了热影响区软化区的组织变化、晶体学特征和冲击韧性.结果表明:当母材组织为多边形铁素体+贝氏体时,焊接热影响区的软化区出现在峰值温度600～700℃的高温回火区,此时组织转变成硬度较低的粗大铁素体+回火贝氏体,并且回复过程加快,组织中亚结构的大幅度减少和位错密度的显著降低是产生软化区的主要原因;软化区的韧性较好,但是在800℃的临界区,M/A组元发生了聚集和粗化,并且大角度晶界比例降低,导致了韧性低谷的出现.【期刊名称】《材料科学与工艺》【年(卷),期】2018(026)003【总页数】8页(P37-44)【关键词】抗大变形管线钢;软化区;焊接热模拟;位错密度;韧性【作者】贾璐;刘意春;贾书君;李拔;刘清友【作者单位】昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650000;钢铁研究总院工程用钢所,北京100065;昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650000;钢铁研究总院工程用钢所,北京100065;钢铁研究总院工程用钢所,北京100065;钢铁研究总院工程用钢所,北京100065【正文语种】中文【中图分类】TG406抗大变形管线钢是高性能管线钢重要的发展方向之一.所谓的大变形钢管是一种适应大位移服役环境的，在拉伸、压缩和弯曲载荷下具有较高极限应变能力和延性断裂抗力的管道材料.在实际生产中，对抗大变形管线钢的设计要求焊缝必须过强匹配，但是经历了热循环之后，在埋弧焊缝热影响区存在晶粒粗化和组织的恶化，而且还有不同程度的软化现象，出现了软化区，这使热影响区的性能与管线钢的性能严重不匹配，成为整个焊接接头最薄弱的部分，制约了X80抗大变形管线钢在工业上的进一步应用[1-4].关于焊接热影响区的软化问题国内外已有报道，Pisarski 研究了不同焊缝强度匹配的高强钢埋弧焊热影响区软化现象,指出高低匹配HAZ硬度较母材均有降低，但高匹配时HAZ最低，其硬度值比低匹配时约高45 HV[5].已有很多学者[6-9]研究了针对单相组织针状铁素体管线钢的软化问题，指出软化区主要出现在粗晶区和细晶区，而对于组织特征为双相的抗大变形管线钢热影响区出现软化区的研究还鲜有报导.本文通过焊接热模拟实验，采用扫描电镜、EBSD和透射电镜等对抗大变形管线钢热影响区的微观组织进行了表征和分析，研究了软化区的韧性，最后阐明了软化区的形成原因.1 实验采用首钢生产的X80级抗大变形管线钢钢板，供货状态为热轧态.实验钢的母材组织如图1所示，由多边形铁素体和贝氏体组成，制管后的显微硬度为260 HV，-10 ℃的夏比冲击功为253 J.实验钢的化学成分列于表1.通过Thermo-Calc热力学软件计算出Ac1和Ac3温度分别为720和880 ℃.图1 实验钢母材组织Fig.1 Microstructure of base metal of experimental steel表1 实验用钢化学成分(质量分数/%)Table 1 Chemical composition of experimental steel (wt./%) CMoSiNiMnCrPSNb，V，Ti0．060．0010．290．251．880．220．080．001<0．1焊接热模拟试验在Gleeble-3500试验机上进行，热模拟试样的尺寸为55mm×10 mm×10 mm.热模拟工艺参数如图2所示，峰值温度分别为400、500、600、700、800、900、1 000、1 100、1 200、1 300 ℃，将t8/3的时间固定为25 s，加热速度为100 ℃/s，峰值停留时间为1 s.热模拟后的试样在Olmpusext3100金相显微镜、Hitachis3400N扫描电镜、Oxford Nordlys F+和H-800透射电镜上进行微观组织观察和表征.采用INSTRON TUKON 2100型字式显微硬度计测量各峰值温度下实验钢的显微硬度.按照《GB/T 2975—1998钢及钢产品力学性能试验取样位置及试样制备标准》，夏比冲击试样取自钢板宽度1/4处横向，试样缺口垂直于钢板轧制表面，试样表面和钢板表面距离小于2 mm，冲击试样采用10 mm×10 mm×55 mm规格夏比V型缺口试样.随后，按照GB/T 229—2007《金属材料夏比摆锤冲击试验方法标准》，在ZBC2752-B型摆锤式冲击试验机上进行-10°的夏比冲击实验.图2 焊接热模拟工艺图Fig.2 Process diagram of welding hot simulation2 结果与分析2.1 热模拟热影响区的组织和显微硬度实验钢不同峰值温度下的金相组织如图3所示.