不锈钢复合管文献综述

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1、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

2、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

3、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

4、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。3-4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

5、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

6、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

7、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

8、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

9、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152mm (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 309

10、LSi (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

11、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

12、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

13、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一过渡层焊接一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

14、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C02,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

15、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，即封焊层一打 底焊层一过渡层一填充层一盖面层.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W2 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

16、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 C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150C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

17、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) : 147 150.4 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)：753 755.5 许爱华，院振刚，杨光，等.双

18、金属复合管的施工焊接技术J.天然气与石油， 2010，28(6)：2228.6 E.E. Theotokoglou. Behavior of thick composite tubes considering of delaminationJ.Theoretical and Applied Fracture Mechanics，2010(4):276285.7 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)：188 19

19、1.9 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)： 4849.10 周新新.内衬不锈钢复合钢管焊接工艺J.焊接技术，2012(9)： 57-59.11 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)： 4041文献翻译:Behavior of thick composite tubes considering of delaminationAbstract :The present paper deals with plane finite

20、element analysis of thick composite tubes. Thick composite tubes are commonly used in marine industry and in deep water offshore applications. Two kinds of inter laminar delamination type defect in a thick walled cylinder subjected to external pressure were confronted; an annular or ring like delami

21、nation and a strip delamination. Two finite element models were developed to predict the strain energy release rate at the delamination fronts. In these models the effects of the processing history of the composite material in the form of a uniform thermal load were also included to simulate the sta

22、te of the residual stress in the composite。 The considered defects are studied by means of the effect of buckling ， investigating the annular and the strip delamination buckling, and the subsequent loss of load carrying capacity of the delaminated region _ 2006 Elsevier Ltd. All rights reserved。摘要：

23、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 ：Thick-walled cylindrical shells with different layer properties loaded by internal or external pres

24、sure， are widely used in several branches of engineering。 In deep sea, submersibles carbon fiber composites tubes are replaced metallic pressure hull。 In other applications in marine industry, as production or drilling risers, tandems and as emergency control tubes mounted on the risers, containers

25、for protecting deep sea instrumentation units ， and large oil and gas reservoirs ， composite tubes have attracted attention to use。 In all these applications an appreciation of the influence of defects on the resistance of the structure is essential because the behavior of thick composite tubes unde

26、r combined loads is not sufficiently understood and because there are several ways in which a hydrostatically loaded composite cylinders can fail. One type of defect frequently encountered is in the form of delamination, and as delamination propagation has been observed in thick tubes 。 There are th

27、ree potential situations for the initiation and growth of delamination cracks in these cylinders. The crack could be a strip type delamination which extends along the length of the cylinder, or an annular type delamination （Fig 。 1） which extends around the circumference of the cylinder, or it could

28、 be a localized delamination which may propagate in any direction. Buckling of the delamination region will induce mixed mode crack driving forces. Furthermore， since the buckled sublaminate will support only the buckling load ， additional external loads will cause stress redistribution into the unb

29、uckled laminate. This mechanism represents a stress concentration that may initiate catastrophic failure of the cylinder.ThreeIn this study the annular and the strip types of delamination are investigated numerically （Fig。 1）based on the superposition principle . Two dimensional finite element model

30、s for the two types of delamination were considered ， and estimates of the interlinear strain energy release rates due to the external pressure loads were made. A uniform temperature field was also applied to the cylinder to simulate the state of residual stresses present in the cylinder after proce

31、ssing and cooling to room temperature。 To assess the effects of buckling of the delaminated region， and subsequent loss of load carrying capacity, elements were removed from the delaminated region, thereby eliminating that regions load carrying capacity. different load cases were run in a single com

32、posite cylinder for the annular and the strip types of delamination, and with the elements removed. These load cases were: external pressure, uniform temperature and a unit load applied to the end of the buckled out region to simulate the residual load carrying capacity of the cylinder. From a super

33、position of the three load cases （Figs. 2 and 3 ）， and having determined the residual load carrying capacity of the buckled region 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

