碳素钢和低合金钢波形膨胀节的计算

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Calculation for Corrugated Expansion Joint of Carbon Steel and Low Alloy SteelU De-yuan(East China Engineering& en∞and Technology Co.Ltd.，Hefei Anhui 230024 China)Abstract：In alusion to indefinite problems of the minimaly shaped efective thickness(Sp value)of corugated expansion joint for carbon steel andlow alloy steel in GB16749-1997 and SW6 for stmngth calculation software of process equipment，author has discussed the influence of corosion allow-anee(C2)on rigidity/strength of corrugated expansion joint for cbon steel and low alloy steel；has again defined the calculation equation for minimallyshaped efective thickness(Sp value)for corugated expansion joint，has tried to give the new method for checking the efectiveness of corrugated expansionjoint of carbon stee1。

Key words：expansion joint；corrosion allowance；efective thickness；minimally shaped thickness；calculationdoi：l0.3969/j.issn.1004-8901.2013.o4.oo3单波金属波纹管膨胀节(以下简称膨胀节)在固定管板式换热器中的应用非常广泛。通过在壳程简体上增加膨胀节可以有效改善管板应力。通常情况下，膨胀节不仅受到系统内的压力作用，同时还承受较大的拉伸或压缩位移，是比较特殊的-类承压元件 。

在GB16749-1997《压力容器波形膨胀节》和SW6过程设备强度计算软件(以下简称 SW6)中，对于碳素钢和低合金钢膨胀节 (以下简称碳钢膨胀节)的计算的描述单层最小成形有效厚度(s )值不十分明确，该值与腐蚀裕量(C )直接相关。为了更加合理的选用碳钢膨胀节，本文将采用腐蚀前后两点分别计算校核的方法，重新定义s 值计算公式，探讨并尝试给出碳钢波形膨胀节计算的新方法。

1 对现行国家标准规范的理解与疑义在GB16749-1997中，对腐蚀裕量( )有如下规定：对于碳素钢和低合金钢，取c ≤1 mm；当C >1 mm时应崖氏体不锈钢(当不宜采用不锈钢材质时，c：可按容器设计要求选取)；对于奥氏体不锈钢，当介质的腐蚀性极微时，取c：0 mm 。

在固定管板换热器的设计中，在改善管板受力的要求下，选用原则是选用刚度较小的膨胀节，同时要求在设计条件下膨胀节的各项应力指标不超过许用值。

事实上，腐蚀裕量(c )是由于腐蚀、机械磨损而导致的厚度削弱减薄，对有均匀腐蚀或磨损的元件，反映的是介质对金属材料的腐蚀速率(磨蚀速率)随预期的使用年限积累得来的总值，是-个过程数值。对于奥氏体不锈钢制膨胀节，通常取腐蚀裕量C：0，在使用过程中腐蚀裕量对膨胀节刚度、强度不构成影响；对于碳钢膨胀节在使用初期，其刚度比使用-段时间之后要大，而强度计算则直接考虑最终有效厚度，这就造成了膨胀节计算中的不- 致性。

作者简介：李德元(1980年 -)，男，河北辛集人，2003年毕业于华东理工大学过程装备与控制工程专业，工程师，从事化工设备设计工作。

第4期 李德元 碳素钢和低合金钢波形膨胀节的计算 ·9·由GB16749-1997中对腐蚀裕量(c：)的规定可见，国标中不希望腐蚀裕量(c )太大，也是为了规避这样的不-致性。这是因为腐蚀裕量对膨胀节刚度和强度的影响，同种规格尺寸、材质的情况下，c：越大，使用过程中的不-致性越大。这种偏差会随着膨胀节层数的增加而减小，因此，在标准附录 A膨胀节基本参数与尺寸表中所给出的标准产品系列尺寸数据表中，ZX型膨胀节壁厚未考虑腐蚀裕量，ZD、HF、HZ型碳钢膨胀节考虑了1 mm的腐蚀裕量，以方便设计人员参考选择，但在实际选用膨胀节时，有可能会遇到不宜采用不锈钢材质”且腐蚀裕量 c ≥1 mm”的情况，例如固定管板换热器壳程介质为循环水且氯离子超标的工况，那么现行标准中的膨胀节计算偏差就比较大。

