劉銘剛，閆怡飛，閆濤，宋勝利，周曉奇，楊秀娟，閆相禎

基于熱力學(xué)試驗(yàn)和數(shù)值方法的非線性襯里材料性質(zhì)

劉銘剛1，閆怡飛2，閆濤3，宋勝利4，周曉奇4，楊秀娟1，閆相禎1

(1. 中國(guó)石油大學(xué)(華東) 儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院，山東 青島，266580；2. 中國(guó)石油大學(xué)(華東) 機(jī)電工程學(xué)院，山東 青島，266580；3. 中國(guó)煉化工程股份有限公司，北京，100101；4. 中國(guó)石油化工集團(tuán)公司中原油田分公司，河南 濮陽(yáng)，457001)

通過物理試驗(yàn)和數(shù)值試驗(yàn)對(duì)襯里材料熱?力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行研究。對(duì)工業(yè)上測(cè)定高溫、內(nèi)壓作用下的大型襯里設(shè)備材料導(dǎo)熱系數(shù)時(shí)不能有效模擬環(huán)境載荷及升保溫控制的問題，設(shè)計(jì)實(shí)際可行的室內(nèi)升保溫試驗(yàn)，對(duì)襯里材料在設(shè)備高溫運(yùn)行狀態(tài)下導(dǎo)熱性質(zhì)進(jìn)行研究。通過力學(xué)試驗(yàn)研究襯里材料力學(xué)性質(zhì)和強(qiáng)度破壞形式，討論襯里材料力學(xué)性質(zhì)隨圍壓的變化規(guī)律。將物理試驗(yàn)參數(shù)下的耦合數(shù)值試驗(yàn)結(jié)果與規(guī)范對(duì)比。研究結(jié)果表明：室內(nèi)升保溫試驗(yàn)和力學(xué)試驗(yàn)可作為襯里材料傳熱特性和力學(xué)性質(zhì)參數(shù)獲取的方案，為數(shù)值試驗(yàn)?zāi)M實(shí)際工況提供數(shù)據(jù)支持；當(dāng)金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高時(shí)，同等圍壓條件下的襯里材料抗壓強(qiáng)度有明顯提高；當(dāng)金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)一定時(shí)，襯里抗壓強(qiáng)度隨著圍壓的增大而提高；隨著圍壓增大，襯里彈性模量和本構(gòu)曲線的斜率都增大，應(yīng)力極值也相應(yīng)提高，且在達(dá)到應(yīng)力峰值后，軸向應(yīng)力平緩下降，徑向應(yīng)力則逐漸趨于平穩(wěn)；襯里層整體內(nèi)側(cè)受壓，外側(cè)受拉，具有應(yīng)力不對(duì)稱特征。物理試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)相結(jié)合是研究襯里材料熱?力學(xué)性質(zhì)的有效方法。

襯里材料；升保溫試驗(yàn)；力學(xué)試驗(yàn)；導(dǎo)熱系數(shù)；數(shù)值試驗(yàn)