由图3可以看出：峰值温度为1 300 ℃时,实验钢是典型的粗晶区组织，主要由贝氏体铁素体和部分粒状贝氏体组成，由于粗晶区重新经历了奥氏体化过程，且高温下奥氏体稳定性高，因此冷却后以贝氏体铁素体为主，见图3(a)；峰值温度1 100 ℃时，奥氏体稳定性降低，显微组织转变成粒状贝氏体并含有少量贝氏体铁素体，但是在金相照片下贝氏体铁素体的板条形貌不能清楚辨认，见图3(b)；随着峰值温度降低到1 000 ℃的细晶区(图3(c))，组织转变成粒状贝氏体+部分针状铁素体，该区域在焊接热循环的过程中被加热到刚过Ac3的温度范围，虽然完成了全部的奥氏体化，但是此时的奥氏体稳定性不足，晶粒尺寸较小，在冷却时的相变温度较高，因此组织以高温相变的细小粒状贝氏体为主，同时，由于此时晶界不规则，有利于针状铁素体在晶界处形核长大.当峰值温度进一步降低到800 ℃则进入了临界区，它的温度通常在Ac1～Ac3，因此只有部分组织沿着晶界向晶内发生奥氏体化，而其余未发生奥氏体化的部分会在高温的作用下发生回复导致亚结构粗化，冷却后的组织由相变重结晶组织和高温回复组织混合组成.本实验的母材组织为铁素体+贝氏体，在升温到该区域时，由于铁素体热稳定性比贝氏体低而先发生奥氏体化过程，贝氏体则发生高温回复过程，冷却后生成准多边形铁素体和回火贝氏体的混合组织，见图3(d).当峰值温度为600和700 ℃时(图3(e)和(f))，即为回火区，该区域在热循环过程中没有发生奥氏体化，所以显微组织表面上仍然是铁素体+贝氏体，只是整体上700 ℃时的组织较600 ℃时发生了明显的粗化长大，但是其组织内部将会发生回复甚至再结晶过程.在不同峰值温度下，实验钢的焊接热影响区显微硬度变化规律如图4所示，可以明显看到，在600～700 ℃高温回火区出现了明显的软化区.相对应的不同峰值温度的SEM照片见图5.与图3的金相组织相比，粗晶区中(图5(a)和(b))无论是贝氏体铁素体晶内的板条束还是粒状贝氏体中的颗粒状M/A组元都更容易分辨，在细晶区和临界区的M/A组元形貌也比金相组织更清晰直观，尤其可以观察到临界区中大量M/A组元密集分布勾勒出晶界形貌(图5(c)和(d)).图3 不同峰值温度下试样的金相组织Fig.3 Metallographic microstructure of sample at different peak temperatures图4 不同峰值温度的平均显微硬度Fig.4 Average microhardness at different peak temperatures通常，管线钢中的主要组织为多边形铁素体、准多边形铁素体、针状铁素体、粒状贝氏体和贝氏体铁素体，它们的显微硬度依次增大[10].随着峰值温度的降低，实验钢的组织依次为贝氏体铁素体+少量粒状贝氏体(1 300 ℃)、粒状贝氏体+少量贝氏体铁素体(1 100 ℃)、细晶粒状贝氏体+部分针状铁素体(1 000 ℃)、准多边形铁素体+回火贝氏体(800 ℃)、多边形铁素体+回火贝氏体(600～700 ℃)，因此显微硬度也依次降低.然而，在400 ℃的低温回火区，回复作用并不明显，所以硬度并没有显著降低.最终，在高温回火区形成了软化区.综合以上分析可知，经过焊接热循环后，在高温回火区，组织转变成硬度较低的粗大铁素体加回火贝氏体是导致该峰值温度下出现软化的一个重要原因.图5 不同峰值温度下试样的SEM照片Fig.5 SEM images of sample at different peak temperatures2.2 软化区形成原因分析通常，多晶材料中晶粒和亚晶粒的取向不同，所以各个晶粒塑性变形开始的先后不同，这时晶界和亚晶界的存在将使界面处弹性变形和塑性变形不协调，从而在这些界面处诱发应力集中以维持两晶粒或亚晶粒在界面处的连续性，这会在晶界或亚晶界附近引起二次滑移导致位错迅速增值，最终形成加工硬化微区使强度和硬度升高[11].因此，组织中亚结构的变化会对材料的硬度产生影响.图6给出了实验钢各峰值温度的亚晶界图，这里的亚晶界(即小角度晶界)是通过相邻亚晶粒间的取向差和不同的颜色来区分统计的.图6 亚晶界图：(a)400 ℃(低温回火区)；(b)600 ℃(高温回火区)；(c)800 ℃(临界区)；(d)1 000 ℃(细晶区)；(e)峰值温度与小角度晶界的关系；(f)峰值温度与亚晶界的关系Fig.6 Sub-grain boundary maps: (a) 400 ℃ (low temperature tempering zone); (b) 600 ℃ (high temperature tempering zone); (c) 800 ℃(intercritical zone); (d) 1 000 ℃ (fine grain zone); (e) relationship between peak temperature and subgrain boundary; (f) relationship between peak temperature and low angle grain boundary如图6(a)～(d)所示，取向差2°～5°的亚晶界用蓝色表示，取向差5°～10°的亚晶界用绿色表示，取向差10°～15°的亚晶界用粉色表示.