2 实例说明下面通过某项 目中 1台汽提塔冷凝器上选用的1个单层单波碳钢膨胀节在固定管板换热器上的应用实例来说明-下计算过程。

表 1 工艺设计参数2.2 结构及材质壳程主体规格为b900 mm×2 000 mm，管壳程均为单程，换热管规格为 632 mm×2 mm X 2 000mm，正三角形排布，换热面积 62.5 m ，换热管 331根；折流板采用单弓形水平布置结构，外围区域不布管(NTIW)，切割率 15.4%；管板名义厚度为50mm。汽提塔冷凝器壳程结构及部分尺寸见 图 1(a)，A向视图见图1(b)。

膨胀节总长度为 180 mm(见计算表格)，预压缩后长度为 176 mm；确保筒体长度按明细表要求，以满足膨胀节的预压缩量(4 mm)。该预压缩量是根据换热管长度、操作温差和材料的平均线膨胀系数计算得来的。这样设计有利于改善管板、换热管、膨胀节的受力情况。

2.3 SW6辅助计算根据设备的操作参数和设计条件，最终设备管程(含换热管、管板)材质选用$32168，腐蚀裕量C20 mln；壳程材质选用Q245R，腐蚀裕量 2 mm。通!衅- l 翦 I昌f∞f l - itig0o l0曼I ! ! ll 墨I Illlllllllllli H-14 H-I·l l 0 蓉 --.÷ -J IlIll lllllll lI：量伍 - l廿 IL；I Il onn I RA向4组.膨胀节拉杆图1 汽提塔冷凝器壳程结构及部分尺寸过SW6固定管板式换热器计算拈计算，需要增加膨胀节。由于壳程介质为循环水且氯离子超标，不宜采用不锈钢材质，从标准中筛哑算比较最终膨胀节型号为 ZDL(B)900-1.6-1×8×1(Mn)。单波膨胀节结构尺寸见图2。

图 2 单波膨胀节计算的主要思路是先分别计算出膨胀节腐蚀前的厚度(s)和腐蚀后的厚度(s。)，在随后的计算中，凡是和.s。值相关的计算式(包括强度和刚度)都分别考虑腐蚀前后2组的计算，分别校核合格后，就充分保证了膨胀节在整个设计年限的使用过程中均合格有效。

在SW6固定管板式换热器计算拈中，膨胀节数据输入内容中，应注意以下几点。

(1)由于腐蚀前后的不-致性，膨胀节和管板的计算是分开的2个独立的计算。

(2)这2个独立计算描述的是腐蚀前后的特定· lO· 化肥设计 2013年第51卷点，是腐蚀过程的端点，因此在数据输入时，不再考虑腐蚀裕量，腐蚀裕量”和最小成形厚度”需要设计人填写指定，这里输入C 0，也可以理解为摒除了腐蚀裕量因素在计算中的影响，正如计算-个奥氏体不锈钢膨胀节的计算-样。

(3)由于不同阶段的不同s。值，膨胀节的刚度不同，膨胀节总轴向力也不同，膨胀节总轴向力”的数据是由软件计算得出的，不需要设计人填写，计算表格中的轴向力F”引用了这里的数据。

(4)SW6计算中可能出现膨胀节强度校核没有通过”的情况，笔者猜测这是由于 SW6模型在计算轴向位移引起的波纹管径向薄膜应力(or )”和轴向位移引起的波纹管径向弯曲应力( )”时公式中引用的 .s 值有偏差，计算表格中调整了这-公式。

(5)应注意 SW6膨胀节输入拈中刷新联动，计算之前应将材料相关数据清零和轴向力数据清零，并在运行”计算拈内容时，至少和管板-起计算。

2.4 计算过程膨胀节型号为 ZDL(B)900-1.6-1×8×1(Mn)，材料为 Q345R，标准为 GB16749-1997。计算过程(-)见表 2，计算过程(二)见表 3。

表2 计算过程(-)序号 项目 代号 计算式 数值1公称直径(波纹内径)/mm D6 91302波纹管名义厚度/film S 83钢板厚度负偏差/rm Cl 0.34 C1应相应钢板或钢管标准选龋此处强制指定钢板负偏差选龋5钢板衡蚀裕量/mm C2 26对于碳素钢和低合金钢，取c2≤lmm；当C2>1 nlm时应崖氏体不锈钢(当不宜采用不锈钢材质时，c2可按容器没计要求选取)。

