不锈钢复合管文献综述.docx

不锈钢复合钢管文献综述1 不锈钢复合钢管 不锈钢复合钢是一种以碳钢或低铬钼合金钢（珠光体钢）为基体、以高合金不锈钢为复层材料,通过堆焊、爆炸复合和热轧复合等工艺手段将两种金属结合在一起的高效节能材料。基层材料承担着管道的承压作用，质量占钢管总质量的大部分；复层材料是能满足工艺管道耐腐蚀性要求的高合金不锈钢材料，厚度通常为3mm.不锈钢复合钢管主要为在碳钢或低铬钼合金钢无缝钢管内壁堆焊高合金不锈钢材质和不锈钢复合钢板通过卷制焊接而成的直缝钢管，既具有基层材料钢管的强度和刚度，又具有复层材料良好的耐腐蚀性能,非常适合石油化工装置耐高温、抗腐蚀的要求，如常减压装置的常压侧线柴油管道、常压转油线及减压转油线等场合，在催化裂化和延迟焦化等装置也有广泛的应用。不锈钢复合钢作为一种新型的材料被广泛应用于石油、化工等行业用于取代全不锈钢。由于两种钢材的不同物理性能和金属合金成分的不同，使得焊接及热处理等工程施工中的关键环节与单一钢种相比变得复杂化，特别是由不锈钢复合钢制成的复合钢管的现场焊接施工由于其结构的特殊性使得现场施工增加了很多限制条件.11.1 供水系统中使用受腐蚀的管道已成为城市供水水质最大的污染源，受过二次污染的自来水不能直接饮用，水管巾的污染物会对人体健康造成慢性伤害。国家建设部等四部委于1999年发文规定自2000年6月起禁止冷镀锌钢管用于室内给水管道，并逐步限时禁止使用热镀锌钢管。因此,如何在现有传统的城市供水系统基础上，加强对给水管道的科学管理，加强自来水二次污染的预防与治理，开发和应用合适的新型管材，给城市居民提供更安全、更健康的饮用水成为摆在供水企业面前的新课题，也成为当前城市供水企业必须思考和解决的现实问题。它对提高居民健康水平，进一步提升城市供水水质，保证供水企业的可持续发展。都具有重大的现实意义。为适应市场需求,市场上先后涌现出钢塑复合管、铝塑复合管、PPR管、PE管等各种各样的新型输水管材,内衬不锈钢复合钢管正是在这种背景下应运而生的.21。2 石油化工工程中的使用在我国中东部地区，城市居民天然气供应存在巨大峰谷差，需求高峰月日用气量是低谷月Et用气的数十倍之多，为保证天然气稳定供应,建造盐穴地下储气库调峰是有效的手段之一。但从盐穴储气库采出的天然气温度较高,且含有较高二氧化碳和二氧化硫、高含量的Cl一等,使采气管线使用环境非常苛刻，采气管道腐蚀较为严重，很容易在短时间内造成腐蚀失效，轻者造成停产，重者引起爆炸,威胁人身安全。34不锈钢复合钢管因其既具有碳钢或合金钢的力学性能，又具有不锈钢的耐蚀性等优点，得到了广泛运用5。1。3 铺设海管不锈钢复合管道已在我国陆地油气田中得到成功应用,但对国内海洋工程是一个全新的概念。复合管通常在海洋产业和深海应用中使用。6国内海管一般采用碳钢海管，尚未引入不锈钢复合管。不锈钢复合管由于其结构特殊性,对焊接保护及铺设方式要求较高.如何使用铺管船完成不锈钢复合海管铺设工作，成为项目执行的一个重点。在项目准备及施工过程中,采用了一系列先进工艺，不断优化作业流程，最终形成一套较成熟的不锈钢复合海管铺设工艺，完成了国内首条不锈钢复合海管铺设工作.不锈钢复合管焊接的关键问题是焊缝的抗腐蚀问题，而焊缝是否抗腐蚀取决于封底焊缝的焊接质量。由于不锈钢导热系数小，焊接时高温停留时间不宜太长，且与空气接触易氧化，所以焊接复合层时应选择热输入量小的焊接方法。同时，由于复合管的焊接顺序为先焊复合层,后焊基层，所以，复合层的焊接质量是整个焊接过程中最为重要的，应考虑采用焊接质量高的焊接方法。72 不锈钢复合钢管焊接工艺分析由于不锈钢复合钢管的两种材质具有不同化学成分和物理性能，在焊接过程中， 很容易造成碳及合金元素的扩散,引起焊接接头性能恶化，影响焊接质量。不锈钢复合钢组成形式主要有：低碳钢+奥氏体不锈钢、低碳钢+马氏体（或铁素体）不锈钢、低铬钼合金钢+奥氏体不锈钢及低铬钼合金钢+马氏体（或铁素体)不锈钢。不锈钢复合钢是由两种不同的钢材通过技术手段结合在一起，这两种材质的物理特性往往存在很大的差别，如常减压蒸馏装置中的Q245R+316L、Q345R+316L 复合钢，基层为低碳钢材质Q245R,复层为奥氏体不锈钢316L,这两种材质的物理性能相差很大，表现为：(1)奥氏体不锈钢316L线胀系数大,且随温度升高而增加，比低碳钢Q245R高大约40%；（2）奥氏体不锈钢316L 热导率低，约为低碳钢Q245R 的1/3.在焊接不锈钢复合钢过渡层时，由于热膨胀和冷收缩速度的差异，导致过渡层出现热裂纹或结晶裂纹,再加上焊接过程中基层材质对焊缝金属的成分稀释，非常容易导致裂纹的产生。这种特性对于基层为铬钼合金钢，复层为奥氏体不锈钢的不锈钢复合钢表现得尤为明显。因此，要想很好地完成不锈钢复合钢过渡层的焊接,对于焊接材料的选取（根据舍弗勒相图）、焊工的资质、焊接坡口型式、及焊接工艺参数都有特定的要求。为了避免不锈钢层与基体界面处出现的合金元素的稀释、碳元素的迁移等，过渡层的焊接是保证复合管焊接质量的关键。8由于内衬不锈钢复合钢管生产工艺和技术的限制，目前，国产的复合管的基层和复合层还不能完全熔焊在一起，因此在实际焊接中具有一定难度.92.1 焊接方法及焊材的选用内衬不锈钢复合钢管的复合层和基层之间没有熔焊在一起， 所以在组对焊接前必须进行封焊，根据不锈钢的焊接特点, 在焊接过程中当热输入较大，冷却较慢时,易产生热裂纹、变形等缺陷。而GTAW 焊的热输入较小, 且氩气流除可以保护高温金属外， 还具有一定的冷却作用，能提高焊缝抗裂能力,同时钨极电弧稳定，即在很小的焊接电流下仍可稳定燃烧, 特别适用于薄壁管的焊接.因此，封焊层采用GTAW 焊接。钨极直径根据管壁厚选择，管壁越厚所需焊接电流越大,即钨极直径越大。