同时，图6(e)～(f)给出了峰值温度与小角度晶界以及小角度晶界所包含的不同取向差范围亚晶界的关系，可以看出，两者总体变化趋势相同，其中2°～5°的亚晶界在3种范围中所占的比例最高，这可能是由于高温下位错的回复过程很容易发生，因此生成了大量具有小取向差的亚结构;而取向差10°～15°的亚晶界在高温回火区出现了低谷，在其他3个区则相差不大，这主要是因为在高温回火区，亚晶粒逐渐长大，那些具有较大取向差的亚晶粒移动，最后形成了大角度晶界(取向差>15°).随着峰值温度继续升高，到800 ℃临界区时，部分组织发生了相变重结晶生成了针状铁素体，其含有较多小取向差的亚结构[11-12]，因此2°～5°亚晶界的比例显著升高.当峰值温度达到1 000 ℃时，冷却后组织发生了完全的相变重结晶，晶粒趋于等轴状，相应的亚晶界也近似于均匀分布.根据上述可知，在各个峰值温度亚结构的变化与显微硬度的变化趋势基本相同，由此可知，在高温回火区亚结构的减少也是软化区形成的原因之一.图7是实验钢不同峰值温度的局部取向差分布图，它是用颜色的变化来表征晶粒内部小于5°的取向差含量与分布.由图7可见，各峰值温度下晶粒内的局部取向差为1°～2°.而晶粒内小于5°的取向差除了可以反映局部应力集中的程度，还可以反应位错聚集的程度[12-13]，因此，可以借助局部取向差分布图来间接表征位错密度的变化情况.图7 局部取向差分布图：(a)400 ℃(低温回火区)；(b)600 ℃(高温回火区)；(c)800 ℃(临界区)；(d)1 000 ℃(细晶区)Fig.7 Local misorientation distribution maps: (a)400 ℃ (low temperature tempering zone); (b) 600 ℃ (high temperature tempering zone); (c) 800 ℃ (intercritical zone); (d) 1 000 ℃ (fine grain zone)此外，式(1)给出了金属材料的强度与位错密度的关系：(1)式中：σo为材料基础强度，α为与晶体结构相关的常数，G室温下钢的切变模量，b为柏氏矢量，ρ为位错密度.由式(1)可知，组织中位错密度越高，则材料的强度越高，相应的硬度也越高.从600 ℃开始，组织发生明显的回复过程，铁素体中位错胞内的位错线逐渐消失，晶体中的位错密度降低，余下的位错通过重新排列而形成新的亚晶粒，随着回火温度继续升高，亚晶粗化长大，逐渐形成大角度晶界，位错密度进一步降低.比较图7(a)、(b)、(c)和(d)可知，在高温回火区时，组织中的位错密度显著降低，由此表明，位错密度的大幅度减少也是导致热影响区出现软化区的一个重要原因.图7借助EBSD的局部取向差分布图，间接表征了在不同峰值温度下组织中位错密度的变化.通过透射电镜可以更直观地观察组织中位错的变化，如图8所示，比较之下可知，在回火温度不高时(图8(a))，回复过程不明显，组织中仍然含有较高的位错密度.而在高温回火区(图8(b))的位错密度则显著降低，并且伴有粗化的第二相颗粒.同时，在高温回火区和临界区(图8(c))都观察到了位错聚集缠结形成的亚晶界，说明组织发生了明显的回复过程.在1 000 ℃的细晶区(图8(d))，可以观察到细小的针状铁素体含有高位错密度和亚结构.结合EBSD和透射电镜的分析可知，本实验中，当热模拟的峰值温度升高到高温回火区时，组织的回复过程加剧，晶体中的亚结构减少，同时位错密度大幅度降低，最终导致在该区域形成了软化区.图8 透射电镜照片：(a)400 ℃(低温回火区)；(b)600 ℃(高温回火区)；(c)800 ℃(临界区)；(d)1 000 ℃(细晶区)Fig.8 TEM pictures: (a) 400 ℃ (low temperature tempering zone); (b) 600 ℃ (high temperature tempering zone); (c) 800 ℃ (intercritical zone); (d) 1 000 ℃ (fine grain zone)2.3 软化区韧性分析图9(a)给出了实验钢热影响区峰值温度与冲击韧性的关系曲线.由图9可见，软化区韧性较好，而在800 ℃的临界区出现了韧性低谷.有研究指出[14-15]，在裂纹扩展传播过程中，会在大角晶界处发生偏转，即大角度晶界会阻碍裂纹的传播，所以组织中含有较多大角度晶界会提高钢的韧性.因此，统计了不同峰值温度下大角度晶界在组织中所占的比例，如图9(b)所示，在800 ℃时组织中的大角度晶界比例最低，由此可知，临界区大角度晶界比例的大幅度降低是产生韧性低谷的原因之一.有关研究指出[16]，热影响区中M/A组元的粗化会显著恶化钢的韧性，因此，研究了800 ℃的M/A组元的分布和形态，如图10所示.图10(a)统计了该温度下M/A组元的体积分数，约为18.6%，可以看出，该区域的M/A组元不但发生了粗化(图10(c))，而且还出现了显著的偏聚(图10(b)).