7波圆浑径/mnl R 358渡i/mm h 1259常温下的弹性模量/GPa E6 205.81O谢 r温度下的弹性模量/GPa 既 204.911设计温度下的许用应/MPa [ ] 18912设计温度下的屈服强度/MPa 333.7513波纹管的层数/层 m l14波根外 m Oo' Db2S 91615波纹管直边段平均直 mil Do DbmS 908l6膨胀节长度/mm L 4R5S 18017波K/mm W . 4R2S 156l8直边长度/mil L4 1.5S 1219波纹管平均直径/m/n D 1 041续表序号 项目 代号 计算式 数值∞ 删檄 俪D s-G1)-c2 · 厚度/lm ，21单层最小成型厚度 腐蚀前 SpC2 7.16/mm22壁厚成型减薄量计算值/nlnl C3 (S-C1)-S 0.54023壁厚成型减薄量许用值/mm [C3] n l(s-C1) 0.7724 c3应由膨胀节制造单位根据制造工艺条件，并考虑板材的实际厚度自定，但不得超过波纹管壁厚的10%。

25壁厚成型减薄量校核26查表横坐标值/nlm27查表纵坐标值/mm 腐蚀后 y28查图6-2系数29查图6-3系数腐蚀前 Y腐蚀后 c腐蚀前 c腐蚀后 C腐蚀前 (30查图6-4系数 腐蚀后 cd腐蚀前31壳程设计压/MPa P32壳程设计温度/℃3 轴向力/N 肩 活 F34这-数据由SW6≤[C3] 合格o.624 2 -0.9682D 2nSp2.-2D-，fi' O·娩10.540.571.33l52.o62.08150自SW6计算 28 360自SW6。 7408735单波轴向刚度(最终状态)/N·mm 黼 (与膨胀节刚度有关)。

警(鲁) s/N度 警(善h)3 ·m ，37通过比较2个状态下的刚度可以看出，腐蚀裕量c2对碳钢膨胀节刚度的影响十分可观。

38系数 Z4 。删 31单波轴向位移 腐蚀后 e1 F/K 1.5 [e1]3.6合格(最终状态)/mm2单波轴向位 腐蚀前 e F'/K 1.6 合格移(初始状态)/mm3 内压弓I起的波 O"z 5.4 [ ]189合格纹管直边段的周向薄膜应力/MPa第4期 李德元 碳素钢和低合金钢波形膨胀节的计算续表序号 应力计算 代号 计算式 数值 许月j值 校核4 篙 腐骺 (0 571 ) 锵 纹管周向薄膜 2 I·- J应JJ/MPa%(志571) 锵 2 PIn J5 内压引起的波 腐蚀后 业 12 [ ]189合格纹管径向薄膜 2mS应/MPa腐蚀前 2 8.7 厶格黼 h2m ) 格 纹管径向弯曲 、 ，应/MPa腐蚀前 (专) 87 合格7轴向位移引起腐蚀后 0"4 墨 1.6的波纹管径向 2h薄膜应：J/MPa腐蚀前 01 48 轴向位移引起 腐蚀后的波纹管径向弯曲应力/MPa腐蚀前 59 组合应力/MPa腐蚀后 0I尸腐蚀前腐蚀居 d腐蚀前赢蚀后 R腐蚀前10膨胀节的平面 腐蚀后失稳压力(根据失稳 腐蚀前 。

确定的极 pj限设计压力)/MPaEbS 。1 292h cf165E6Js 1 250"2 171 1.5o-：501合格 96 合格0r4 18 280.7o"P-I0-d 137 2 668合格Q7 95 合格1.4t，t 1.5 合格3 C1.4mS 0-： 7 合格3h2C2.5 计算过程说明如无特殊说明，计算表格中符号、公式和系数曲线图均见 GB16749-1997《压力容器波形膨胀节》。膨胀节结构尺寸计算和应力计算大部分与标准中-致，下面逐-说明有所调整的计算式。

2.5.1 Sp值的说明在表2序号为第 20和第 21中，这里优化了原标准的计算公式。

单层最小成型有效厚度原标准的计算公式为：Sp √㈢S考虑到制造所使用的钢板或钢管已存在负偏差 ，所 以在 冲压延展成形之前壁厚应调整为s-c。，冲压时按金属体积不变的简单模型公式调整如下：S 。√( ) -C1)代人数据，S 7.16 mm。

上式为膨胀节最初的膨胀节成型厚度，故成型减薄量计算值：c]S-Cl-S 8-0.3-7.160.54(mm)此处应与成型减薄量的许用值校核：[C3](Js-C )/10(8-0.3)/100.77(mm)可见 C，≤[G ]，校核合格。

壁厚成形减薄量(c，)由膨胀节制造单位根据制造工艺条件，并考虑板材的实际厚度 自定，但必须校核通过上述计算过程。

膨胀节安装使用后，开始受到介质腐蚀作用，所以膨胀节的单层最小成形有效厚度为s S - ，即：了 Sp √( ) -CI)-c代人数据S。5.16 mm，这样就计算出膨胀节腐蚀前的厚度(S )腐蚀后的厚度(s。)。