34、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

35、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。Inter

36、laminar fractureThe technique used to estimate the potential for growth was the virtual crack closure technique, with which estimates can be made of the Mode I and of the Mode II interlaminar strain energy release rates （GIII = 0）. The mode separation between I and II is essential because the resist

37、ance to the two modes of crack driving force maybe very different in magnitude. In the finite element formulation, it is convenient to restate the energy balance in the following manner: the energy absorbed during an incremental crack extension DA is equal to the work required to close the crack to

38、its original area (virtual crack closure). It is shown that this work can be calculated from crack tip nodal forces and displacements evaluated from the numerical solution。 In the case of an annular delamination GI and GII are calculated as follows：whereas in the case of a strip delaminationQ =/z血6h

39、 =腰屁 where Fr, Fu and Fz are the nodal forces when duplicate nodes are considered at the crack surfaces and dr, du and dz are the relative nodal displacements of the delamination surfaces at the coordinate system defined in Fig. 1。 In order to predict the delamination growth， a mixed-mode growth cri

40、terion is used。WhereGn = G|）一 G|（F）亠 GME（8）In this study， delamination propagation is assumed to occur when F （GI, GII） = 1. Others forms of F may also be examined 。 Application of the failure criterion for assessing damage tolerance of composite structures, in general, requires the components of th

41、e strain energy to be evaluated froma stress analysis。 Fundamental inputs to the failure criterion are the Mode I and II critical strain energy release 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二0）。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

42、下式的能量平衡：期间增量吸收的能量裂 纹扩张AA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：0 =凹）拓陀彳=風君叭其中，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：Gh = 俨)亠命(F)亠 GiiOE(8)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，

43、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 the thickness, there is a possibility that both sides of the delamination will continue to carry load. In this case， for the delamination type studied, there

44、will be little or no delamination growth up to the failure pressure of the cylinder。(ii) For a delamination closer to the inside surface of the cylinder， there is the potential that the delaminated portion of the cylinder will buckle inwards， and no longer be able to carry load. It is just this situ

45、ation that must be predicted.The critical load required to buckle a structural member is a subject of much discussion and differing interpretations。 In this study, an attempt was made to estimate a critical load to cause buckling of the delaminated region. This estimate was used ， however， only as a

46、 guide in the failure predictions 。 The formulas used to predict the critical buckling load for the annular and the strip models, are given in Section 5。Rather than conducting a geometrically nonlinear analysis (too time consuming for design)， a different approach was taken to the assessment of the

47、failure pressure for the composite material cylinders in question。 If one assumes that, except for the geometrically non-linear deformation of buckling， all other deformations are linear, then the principle of superposition can be used to determine the stress state of any portion of the cylinder und

48、er any combination of loading conditions。In particular, three different load cases can be superposed to construct any situation between a completely whole cylinders with a crack embedded in it ， to the situation where the buckled portion of the cylinder carries no load whatever. For each of these th

49、ree load cases， a portion of the mesh must be removed to simulate the buckled region. With this altered mesh， the three cases are: external pressure only， thermal loading， and a known constant load (buckling load) applied to the remainder of the cracked portion of the model in the direction parallel

50、 to the crack。 This last loading condition is meant to simulate the residual load carrying capacity of the buckled portion of the cylinder. Since the stresses are linear with the applied loads, these three load cases can be scaled to whatever level is required and superimposed to come up with an est

51、imate of the failure pressure of the cylinder.A test case was run using this modelling technique to determine the utility of the prediction method for a known crack. A cylinder constructed of Carbon/PEEK(Table 2) with delamination width (circumferential) equal to 57 (mm) and nearly 133 (mm) in lengt

52、h, at a radial location of approximately 1/5 of the distance from inner to outer radius (t竺3(mm) was tested to failure。The cylinder was a hoop/axial layup( 0 and 90 only), in the ratio of 2 。 7 hoop to each axial fiber with a thickness of 16 ( mm) and an internal diameter of 177 (mm)。 The 2.7：1 layu