因衬管壁厚为1.52mm （衬管厚度）, 因此,采用准2。5 mm 的WCe20钨极，喷嘴直径为10 mm。2。2 打底焊层的焊接方法及焊材选用用钨极氲弧焊焊接内衬管间的连接端口，焊材选用不锈钢焊丝且焊接电流为6090A.焊接过程中存在的主要问题是引弧易穿丝,平焊位置易出觋焊瘤,仰焊位置易出现内凹，这些问题均可通过调节手动送丝的快慢、焊接速度、焊枪角度等于以解决。内衬不锈钢复合钢管打底层的焊接方法与封接层的相同，即采用GTAW 焊。THT 309LSi(H03Cr24Ni13Si1）焊丝熔敷金属的化学成分与304不锈钢的最为接近， 符合不锈钢焊接选用焊材的基本原则，因此采用准2。5 mm 的THT -309LSi（H03Cr24Ni13Si1）焊丝.102.3 过渡层的焊接方法及焊材选用过渡层是确保在使用过程中能够有效阻止基层中的碳向复层不锈钢进行渗透稀释，甚至形成硬脆马氏体组织，导致焊缝从复层（耐蚀层）开始失效至关重要的一层焊缝，过渡层焊接在复层焊缝表面及无损检测合格后进行，宜采用焊条电弧焊焊接工艺，焊接时选用小直径焊条、采用较小的焊接线能量,焊接时尽量做到不摆动、多道焊接，以减少焊接过程中的成分稀释.不锈钢复合钢管的焊接坡口原则上采用机械加工,在施工现场时也可采用等离子弧切割和火焰切割等方法来加工坡口，但是需要留有足够的加工余量以备清除坡口加工面的氧化层和过热层.从焊接工艺的角度，不锈钢复合钢管可以采用焊条电弧焊进行焊接，也可以采用埋弧焊结合焊条电弧焊的焊接工艺。内衬不锈钢复合钢管过渡层的熔融金属成分复杂， 为了使金属成分的梯度不至于过大，因此，采用热输入稍大的SMAW 焊。过渡层焊接的焊条宜选择工艺性能较好的酸性焊条E4303，标准2.5 mm。2。4 填充层和盖面层的焊接方法及焊材选用不锈钢复合钢管采用V形坡口单面焊接工艺时,基层部分的焊接也应选取高铬镍奥氏体焊材,否则会在基层与过渡层及坡口部分焊缝熔合区形成马氏体组织,甚至出现微裂纹。为减小焊缝金属熔合比，基层焊接应采用较小的焊接线能量分道焊接，尽可能地减少电弧在坡口处的停留时间。内衬不锈钢复合钢管基层为Q235B，因此采用SMAW的方法，焊条选择准3。2 mm 的THA302 最为合适，既可以保证焊缝金属的强度,还可以保证其塑韧性。3 内衬不锈钢复合钢管的焊接施工方法3.1 焊前准备内衬不锈钢复合管在焊接时首先进行下料，必须采用车床，锯床等冷加工机械进行下料，严禁使用火焰或等离子等切割工艺，接着对内衬不锈钢复合管的焊接面进行焊缝坡口处理,焊缝坡口的加工一般须采用专用坡口机，车床等冷加工机械，严禁采用火焰切割等热加工方法加工，然后对内衬不锈钢复合管的坡口进行整形，以内径尺寸为准，采用内芯整圆的方法,使焊接坡口处复层的椭圆度偏差符合要求.113。1。1焊工资质和焊接工艺评定焊接不锈钢复合钢的焊工需要具备焊接基层和复层母材的焊工资质,焊接过渡层的焊工同时还应具有耐蚀堆焊资质.施焊之前必须有合格的焊接工艺评定。焊接工艺评定编制前,必须明确所要选取的焊材、焊接顺序、是否要求焊前预热及焊后热处理。对所采取的复层焊接过渡层焊接基层焊接的焊接顺序,原则上可以理解为复层母材的焊接工艺评定与相对应的耐蚀堆焊焊接工艺评定的组合焊接工艺评定,但需要注意耐蚀堆焊焊接工艺评定的覆盖范围是否满足要求。3.1.2 预热不锈钢复合钢管道在基层或复层焊前需要预热时,预热温度参照相关规范中各种材质的预热温度，过渡层的预热根据基层或复层材质来确定,当基层和复层都需要预热时，按预热温度高的一侧执行。由于焊接工程中杂质受热会分解成H2O 和CO2,在熔池内产生大量的气体,严重时发生爆裂破坏熔池。因此,焊接前应用棉纱将接触层的油、漆、垢及氧化层等清理干净，油污或赃物沾染严重的应用细砂纸打磨,酒精脱脂，丙酮清洗，直至露出金属光泽.焊接前还需对内衬不锈钢复合钢管的基层和复合层进行预热.均匀的预热一方面可减小焊接应力,另一方面可降低焊接应变速度,有利于避免产生焊接裂纹.预热宜采用电加热方法,以对口中心线为基准, 两侧各不小于管壁总厚度的3倍,且不小于50 mm, 并防止过热.3。2 焊接过程内衬不锈钢复合钢管的焊接顺序为先焊复合层，后焊基层,即封焊层打底焊层过渡层填充层盖面层.其中的技术措施主要包括以下几点：(1) 管子对焊组对时，其内壁应齐平,内壁错边量不宜超过管壁厚度的10，且应2 mm。（2） 焊接时，应尽量采用多层焊,各焊层焊道的接头应尽量错开.焊道不宜太宽太厚，以免增加坡口加工量，焊道成形均匀、美观。(3） 点固焊时管内必须充氩，以保证点固焊焊缝质量。打底焊时，仰焊位置采用内填丝，立焊、平焊位置采用外填丝法进行焊接.(4) 应在坡口内引弧，禁止在非焊接部位引弧,接弧处应保证焊透与熔合， 熄弧时应填满弧坑，焊接即将结束时，应减小氩气流量,防止气压过大使焊缝产生凹陷。（5） 焊丝不能与钨极接触或直接深入电弧的弧柱区，防止破坏电弧的稳定和产生夹钨缺陷，焊丝端部不得退出保护区,防止焊丝氧化。(6） 道间温度应控制在150 以下,施工中采用焊缝两侧水冷的冷却方法，即将湿毛巾裹在距焊缝80 mm以外的两侧钢管上，使焊缝尽快降低到150 以下。3.3 焊后清洁和焊后处理严格遵照焊接工艺规定的工艺参数（尤其是焊接速度控制)等进行焊接,并应对焊接线能量进行测量并控制(根据公式按实际测量参数进行计算)。焊接过程要逐层检验,清理干净焊渣及飞溅，发现缺陷立即清除或返修。焊接完成后清理表面表明焊渣和飞溅。清理完毕，应在基材焊缝附近的明显部位打上焊工印记，以便检查。