2.5.2 内压引起的波纹管直边段的周向薄膜应力( )计算的简化由于没有设置直边段加强圈，将原标准中的内压引起的波纹管直边段的周向薄膜应力(见原标准的式6-1)简化为表3中序号为第3的形式。

2.5.3 4与 5的计算轴向位移引起的波纹管径向薄膜应力( )”和轴向位移引起的波纹管径向弯曲应力( )”在原标准中引用.s 值时加上了腐蚀裕量(c )，表格中做分别计算校核处理。

2.5.4 分组计算校核分别计算出膨胀节腐蚀前的厚度(s )和腐蚀后的厚度( )后，与5。值相关的计算式都分别考虑腐蚀前后2组计算，在相关校核部分分别校核。全部合格后，就充分保证了膨胀节在整个设计年限的使用过程中均合格有效。

3 结论(1)可以通过单独规定膨胀节的腐蚀裕量的方法来选用膨胀节。从表2中可以看出，膨胀节的腐蚀裕量( )越大，膨胀节计算偏差越大，因此，在有设计和使用经验的前提下，膨胀节的腐蚀裕量(c2)可以取比所在壳体较小的数值，从而达到优化设计的目的。

(下转第 14页)· 14· 化肥设计 2013年第51卷要控制在不低于1.8才能将出口温度控制在480℃以下，故仅部分煤气通过第 1变换炉。第 l变换炉出口变换气与剩余煤气混合后进人第2变换炉，第2变换炉出口高温变换气用于过热两大工艺压缩机组透平需要的 120 t/h中压蒸汽，其他余热可用于气化淬冷水提高工艺气湿度 ，或加热工艺气和工艺水。出变换装置的 CO含量约 1.1%(干基，体积分数)。高水气比工艺各变换炉操作参数见表 2。

表 2 高水气比工艺各变换炉操作参数- 变 二变 三变 四变项目 - - - - - - - - 人口 出口 人口 出口 人口 出口 人口 出口3.2 变换采用低水气比工艺变换装置设置 4个变换炉，煤气加热后进人第 1变换炉利用 自带水汽进行变换反应 ，用于变换反应的 31 t/h中压蒸汽从第 2变换炉加入。第2变换炉出口高温变换气用于过热中压蒸汽，其他余热用于气化淬冷水提高工艺气湿度，或加热工艺气和工艺水。出变换装置的 CO含量约 1.1%(干基，体积分数)。低水气比工艺各变换炉操作参数见表 3。

表3 低水气比工艺各变换炉操作参数项目 -变人口 出口二变入口 出口三变人口 出口四变入口 出口4 结论(1)在壳牌煤气化生产合成氨的工厂，变换装置不管采用高水气比工艺还是低水气比工艺，均可以实现将壳牌副产的部分饱和中压蒸汽过热处理后满足两大透平需要；同时，变换装置仅使用扣除两大透平消耗后的剩余壳牌副产蒸汽，也可实现将 CO含量变换至1.5%(干基，体积分数)以下。通过优化变换装置的设计，可以使壳牌副产蒸汽得到更加合理的利用，从而降低装置能耗，提高装置经济陛。

(2)在合成氨工厂，变换装置既是蒸汽消耗的大户，也是大量工艺余热的供户，如何降低蒸汽消耗，并合理回收工艺余热，是变换装置经济性的关键，也是降低整个工厂能耗，提高经济效益的关键之-∏牌煤气 CO含量高，加大了变换装置的反应负荷，但高 CO含量也蕴藏了大量的反应余热。

变换装置工艺设计应深挖能量的综合利用，以实现节能减排和工厂经济效益的最大化。

收稿 日期 ：2013-03-14(上接第 11页)(2)标准膨胀节数据是选用膨胀节的重要参考。在标准附录 A膨胀节基本参数与尺寸表中所给出的标准产品系列尺寸数据表，以及各项修正系数是选用膨胀节的重要参考，其刚度值为标准膨胀节刚度的实测值，设计人应在计算的基础上重视这些数据。

(3)GB 16749-1997压力容器波形膨胀节》用于压力容器膨胀节元件的国家标准，既是-部技术标准，也是-部产品标准，在指导设计人员尺寸选择、尺寸标准化、产品系列化等方面起了重要作用 ，但由于编制时间较早，-些标准化数据和规定已不能反映近年膨胀节的最新研究成果，期待尽快细化、修订相关内容。