局部焊后热处理加热宽度的直接评定方法

局部焊后热处理通常用来改善焊接接头的性能和消除焊接残余应力。影响局部焊后热处理的因素很多 ,其中加热宽度是最重要的一个控制参数。然而对于加热宽度的确定 ,各国标准规定就很不一致。本文采用粘弹塑性有限元分析 ,提出一个基于残余应力消除效果的局部焊后热处理的直接评定方法。该方法可清楚地显示整个热处理过程中的应力变化并可找到临界的加热宽度。对存在原始焊接残余应力的管接头在不同的热处理条件下进行分析。研究表明 ,局部热处理后的最大残余应力随加热宽度的增加而降低 ,当加热宽度达到一定值时 ,残余应力变化十分缓慢 ,可找到一临界加热宽度 ,其残余应力值与均匀热处理时十分接近。采用此方法可评价各种因素对局部焊后热处理的影响 ,并寻求最佳加热条件。通过系列的分析计算表明 ,5rq的加热宽度准则是合理的。

三维管接头焊后局部热处理加热宽度准则

提出了直接定量评定管接头焊后局部热处理应力释放效果的方法。构造了三维管接头焊接应力和局部热处理温度场。采用粘弹塑性有限元方法对管接头焊后不同局部热处理条件下应力分布特征进行了研究。对单道焊情况 ,不同焊接规范下的焊接应力分布具有相似性 ,焊接顺序对应力峰值位置的影响较小。对管接头热点处焊接应力在不同局部热处理条件下释放程度做了分析 ,在局部热处理加热宽度足够大情况下残余应力明显下降。周向和轴向应力分量与加热宽度的关系不同 ,周向和轴向应力的最优加热宽度分别为 3 .46Rt和 4.8Rt。通过对局部热处理主要工艺参数的计算 。

局部焊后热处理最佳加热条件的研究(二)——临界加热宽度的确定准则

１前言应力腐蚀裂缝至今仍然是焊制容器失效的重要原因之一。为防止应力腐蚀裂缝，通常采用焊后热处理，局部焊后热处理时，主要控制参数是：均热，加热和保温区的宽度。均热区应达到所要求的温度以及容许的温差范围，且不得超过规定的最高温度，它包括焊缝，热影响区以及...

管道焊接接头局部焊后热处理的最小加热宽度

对于局部焊后热处理的加热最小宽度,各国标准,甚至同一个国家的不同标准的要求都不一样,加热宽度确定的依据也不同。文中对比了国内各标准和国外部分标准的加热宽度,同时分析了加热宽度设定的理论依据,提出了合理的焊后热处理局部加热宽度。

基于有限元分析的压力管道焊后局部热处理加热宽度准则初探

给出了压力管道局部热处理临界加热宽度的定义,在此基础上进行了应力释放的有限元分析,讨论了焊缝类型、内表面换热条件以及局部热处理条件对焊接残余应力的影响。此外,探讨了局部热处理加热宽度准则。

新型加热防冻地坪

马德堡冷冻冷藏研究所发明一种名为“中心加热防冻地坪”。工作可靠性高,投资与安装制作费用低,适于冷藏间和其他冷间建筑。中心加热的基本原理只要在建筑物地坪下安上微热源,就可以予防地坪冻鼓。一根热源加热宽度为5米到10米,热源到地坪绝缘层的垂直距离为0.5米到2米。图1对比了传统的平面加热和新型中心加热图2表示一个房间只需要一根中心热源及所加热量与周围热量的补给作用。

焊后局部热处理的加热范围

对ASME及国内压力容器相关标准的新旧版本关于焊后局部热处理加热范围的规定进行了对比分析,指出某些标准对同类条款表达不准确,容易引起设计、制造和监检等各方争议。个别国内标准在新版中对加热宽度的规定欠妥。

基于蠕变法则的压力管道焊后局部热处理准则研究

局部热处理与金属蠕变密切相关,为此采用数值模拟分析管子局部热处理过程的蠕变应变表达式,来确定局部焊后热处理蠕变参数,并采用指数型蠕变法则对不同尺寸的9Cr-Mo管子在不同热处理条件下的应力释放进行分析。结果表明:Cr-Mo系列钢焊后局部热处理的临界加热宽度为(2.4-2.6)√Rt;当保温温度为720℃时,残余应力峰值<100MPa,AT系列局部热处理的残余应力比BT系列小。

多层焊焊接应力分布对管子局部热处理应力释放准则的影响

采用有限元方法构造了轴对称模型下多层焊应力分布 ,用粘弹塑性有限元方法对管子多层焊后不同局部热外理条件下应力分量的分布情况进行了研究 .结果表明 ,管子内、外侧残余应力和加热宽度表现出不同的规律 :管子外侧的残余应力随加热宽度的增加缓慢下降 ;管子内侧的残余应力在较小的加热宽度下可以得到有效消除 .残余应力与加热宽度关系表现为两种类型 :一种是理想衰减型 ;另一种为局部最小型 .多层焊形式下的残余应力与加热宽度的关系表现为后一种型式 .加热宽度 2 B=5 Rt较为合理 .过大的加热宽度对局部热处理应力释放的作用不大 .最后 ,进行了管子的多层焊和局部热处理试验 ,并采用 X-射线法对局部热处理后的应力进行了测量 .