图9 不同峰值温度的冲击韧性(a)和大角度晶界所占的比例(b)Fig.9 Impact toughness (a) and percentage of large angle grain boundaries (b) at different peak temperatures当M/A中的马氏体发生相变时会产生体积膨胀，使M/A组元的周围存在残余应力，并且M/A组元硬度要明显高于周围基体，从而在变形过程中使其周围产生应力集中.当多个M/A组元集中分布或距离较近时，它们的应力场会相互叠加产生更大的应力集中，这会导致微裂纹的萌生和扩展更加容易，从而破坏钢的韧性.图10(d)给出了粗大M/A组元TEM照片，可以看到部分马氏体板条和残余奥氏体呈交替分布.根据Griffith理论，临界解理应力与临界裂纹长度对应关系如式(2)：(2)式中：σc为临界解理应力，E为杨氏模量，γp为微裂纹有效表面能，υ为泊松比，d为临界裂纹长度.Lan等[16]研究指出，M/A组元能够诱发解理裂纹形核，解理裂纹形核尺寸等于M/A组元的宽度.分析公式可得，M/A组元的尺寸越大，则解理裂纹形核所需临界应力越小，解理微裂纹越易于在M/A组元处形核，从而产生微裂纹.因此，在800 ℃出现韧性低谷的另一个主要原因是该温度下M/A组元的聚集和粗化.图10 峰值温度为800 ℃时的M/A组元:(a) 较小放大倍数下的SEM照片；(b)M/A组元偏聚;(c) 大尺寸M/A组元；(d) 大尺寸M/A组元的TEM照片Fig.10 M/A component of peak temperature at 800 ℃: (a) SEM image under smaller magnification; (b) M/A component assembled; (c) M/A component coarsened; (d) TEM image of M/A component coarsened3 结论1)本实验条件下，母材组织为铁素体加贝氏体的抗大变形管线钢，在焊接热影响区的高温回火区(600～700 ℃)出现了软化区.2)软化区形成的主要原因如下：一方面，在高温回火区形成的粗大铁素体+回火贝氏体组织显微硬度较低；另一方面，在该峰值温度范围回复过程显著加快，导致亚结构大幅度减少，同时位错密度也显著降低.3)本实验中，在峰值温度为800 ℃的临界区出现了韧性低谷，韧性降低的主要原因是该区域的M/A组元发生了粗化和聚集，同时大角度晶界的比例降低.参考文献：[1] 潘家华.全球能源变换及管线钢的发展趋势[J].焊管,2008,31(1):9-11．PAN Jiahua. Global energy transformation and development trend of pipeline steel [J]. Welded Pipe, 2008, 31(1):9-11.[2] FENG Lianyong, LI Junchen, PANG Xiongqi, et al. Peak oil models forecast China′s oil supply, demand [J]. Oil & Gas Journal, 2008, 14: 43-47.[3] TUBB R. 2014 Worldwide construction report[J]. Pipeline & Gas Journal, 2014, 241(11):1-6.[4] 王红菊,祝悫智,张延萍.全球油气管道建设概况[J]. 油气储运,2015,34(1):15-18. WANG Hongju, ZHU Yizhi, ZHANG Yanping. Overview of global oil and gas pipeline construction[J]. Oil & Gas Storage and Transportation,2015,34(1):15-18.[5] LI Jie, SHI Kai, ZHOU Yong, et al. Research on the softening phenomena of HAZ in welded joint of coiled tubing [J]. Transactions ofJWRI,2011(Special Issue):115-117.[6] 陈延清,杜则裕,许良红. X80管线钢焊接热影响区组织和性能分析[J].焊接学报,2010,31(5):101-104.CHEN Yanqing, DU Zeyu, XU Lianghong. Microstructure and mechanical properties of heat affected zone for X80 pipeline steel[J]. Transactions of the China Welding Institution, 2010,31(5):101-104.[7] 胡美娟，王鹏，韩新利，等. X80级抗大变形管线钢焊接粗晶区的组织和性能[J].