煉化工業(yè)上的襯里結(jié)構(gòu)是一種導(dǎo)熱性能和力學(xué)性能均有非線性特征的復(fù)合材料[1]。流化床催化裂化裝置、甲醇制烯烴裝置及灰熔聚流化床粉煤加壓氣化裝置等設(shè)備殼體內(nèi)壁面都敷設(shè)襯里來實(shí)現(xiàn)容器內(nèi)部構(gòu)件的耐高溫性能。近年來，由于隔熱襯里失效造成的高溫裝置整體失效的事件屢屢發(fā)生，而國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)耐高溫非線性材料傳熱性能和熱力學(xué)性質(zhì)的研究主要是孤立的傳熱試驗(yàn)和力學(xué)試驗(yàn)，如ROBIN[2]對(duì)耐火襯里材料的熱力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行了研究，得出耐高溫復(fù)合材料具有單軸非線性本構(gòu)關(guān)系的結(jié)論；BOISSE 等[3]對(duì)耐高溫襯里材料在溫度載荷下的力學(xué)行為進(jìn)行了數(shù)值試驗(yàn)，得到了襯里材料在溫度載荷下的失效形式；POIRIER[4]對(duì)耐高溫襯里材料的傳熱性能開展了數(shù)值模擬并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，證明了數(shù)值試驗(yàn)中引入物理試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行襯里材料性質(zhì)研究的可行性；美國(guó)壓力容器標(biāo)準(zhǔn)ASME Ⅷ/Division?1[5]對(duì)高溫高壓設(shè)備襯里層的敷設(shè)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行了規(guī)定。國(guó)內(nèi)學(xué)者在耐高溫襯里材料研究領(lǐng)域起步較晚，張榮克等[6?8]對(duì)敷設(shè)有隔熱襯里層的高溫設(shè)備壁溫和散熱規(guī)律進(jìn)行了研究；王教方等[9]對(duì)多次復(fù)合材料導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定進(jìn)行了試驗(yàn)探索；嚴(yán)云[10]對(duì)催化裂化裝置中應(yīng)用的隔熱耐磨襯里的物理性質(zhì)和隔熱性能進(jìn)行了介紹，并對(duì)國(guó)外規(guī)范中的設(shè)計(jì)取值進(jìn)行了研究；馮清曉等[11?12]針對(duì)我國(guó)煉油化工裝置中的襯里材料熱力學(xué)性質(zhì)進(jìn)行了數(shù)值試驗(yàn)研究，但其參數(shù)取值都來源于國(guó)外工業(yè)設(shè)計(jì)規(guī)范，尤其是襯里導(dǎo)熱系數(shù)、失效準(zhǔn)則缺乏實(shí)際試驗(yàn)數(shù)據(jù)的支撐。本文作者從耐高溫襯里材料的傳熱特性和力學(xué)性質(zhì)[13?18]2方面入手，設(shè)計(jì)室內(nèi)導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定試驗(yàn)?zāi)M實(shí)際工況下襯里材料的傳熱特性，設(shè)計(jì)力學(xué)試驗(yàn)研究單軸和三軸條件下襯里材料的力學(xué)性質(zhì)，利用熱?力學(xué)耦合數(shù)值試驗(yàn)將二者結(jié)合，并將數(shù)值模擬結(jié)果與ASME Ⅷ/Division?1中的相同算例進(jìn)行誤差對(duì)比。

1 導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)理論

控制方程[8?9]為

材料交界面滿足連續(xù)條件：

第一類邊界條件為：

式中：w為襯里結(jié)構(gòu)層內(nèi)側(cè)高溫面溫度；為襯里?金屬?gòu)?fù)合結(jié)構(gòu)總厚度。

1.2 室內(nèi)試驗(yàn)

傳統(tǒng)材料導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定方法[10]無法有效地對(duì)高溫、內(nèi)壓作用下的大型襯里設(shè)備進(jìn)行環(huán)境載荷模擬和升保溫控制，為此，本文設(shè)計(jì)了工業(yè)上可行的室內(nèi)升保溫試驗(yàn)，對(duì)常用襯里材料在設(shè)備運(yùn)行狀態(tài)下的導(dǎo)熱性質(zhì)進(jìn)行測(cè)定和研究。試驗(yàn)面積在約20 m2的室內(nèi)進(jìn)行。室內(nèi)配備有3P和1.5P的空調(diào)各1臺(tái)，以便控制室溫。試驗(yàn)裝置如圖1所示。

數(shù)據(jù)單位：mm

試件用WHL?3A型號(hào)襯里材料制成，金屬(0Crl3不銹鋼)質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%~4%，襯里鋪設(shè)厚度選取100~150 mm，各制成1個(gè)爐體。室內(nèi)溫度控制在25~ 35 ℃之間，升溫和加熱時(shí)間為12.0~12.5 h。在爐膛溫度為500，650和750 ℃下分別恒溫2 h，當(dāng)壁溫比較穩(wěn)定時(shí)，記錄各點(diǎn)溫度。表1所示為襯里?金屬結(jié)構(gòu)試件參數(shù)。

表1 襯里?金屬結(jié)構(gòu)試件參數(shù)

1.3 試驗(yàn)結(jié)果及討論

表2所示為不同襯里厚度下襯里傳熱試驗(yàn)的結(jié)果數(shù)據(jù)。記cp為內(nèi)外表面溫度的算術(shù)平均值[14]，通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)計(jì)算襯里結(jié)構(gòu)的導(dǎo)熱系數(shù)[11?13]，如表3所示。得到的導(dǎo)熱系數(shù)與cp擬合關(guān)系為