53、p is intended to produce equal strain in the hoop and the axial directions. The external pressure of interest is 124 (MPa) and the stress free temperature is assumed to the 150 _C(degrees centigrade) 。 The failure criterion used for this cylinder was that of the maximum stress in the hoop direction。

54、Having applied a pressure， we calculate the buckling load (Section 5) for which the load carrying capacity of the buckled sub laminate may be neglected 。 In this case， the buckled sub laminate is removed from the numerical solution and replaced with an effective axial load equal to the buckling load

55、. The contribution of pressure and thermal loading are included and combined for failure predictions 。 The presence of the buckled laminate destroys axisymmetric nature of the problem。 In this geometry, the external pressure induces significant bending directly above the center of the annular delami

56、nation due to the eccentricity in the load path。 Load must be transferred at the crack tip from the interior buckled plies to the continuous external plies which induce bending。 The additional hoop stress due to bending is evaluated numerically and superimposed with thermal stress calculations。屈服预测由

57、复合汽缸的分层，我们可能有：(i)因为分层接近中性层，存在脱层的两侧会继续负载的可能性。在这种情况下，将会有很少或者没有分层增长失效的汽缸。(ii)若分层靠近汽缸的内表面,有一个圆柱体的萝莉部分将扣向内，并且没有承载负荷的能力。这种情况必须被预测到。屈曲结构所需的临街载荷是很多讨论和不同解释的主题.在这项研究中,曾试图以估计关 键负载引起脱层区域的屈曲。然而，这仅仅是失效预测的指南，这个公式预测环形或带型模 型的临界屈曲载荷,在第五节给出。不进行几何非线性分析(设计太费时),采用不同的方法评估复合材料汽缸屈服压力。 如果假设，除了屈曲是几何非线性变形，其他都是线性变形,则叠加原理可以用来确定汽

58、缸 在加载荷条件下的任何组合任何部分的状态。特别是，三种不同负载情况下整个气缸中嵌有裂纹完全可以叠加构造之间的任何情况， 不管汽缸的屈服部分有无载荷。在这三个负载情况下，该网格的一部分必须被除去以模拟屈 曲区域。与此改变的网格，这三种情况是:唯一的外部压力，热负荷，以及一个公知的恒定载荷 （压曲载荷）施加到该模型在平行于裂缝方向的龟裂部分的剩余部分。这最后的加载条件是 为了模拟气缸的屈曲部的剩余的承载能力。由于应力与所施加的负荷是线性关系，这三种情 况下，负载的量级可以忽略不计,再叠加算出气缸的失效压力的估计值。 一个测试用例使用这种建模技术来确定该实用程序运行一个已知的裂缝预测方法。构造一个

59、 圆柱体的碳/ PEEK （32、33）（表2）与分层宽度（环形）等于57 （毫米）和近133 （mm）的长 度，大约1/5的径向位置的距离从内到外半径（t 93（mm）测试失败。气缸是环向/轴向上 （0到90）仅在2.7的比率，每个轴向纤维环向16的厚度（毫米）和一个内部直径177 （mm）。2.7： 1的 叠层旨在产生相同的应变环向和轴向方向。相同的外部压力是124 （MPa）和无应力假定温 度150 C（摄氏度）。用于这个缸的失效判判断依据是最大应力在环向.经施加的压力,我们计算屈曲载荷（第5节）该承载的屈服板的能力可以忽略不计.在此情况 下,子层合板从数值情况中除去,并提供有效的轴向载荷等于屈曲载荷来代替。承受的压力和热载荷的合力是造成失效的一部分原因.屈曲叠加体的存在破坏了其轴对称性 质.在这种几何形状中，由于在负载路径的偏心，外部压力引起的上方的环形分层的中心显 著弯曲。负载必须在从内部皱折层裂纹尖端被转移到连续的外部层从而诱发弯曲。由弯曲应 力的叠加热应力的计算，能知道有额外的环向应力产生。