焊接学报,2012,33(9):93-96.HU Meijuan,WANG Peng, HAN Xinli, et al. The microstructure andproperties of coarse crained heat affected zone for X80 high deformability pipeline steel[J].Transactions of the China WeldingInstitution,2012,33(9):93-96.[8] GAO Aiming, MISRA R D K, LIU Jibin, et al. An analysis of the microstructure of the heat-affected zone of an ultra-low carbon and niobium-bearing acicular ferrite steel using EBSD and its relationship to mechanical properties[J].Materials Science andEngineering,2010,527(23):6440-6448.[9] HU Jun, DU Linxiu, XIE Hui, et al. Effect of weld peak temperature on the microstructure, hardness,and transformation kinetics of simulated heat affected zone of hot rolled ultra-low carbon high strength Ti-Mo ferritic steel[J].Materials & Design 2014,60:302-309.[10] CHEN Y L,WANG Y, ZHAO A M. Precipitation of AlN and MnS in low carbon aluminium-killed steel[J]. Journal of Iron and Steel Research International,2012,19(4):51-56.[11] 潘金生,仝健民,田民波.材料科学基础[M].北京:清华大学出版社,2011:172-173.[12] 孔德军,龙丹, 吴永忠.X80管线钢埋弧焊接头冲击韧性及其断口形貌分析[J].材料工程,2013(6):50-54.KONG Dejun, LONG Dan, WU Yongzhong. Analysis of impact toughness and fracture morphologies of X80 pipeline stell welded joints with submerged arc welding [J]. Journal of Materials Engineering,2013(6):50-54.[13] MOHTADI-BONAB M A, ESKANDARI M, SZPUNAR J A. Texture, local misorientation, grain boundary and recrystallization fraction in pipeline steels related to hydrogen induced cracking[J].Materials Science &Engineering A, 2015,620: 97-106.[14] 缪成亮，刘振伟，郭晖，等.Nb含量和热输入量对X80管线钢焊接粗晶区的影响[J].材料热处理学报, 2012,33(1): 99-105.MIAO Chengliang, LIU Zhenwei, GUO Hui,et al. Effect of Nb content and heat input on coarse-grained welding heat affected zone of X80 pipeline steels[J]. Transactions of Materials and Heat Treatment, 2012,33(1): 99-105.[15] SANG Y S, HWANG B, LEE S, et al. Correlation of microstructure and charpy impact properties in API X70 and X80 line-pipe steels[J]. Materials Science and Engineering A, 2007,458(1): 281-289.[16] LAN Liangyun, QIU Chunlin, SONG Hongyu, et al. Correlation of martensite-austenite constituent and cleavage crack initiation in welding heat affected zone of low carbon bainitic steel[J]. Materials Letters, 2014, 125 (24): 86-88.。