襯里隔熱效果隨厚度和試驗(yàn)溫度變化如圖2所示。從圖2可以看出：襯里結(jié)構(gòu)隔熱效果隨厚度增加而提高；當(dāng)爐膛溫度為750 ℃時(shí)，襯里厚度從100 mm增大到150 mm，冷壁溫度降低了38%；從圖2還可以看出：隨著襯里厚度增加，冷壁溫度受爐膛溫度升高的影響明顯減弱。

表2 不同襯里厚度下襯里傳熱試驗(yàn)結(jié)果

表3 試驗(yàn)測(cè)得襯里材料WHL-3A導(dǎo)熱系數(shù)

爐膛溫度/℃：1—500；2—650；3—700。

2 力學(xué)試驗(yàn)

2.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備和參數(shù)

單軸試驗(yàn)使用“襯里+金屬”復(fù)合結(jié)構(gòu)的立方體試樣，試樣總厚度為160 mm(其中襯里厚度為120 mm，金屬厚度為40 mm)，長(zhǎng)和寬均為100 mm。5組試驗(yàn)的試樣參數(shù)如表4所示，金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%~4%，圍壓為0~30 MPa，采用軸向加載直至襯里層破壞。

表4 拉壓試驗(yàn)參數(shù)

三軸試驗(yàn)采用直徑×長(zhǎng)度為100 mm×120 mm的圓柱坯制試樣，鋼絲質(zhì)量分?jǐn)?shù)為2%~4%。試驗(yàn)使用位移控制加載，以0.005 mm/s的載荷速度同時(shí)施加圍壓和軸向壓力至預(yù)定圍壓。采用5 mm位移傳感器測(cè)量試樣的軸向位移，以0.005 mm/s的載荷速度施加軸向載荷直至試件破壞。圍壓工況如表5所示。

表5 試驗(yàn)圍壓水平

2.2 試驗(yàn)結(jié)果討論

2.2.1 破壞形式

力學(xué)試驗(yàn)中襯里材料的破壞形式以邊裂和中部微裂為主，如圖3所示，這是由襯里在載荷作用下受拉區(qū)和受壓區(qū)分布位置決定的。

圖3 襯里材料破壞形態(tài)示意圖

2.2.2 抗壓強(qiáng)度

圖4所示為不同金屬含量與襯里抗壓強(qiáng)度的關(guān)系曲線及圍壓對(duì)抗壓強(qiáng)度的影響。從圖4可以看出：當(dāng)圍壓為0，20和30 MPa時(shí)，襯里抗壓強(qiáng)度相比金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)為0的襯里分別提高了7.5%，8.1%和8.9%，說明金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高時(shí)，同等圍壓條件下的襯里材料抗壓強(qiáng)度有明顯提高。從圖4還可以看出：當(dāng)金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)為3.5%時(shí)，隨著圍壓從0 MPa增加到20 MPa，襯里抗壓強(qiáng)度提高了52%；當(dāng)圍壓從20 MPa增加到30 MPa時(shí)，抗壓強(qiáng)度提高了27%，說明當(dāng)金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)一定時(shí)，襯里抗壓強(qiáng)度隨著圍壓的增大而增大。

圍壓/MPa：1—0；2—20；3—30。

2.2.3 彈性模量

圖5所示為試驗(yàn)測(cè)得彈性模量隨圍壓的變化曲線。從圖5可以看出：圍壓從0 MPa增大到40 MPa過程中，襯里材料彈性模量從26.25%提高到75.23%，說明隨著圍壓增大，襯里彈性模量將顯著增大。

圖5 彈性模量隨圍壓變化曲線

2.2.4 本構(gòu)關(guān)系

圖6所示為襯里試件軸向應(yīng)力與軸向應(yīng)變的關(guān)系曲線。從圖6可以看出：在試件受軸向荷載的初始階段，本構(gòu)曲線表現(xiàn)為線性關(guān)系；隨著圍壓增大，材料本構(gòu)曲線斜率增大，軸向應(yīng)力極值也相應(yīng)提高；隨著軸向荷載增大，無圍壓工況的應(yīng)力首先達(dá)到極值；對(duì)有圍壓工況，在達(dá)到應(yīng)力峰值后，本構(gòu)曲線呈平緩下降趨勢(shì)。圖7所示為泊松比0.4時(shí)軸向應(yīng)力與徑向應(yīng)變的關(guān)系曲線。從圖7可以看出：本構(gòu)曲線的斜率和峰值隨著圍壓增大而增大；當(dāng)圍壓一定時(shí)，本構(gòu)曲線隨徑向應(yīng)變的增大到達(dá)極值后逐漸趨于平穩(wěn)。