12参考文献:1 张晓亮,冯杰，田波清等,等石油化工工程不锈钢复合钢管的焊接J电焊机，2013（3）:33-352 李华不锈钢复合钢管的应用价值探讨和市场前景分析J中国新技术新产品,2010(16）：134-1353 王永芳， 王戈, 张燕飞， 等 铜钛双金属复合管的氩弧焊接工艺研究J 热加工工艺， 2011，40（21）： 1471504 梁根生， 颜超, 杨刚， 等 雅克拉凝析气田单井集输管道抗腐蚀材质优选J 腐蚀与防护, 2011，32(9）: 7537555 许爱华, 院振刚， 杨光, 等 双金属复合管的施工焊接技术J天然气与石油， 2010, 28（6）： 22286 E.E。 TheotokoglouBehavior of thick composite tubes considering of delaminationJTheoretical and Applied Fracture Mechanics，2010（4）：276-2857 董树阳，赵刚，范景涛,等不锈钢复合海管铺设探讨J中国造船,2013，54(1）：96-1008 朱丽霞, 何小东， 仝珂， 等 L360QB/316L 复合管电弧焊环焊缝接头组织性能研究J 热加工工艺， 2013， 42(5）： 1881919 刘金光，徐燕内衬不锈钢复合管焊接工艺的改进J港口装卸，2013(2):48-4910 周新新内衬不锈钢复合钢管焊接工艺J焊接技术,2012（9）:57-5911 刘春艳，张爱芳,肖少平内衬不锈钢复合管焊接J化学工程与装备,2011(7）：12312512 宋建义内衬不锈钢复合管焊接工艺的改进J民营科技，2012（4）：40-41文献翻译：Behavior of thick composite tubes considering of delaminationAbstract:The present paper deals with plane finite element analysis of thick composite tubes。 Thick composite tubes are commonlyused in marine industry and in deepwater offshore applications. Two kinds of inter laminar delamination typedefect in a thick walled cylinder subjected to external pressure were confronted; an annular or ring like delaminationand a strip delamination。 Two finite element models were developed to predict the strain energy release rate at the delaminationfronts。 In these models the effects of the processing history of the composite material in the form of a uniform thermalload were also included to simulate the state of the residual stress in the composite. The considered defects are studiedby means of the effect of buckling， investigating the annular and the strip delamination buckling， and the subsequent lossof load carrying capacity of the delaminated region._ 2006 Elsevier Ltd。 All rights reserved。摘要：本文详细讨论了复合管的平面有限元分析。复合管通常在海洋产业和深海应用中使用。厚壁汽缸的两种层间分层类型缺陷在承受外压时面对：一个环形或者类环形分层和带状分层。研制出两个有限元模型来预测分层面的应变能释放率。这些模型还包括了均匀热应力所形成的复合材料的加工历史以模拟复合材料中的残余应力状态。研究了缺陷对屈曲的影响、调查环形和带脱层屈曲和随后剥落地区负荷能力的损失.Introduction：Thickwalled cylindrical shells with differentlayer properties loaded by internal or externalpressure， are widely used in several branches ofengineering. In deep sea， submersibles carbon fibercomposites tubes are replaced metallic pressure hull.In other applications in marine industry， as productionor drilling risers, tandems and as emergencycontrol tubes mounted on the risers， containers forprotecting deep sea instrumentation units, and largeoil and gas reservoirs， composite tubes have attractedattention to use. In all these applications anappreciation of the influence of defects on the resistanceof the structure is essential because the behaviorof thick composite tubes under combined loadsis not sufficiently understood and because there areseveral ways in which a hydrostatically loaded compositecylinders can fail。 