金属波纹管热屈曲成形数值模拟研究

研究了金属管材在高温软化和轴向压力作用下的局部屈曲变形行为,实现了304不锈钢波纹管的热屈曲成形。通过二次开发的DFLUX和FILM子程序在Abaqus软件上模拟了实验过程中的感应加热和喷气冷却作用,建立了金属波纹管热屈曲成形有限元模型。通过对比测温点温度及波纹高度的模拟值与实测值,验证了所建立的模型具有良好的计算精度。在此基础上,应用该模型计算了加热宽度对成形结果的影响,结果表明,随着加热宽度的增加,波纹管高度和壁厚分别有小幅度上升和下降,采用热屈曲技术成形的波纹管未出现减薄现象,且整个波纹轮廓上波峰位置处壁厚最大。

国内外焊后热处理标准对新型9%Cr热强钢管道的适用性

通过对4种国内外管道焊后热处理标准推荐加热宽度的比较,结合2种典型规格P91、P92钢管道的局部焊后热处理试验,分析讨论了现有标准对新型9%Cr热强钢管道的适用性。结果表明,现有标准对9%Cr钢管道焊后热处理加热宽度的选取存在较大的差异,对于管壁相对较薄的管道,电力标准、欧盟标准和美国标准推荐的加热宽度比较接近,且可以满足9%Cr钢内、外壁温差控制要求,而华能导则推荐的加热宽度明显偏大;对于厚壁管道,现有标准均难以满足9%Cr钢内、外壁温差的苛刻要求。建议对现有焊后热处理标准进行补充完善,以更好地指导新型9%Cr热强钢管道的现场安装。

超厚壁新型耐热钢管道局部热处理温度场的研究

文中通过模拟工况试验,研究了厚壁9%Cr钢管道焊后热处理温度场的分布情况。试验结果表明:在焊后热处理过程中,管道内、外壁温度沿轴向呈抛物线状分布。在均温区内,管道内、外壁温度与设定温度值接近,随着距加热中心距离的增大,温度迅速降低。在本次试验中,外壁距加热中心约1.6倍壁厚处温度与内壁加热中心温度在升温和恒温阶段都保持大致相同,这说明工程中利用“等效点”的方法来监测热处理过程内壁加热中心温度的方法是可行的。对于本次试验,管道内壁并没有达到新型9%Cr钢要求的740℃高温回火温度的下限,试验数据说明:对于本次选取规格的钢管,按美国AWS D10.10/10.10M—1999(R2009)标准规定的加热宽度偏小。

调幅燃烧器在单面瓦楞机上的应用

1.概述调幅燃烧器,用于在一定门幅范围内,对物料进行加热,并可根据物料门幅的变化,适当地调节加热宽度。这种类型的燃烧器可用于食品的焙烘,纺织干燥,烧毛等许多轻工行业。据调查。

焊前准备、焊后处理及辅助设备

给出了焊前对接头坡口机器人修切装置的资料。研究了用Moses程序控制机器人装置的工作,不要求操作者在编程方面具有深奥的知识。介绍了装置的结构。

焊前准备、焊后处理及辅助设备

指出了焊接残余应力的分布形式对热处理消除应力效果具有一定的影响。焊道接近外表面时,消除应力效果较好。介绍了当加热宽度足够宽时,管子内表面的散热条件对残余应力以及临界加热宽度的确定几乎没有影响。而管子的壁厚和管径对局部热处理后的残余应力都有很大影响。因此改善焊接接头性能和消除残余应力是焊后热处理的两个主要目的。讨论了消除残余应力的要求。

焊后局部热处理区域布置对厚壁圆筒环缝残余应力的影响

采用粘弹塑性有限元方法,研究了16MND5钢厚壁圆筒在不同局部热处理标准(B31.1、B31.3、ASME section NB、BS2633和AWS D10.10)加热条件下焊接残余等效应力、环向应力及轴向应力的变化及分布情况。综合分析了焊缝中心及其附近区域的焊接残余应力、加热区边缘附加热处理应力,并讨论了加热宽度、保温宽度对焊后局部热处理效果的影响。结果表明,局部热处理后,加热区边缘不均匀加热引起一定的应力上升,保温区的存在可以缓解温度梯度,从而使加热区边缘的附加应力降低。对厚壁圆筒来说按AWS D10.10标准局部热处理时,焊缝中心可达到与整体热处理相当的效果,焊接残余应力消除效果最好。

The Effect of Heating Direction on Flow Boiling Heat Transfer of R134a in Microchannels

This paper presents effects of heating directions on heat transfer performance of R134 a flow boiling in micro-channel heat sink. The heat sink has 30 parallel rectangular channels with cross-sectional dimensions of 500mm width 500mm depth and 30 mm length. The experimental operation condition ranges of the heat flux and the mass flux were 13.48 to 82.25 W/cm^2 and 373.3 to 1244.4 kg/m^2 s respectively. The vapor quality ranged from 0.07 to 0.93. The heat transfer coefficients of top heating and bottom heating both were up to 25 k W/m^2 K. Two dominate transfer mechanisms of nucleate boiling and convection boiling were observed according to boiling curves. The experimental results indicated that the heat transfer coefficient of bottom heating was 13.9% higher than top heating in low heat flux, while in high heat flux, the heat transfer coefficient of bottom heating was 9.9%.higher than the top heating, because bubbles were harder to divorce the heating wall. And a modified correlation was provided to predict heat transfer of top heating.