圍壓/MPa：1—0；2—20；3—30；4—40。

圍壓/MPa：1—0；2—20；3—30；4—40。

3 數(shù)值試驗(yàn)和算例

3.1 強(qiáng)度準(zhǔn)則

經(jīng)過2.2.3節(jié)的討論可知：襯里材料為準(zhǔn)脆性類混凝土材料，其力學(xué)性質(zhì)具有非線性和典型的拉壓不對(duì)稱性，因此，可取材料拉壓應(yīng)力當(dāng)量為

3.2 算例應(yīng)用

利用上述升保溫試驗(yàn)和力學(xué)試驗(yàn)得到的導(dǎo)熱系數(shù)和力學(xué)參數(shù)，建立美國(guó)壓力容器標(biāo)準(zhǔn)ASME Ⅷ /Division?1中參考算例的數(shù)值模型，模型尺寸采用升保溫試驗(yàn)的厚度結(jié)構(gòu)120 mm(襯里)+40 mm(金屬)。線脹系數(shù)隨溫度變化參照GB 50474—2008[23]，如圖8所示。計(jì)算工況和約束如下：C02襯里抗拉強(qiáng)度為 5 MPa、抗壓強(qiáng)度為35 MPa；襯里層內(nèi)表面溫度為 750 ℃，金屬層外表面與大氣接觸溫度為20 ℃；金屬殼體內(nèi)表面0.35 MPa均布?jí)毫?，封頭端面施加對(duì)稱約束，立壁底部端面施加垂向約束；忽略襯里材料許用應(yīng)力隨溫度的變化，數(shù)值模型如圖9所示。襯里層拉、壓應(yīng)力計(jì)算結(jié)果如圖10所示。數(shù)值結(jié)果與ASME規(guī)范中算例結(jié)果的對(duì)比曲線如圖11所示。

圖8 線脹系數(shù)隨溫度變化曲線

圖9 典型帶封頭襯里設(shè)備有限元模型

襯里層拉壓應(yīng)力分布如圖10所示(受拉區(qū)為藍(lán)色曲線，受壓區(qū)為紅色曲線)。從圖10可以看出：襯里層應(yīng)力分布存在明顯的拉壓不對(duì)稱情況，即襯里層內(nèi)側(cè)受壓，最大壓應(yīng)力為16.5 MPa，小于材料的抗壓極限35 MPa，未出現(xiàn)壓裂破壞；襯里層外側(cè)受拉，最大拉應(yīng)力為5.67 MPa，超出材料抗拉極限5 MPa，超出區(qū)域出現(xiàn)拉裂破壞，襯里層外側(cè)占厚度42%(50 mm)范圍內(nèi)試件為受拉破壞。襯里材料受壓區(qū)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與ASME中的算例結(jié)果對(duì)比最大相對(duì)誤差為8.5%，平均相對(duì)誤差為8.2%；受拉區(qū)最大相對(duì)誤差為8.9%，平均相對(duì)誤差為5%，滿足ASME Ⅷ/Division?1中規(guī)定的容許誤差范圍。

(a) 襯里層拉應(yīng)力分布圖；(b) 襯里層壓應(yīng)力分布圖

1—試驗(yàn)測(cè)得徑向應(yīng)力曲線；2—數(shù)值計(jì)算徑向拉應(yīng)力；3—數(shù)值計(jì)算徑向壓應(yīng)力。

4 結(jié)論

1) 襯里的室內(nèi)升保溫試驗(yàn)可有效模擬環(huán)境載荷并升保溫控制，其結(jié)果為襯里材料導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定和熱力學(xué)特性研究提供數(shù)據(jù)支持；襯里的力學(xué)試驗(yàn)對(duì)材料抗壓強(qiáng)度、彈性模量及本構(gòu)關(guān)系進(jìn)行了研究，為襯里材料力學(xué)性質(zhì)研究提供了物理參數(shù)支持；基于ASME算例的數(shù)值試驗(yàn)條件，襯里材料內(nèi)側(cè)受壓，外側(cè)受拉，呈現(xiàn)明顯的應(yīng)力不對(duì)稱特征。