H1201废热锅炉管束材料破坏原因及分析

H1201废热锅炉管束材料破坏原因及分析潮道明（安徽盈创石化检安公司生技科，安徽安庆 246001）摘要：安庆石化总厂化肥厂H1201（位号）U型高温高压“废热锅炉”管束，在解体时发现：十三根外层换热管因堵管已严重烧毁，其它好管在U形弯处上方内壁严重腐蚀减薄，折流板外缘、支撑角钢及滑板大部分严重开裂和皮下“起泡”。

为了探明其材料破坏及腐蚀开裂的原因，现场调查了化肥厂“废锅”设备的工艺流程、工作介质及操作记录等；并对管束材料进行了宏观、微观金相、成分及机械性能的取样分析。

发现弯管上方内壁严重减薄，并呈不规则的“水窝状”椭圆形蚀坑；其原因是由于管束在高温高压下，内壁与锅水作用，产生“泡核沸腾”腐蚀及“汽膜隔热”破坏。

以及0.5Mo钢管堵管后的高温蠕变、高温氧化和高温腐蚀而“碳化（即烧毁）”；TP310钢的高温腐蚀、高温蠕变脆化及应力疲劳开裂，其断口呈“脉状”蠕变应力疲劳脆性断口。

关键词：水窝状坑蚀；泡核沸腾腐蚀；汽膜隔热破坏；高温蠕变脆化；高温腐蚀；应力疲劳脆性Cause and analyse of the H1201 waste heat boiler piping，smaterial failureCHAO Dao-ming（An-qing Peterochemical Machinery Works，An-qing An-hui 246001，China）2 原锅炉设计主要技术参数及材料成分和机械性能①表 1 原锅炉设计主要技术参数表 2 U形管设计技术参数3U形管管束解体及取样3.1 管束解体由于旧管箱质量较好，可以利用，便对管束进行解体。

解体时，发现外围管束因堵管有十三根严重烧毁。

割开管束，发现所有U形弯处管壁腐蚀严重；折流板、支撑角钢及滑板均已严重开裂与皮下“起泡”和“鼓包”。

为了探明其材料破坏及腐蚀的原因，便对弯管及下降管进行了取样，并对开裂、起泡严重的部位和断口进行了宏观照相。

3.2 取样及取样部位如图2所示，取样部位为U形弯管处，截取一组试样，包括成分分析、拉伸、金相，标记为A1，A2（2）实测管壁厚度：A1弯管上方最薄处为1.4mm，下方最厚处2.4mm；腐蚀宽度为12～15mm，并且有明显的“水窝状”椭圆形蚀坑。

T12材质一级再热器管表面开裂损伤原因分析

T12材质一级再热器管表面开裂损伤原因分析发布时间：2021-05-28T09:28:37.317Z 来源：《电力设备》2021年第2期作者：蔡永江屠博[导读] 本文针对这一损伤问题进行了分析，并提出了相应的解决和预防措施。

（广东红海湾发电有限公司广东汕尾 516623）摘要：采用宏观分析结合理化试验对某火力发电厂锅炉受热面一级再热器SA-213T12管子表面横向开裂损伤原因进行了分析。