One type of defectfrequently encountered is in the form of delamination,and as delamination propagation has beenobserved in thick tubes.There are three potential situations for the initiationand growth of delamination cracks in thesecylinders。 The crack could be a strip type delaminationwhich extends along the length of the cylinder，or an annular type delamination (Fig. 1） whichextends around the circumference of the cylinder, or it could be a localized delamination which maypropagate in any direction. Buckling of the delaminationregion will induce mixed mode crack drivingforces。 Furthermore， since the buckled sublaminatewill support only the buckling load， additionalexternal loads will cause stress redistribution intothe unbuckled laminate. This mechanism representsa stress concentration that may initiate catastrophicfailure of the cylinder. In this study the annular and the strip types ofdelamination are investigated numerically （Fig. 1)based on the superposition principle 。 Twodimensional finite element models for the two typesof delamination were considered， and estimates ofthe interlinear strain energy release rates due tothe external pressure loads were made。 A uniformtemperature field was also applied to the cylinderto simulate the state of residual stresses present inthe cylinder after processing and cooling to roomtemperature. To assess the effects of buckling ofthe delaminated region, and subsequent loss of loadcarrying capacity， elements were removed from thedelaminated region， thereby eliminating thatregions load carrying capacity。 Three different loadcases were run in a single composite cylinder for theannular and the strip types of delamination， andwith the elements removed. These load cases were:external pressure, uniform temperature and a unitload applied to the end of the buckled out regionto simulate the residual load carrying capacity ofthe cylinder。 From a superposition of the three loadcases （Figs. 2 and 3）， and having determined theresidual load carrying capacity of the buckledregion using buckling analysis （Section 5）， the failure of the cylinder was predicted。1引言：通过内部或者外部压力厚壁汽缸壳有不同的分层负荷属性，广泛应用于工程的几个分支。在深海，碳纤维复合材料潜水器管取代了金属管壳。在海洋产业的其他应用,如生产钻井立管，安装序列紧急控制立管,用于保护深海仪器单元的容器，和大型油气储层复合管,已引起使用关注.