结果表明：该一再管子向火面材质老化严重，基体热强性及韧性大大降低而发生脆化，晶界上逐步形成了蠕变空洞，在因管外壁温度波动产生的交变热应力作用下，逐步形成了宏观可见的裂纹并向内层扩展。

本文针对损伤原因分析，提出了预防措施。

关键词：T12；晶界；热应力；横向裂纹SA-213T12属于1Cr-0.5Mo珠光体型低合金热强钢，工艺性能及焊接性能良好，在550℃以下具有较高的热强性能及抗氧化性能。

广泛用于300MW、600MW亚临界及超临界火力发电机组锅炉过热器、再热器等受热面管系。

其供货状态一般为正火+回火，正常金相组织为铁素体+珠光体。

某火力发电厂600MW机组锅炉检修过程中发现一级再热器（以下简称一再）部分管子向火面均存在不同程度的横向裂纹损伤，该一再管子安装材质为SA-213T12，规格为Φ63.5×3.5，运行约117764小时。

为了消除设备隐患，保障整台机组的安全可靠运行，本文针对这一损伤问题进行了分析，并提出了相应的解决和预防措施。

1、实验及结果1.1宏观检查下图1所示为表面存在损伤的取样管，从图中可以看出，该管段并无胀粗，管壁减薄不明显。

其向火面外表皮氧化垢层较厚，且存在较多坑状及短线状损伤，损伤处均被锈蚀。

取其中损伤较严重处打磨掉其表皮氧化垢层露出金属光泽后，呈现长度和深浅不同的短线状开口裂纹，所有裂纹均沿垂直于管子纵轴方向。

图2取样管标号A处表面裂纹抛光态形貌：（a）裂纹端部；（b）裂纹中部从图2中a、b抛光态照片可以看出，裂纹开口缝隙内被氧化，存在灰色氧化物，裂纹端部呈圆钝状且边缘没有发现明显的细小微裂纹，裂纹中间部位边缘则可以观察到密集细小的微裂纹。

非等温热分解活化能的求解及应用

Vol.25No.1 1999-02华　东　理　工　大　学　学　报 J ournal of Eas t China University of Science and Tech nology 收稿日期:1998-06-15非等温热分解活化能的求解及应用朱新生　管爱国*　李引擎1)(华东理工大学材料科学研究所,上海200237)1)(中国建筑科学研究院建筑防火研究所,北京100013) 提要:比较了热分析实验中热降解活化能的常见求解方法的特点和应用场合,并阐述了利用活化能评价高分子材料热稳定性及探讨热分解反应机理的实际意义。

关键词:活化能;等转化率法;热分解;热稳定性中图分类号:O631.3 用以求解反应活化能的阿累尼乌斯公式诞生已经一个多世纪了,随着计算机技术的发展,活化能的求解方法、概念的理解和应用得到进一步深入。

活化能概念从基元及复杂的化学反应逐步应用到各种物理化学场合。

比如,聚合物分子物态转变,扩散及松驰过程,材料的断裂破坏行为及高温热分解过程。

本文根据活化能与转化率的关系,将活化能的求解方法分成两大类,阐述了各种方法的求解条件,途径和特点。

1　活化能的求解在热失重方法中,实验数据可以在单一加热速率、也可以在多种加热速率条件下获得。

等转化率法则要求试验在不同的加热速率条件下进行。

在热失重曲线中,如果没有微分曲线或微分曲线噪音很大时,试验宜在多种加热速率条件下进行。

另外,当对试验材料的热物理性能缺乏了解时,宜采用多种加热速率方法。

通常,对于聚合物材料,当样品用量为10mg左右,加热速率不应超过10°C/min。

样品用量增加时,加热速率应降低。

否则,在试样中存在明显的温度梯度,导致活化能的计算错误。

1.1　非等转化率法1.1.1　积分近似法　当如下所示的化学反应:A→B初始质量为:10时间t后:1-T T则T=w0-w(t)w0(1)其中A为反应物;B为生物物;T为转化率;w0,w(t)分别为初始时刻和t时刻的样品质量。