在所有这些应用中考虑缺陷对结构阻力的影响是必要的，因为复合管在组合载荷作用下的行为没有充分被理解，也因为有几种方式的静水力加载复合汽缸失效.经常遇到的一种缺陷是以分层的形式，而且分层传播已经在厚管中观察到了.这些柱面分层裂纹的萌生与扩展有三种可能的情况。裂缝可能是一个带式分层沿圆柱体的长度延伸,或环形分层沿着汽缸的圆周延伸（图一)，或着是一个小范围局部分层沿着可能各个方向延伸.分层屈曲的地区会引起混合型的裂纹驱动力.而且，由于扣合板仅支持屈曲载荷，附加载荷将引起应力再分配到解开层压板。这种机制是应力集中导致汽缸永久性失效.在这项研究中环形和带型分层基于叠加原理的调查数值（图一)。考虑了二维有限元模型,对两种类型的分层，由于外部压力载荷作用下的层间应变能量释放率进行了估计.均匀温度场也应用于汽缸来模拟残余应力出现在缸体加工和冷却至室温后的状态。为了评估分层屈曲的影响范围，以及随后的承载能力损失，元素在分层区域中除去，从而消除了区域的承载能力。一个单一的复合缸的环形、带型的分层在三种不同负载情况下运行。这些负载为:外部压力、统一的温度和单位载荷应用于扣出区域末端到圆筒的残余应力模拟。三种情况叠加并通过屈曲分析确定残余变形地区的负荷能力和预测汽缸的失效压力。Interlaminar fractureThe technique used to estimate the potential forgrowth was the virtual crack closure technique, withwhich estimates can be made of the Mode I and ofthe Mode II interlaminar strain energy release rates（GIII = 0）。The mode separation between I and II is essentialbecause the resistance to the two modes of crackdriving force may be very different in magnitude。In the finite element formulation， it is convenientto restate the energy balance in the following manner：the energy absorbed during an incrementalcrack extension DA is equal to the work requiredto close the crack to its original area (virtual crackclosure）。 It is shown that this work can be calculatedfrom crack tip nodal forces and displacementsevaluated from the numerical solution. Inthe case of an annular delamination GI and GIIare calculated as follows:whereas in the case of a strip delaminationwhere Fr， Fu and Fz are the nodal forces when duplicatenodes are considered at the crack surfaces anddr， du and dz are the relative nodal displacements ofthe delamination surfaces at the coordinate systemdefined in Fig。 1.In order to predict the delamination growth， amixed-mode growth criterion is used.WhereIn this study， delamination propagation isassumed to occur when F （GI, GII） = 1。 Others formsof F may also be examined。 Application of thefailure criterion for assessing damage tolerance ofcomposite structures， in general， requires the componentsof the strain energy to be evaluated froma stress analysis. Fundamental inputs to the failurecriterion are the Mode I and II critical strain energyrelease rates GIC and GIIC respectively 。层间断裂：用于估计的可能性的技术中增长是虚拟裂纹闭合技术，可以大致估计模式I和模式II的层间应变能释放率（GIII= 0).模式I和模式II的分离是必不可少的，因为两种模型的驱动力阻力的量级可能不同.在有限元公式中，需要再度申明下式的能量平衡：期间增量吸收的能量裂纹扩张A等于关闭裂纹原来区域（虚拟裂纹闭合）所需要的能量.结果表明29,这些能量可以通过裂纹尖端节点力和位移来评估计算。GI和GII在环形分层的情况下：在带分层的情况下：其中,Fr、Fu和Fz是节点力时，重复节点被认为是在表面，dr、du、dz是图中定义的坐标系的相对节点位移如图一。为了预测分层扩展,使用混合模式的增长准则：其中：在这项研究中,分层传播假设F（GI、GII）=1。其他形式的F也一样。破坏准则应用于评估复合结构的损伤公差，在一般情况下，需要单位面积的应变能进行应力分析,可求出GI和GII的临街应变释放能.Prediction of failure：From the delamination of a composite cylinder, we may have：（i) For a delamination near the middle of thethickness, there is a possibility that both sidesof the delamination will continue to carry load。In this case, for the delamination type studied，there will be little or no delamination growthup to the failure pressure of the cylinder。（ii) For a delamination closer to the inside surfaceof the cylinder， there is the potential that thedelaminated portion of the cylinder willbuckle inwards， and no longer be able to carryload. It is just this situation that must bepredicted。The critical load required to buckle a structuralmember is a subject of much discussion and differinginterpretations。 In this study， an attempt wasmade to estimate a critical load to cause bucklingof the delaminated region. This estimate was used，however， only as a guide in the failure predictions。The formulas used to predict the critical bucklingload for the annular and the strip models, are givenin Section 5。Rather than conducting a geometrically non-linearanalysis （too time consuming for design)， a differentapproach was taken to the assessment of thefailure pressure for the composite material cylindersin question。 If one assumes that, except for the geometricallynon-linear deformation of buckling， allother deformations are linear， then the principle ofsuperposition can be used to determine the stressstate of any portion of the cylinder under any combinationof loading conditions。In particular, three different load cases can besuperposed to construct any situation between acompletely whole cylinders with a crack embeddedin it, to the situation where the buckled portion ofthe cylinder carries no load whatever. For each ofthese three load cases， a portion of the mesh mustbe removed to simulate the buckled region。 Withthis altered mesh, the three cases are： external pressureonly, thermal loading， and a known constantload （buckling load） applied to the remainder ofthe cracked portion of the model in the directionparallel to the crack. This last loading condition ismeant to simulate the residual load carrying capacityof the buckled portion of the cylinder. Since thestresses are linear with the applied loads， these three load cases can be scaled to whatever lev