2) 當(dāng)金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)升高時(shí)，同等圍壓條件下的襯里材料抗壓強(qiáng)度有明顯提高；當(dāng)金屬質(zhì)量分?jǐn)?shù)一定時(shí)，襯里抗壓強(qiáng)度隨著圍壓的增大而增大。隨著圍壓的增大，襯里彈性模量將顯著增大。在試驗(yàn)條件下，隨著圍壓增大，材料本構(gòu)曲線斜率增大，應(yīng)力極值也相應(yīng)提高，且在達(dá)到應(yīng)力峰值后，軸向應(yīng)力呈平緩下降趨勢(shì)，徑向應(yīng)力則逐漸趨于平穩(wěn)。

3) 力學(xué)試驗(yàn)與數(shù)值試驗(yàn)相結(jié)合是研究襯里材料熱?力學(xué)性質(zhì)的有效方法，該方法滿足ASME Ⅷ/Division?1中規(guī)定的容許誤差范圍要求。

[1] 劉銘剛, 楊秀娟, 閆相禎, 等. 準(zhǔn)脆性高溫設(shè)備襯里材料熱固耦合應(yīng)力研究及計(jì)算[J]. 煉油技術(shù)與工程, 2015, 45(1): 43?48. LIU Minggang, YANG Xiujuan, YAN Xiangzhen, et al. Study on thermo-mechanical characteristics of quasi-brittle lining materials in high-temperature equipment and numerical simulation[J]. Petroleum Refinery Engineering. 2015, 45(1): 43?48.

[2] ROBIN J M. Thermalmechanical behaviour of magnesia-Carbon refractories[J]. British Ceramic Transactions, 1998, 97(1): 1?10.

[3] BOISSE P, GASSER A. Computations of refractory linings structures under thermal loadings[J]. Advances in Engineering Software, 2002, 33: 487?496.

[4] POIRIER J. Thermomechanical simulation of refractory linings-an overview[J]. Refractories Applications and News, 2003, 8(6): 16?22.

[5] ASME Ⅷ, Division 1-rules for construction of pressure vessels[S].

[6] 張榮克. 催化裂化裝置再生系統(tǒng)設(shè)備壁溫及散熱計(jì)算[J]. 石油化工設(shè)備技術(shù), 1999, 20(2): 1?7. ZHANG Rongke. Wall temperature and heat radiation calculation of regeneration system equipment of cabalistic cracker[J]. Petro-Chemical Equipment Technology, 1999, 20(2): 1?7.

[7] 顧比倫. 隔熱耐磨襯里管道的應(yīng)力分析方法[J]. 石油化工設(shè)備技術(shù), 2010, 31(6): 15?18. GU Bilun. Stress analysis method for piping systems with refractory wear-proof lining[J]. Petro-Chemical Equipment Technology, 2010, 31(6): 15?18.

[8] 胡書君. 襯里管道的應(yīng)力分析[J]. 化工設(shè)計(jì), 2004, 14(2): 11?19. HU Shujun. Stress analysis of lined pipeline[J]. Chemical Engineering Design, 2004, 14(2): 11?19.

[9] 王教方, 岳賢軍, 宋淑珍, 等. 多層復(fù)合材料導(dǎo)熱系數(shù)測(cè)定方法的研究[J]. 山東建材學(xué)院學(xué)報(bào), 2000, 14(3): 258?260. WANG Jiaofang, YUE Xianjun, SONG Shuzhen, et al. The research of determine method for the thermal conductivity of many multiple matreials[J]. Journal of Shandong Institute of Building Materials, 2000, 14(3): 258?260.

[10] 嚴(yán)云. 催化裂化裝置用隔熱耐磨襯里的現(xiàn)狀和發(fā)展趨勢(shì)[J]. 耐火材料, 2000, 34(6): 356?358. YAN Yun. Current situation and developing trend of insulating and wearing-resistant concrete lining for fluid catalytic cracking units[J]. China’s Refractories, 2000, 34(6): 356?358.

[11] 馮清曉, 閆濤. 我國(guó)煉油化工裝置設(shè)備隔熱耐磨襯里技術(shù)與國(guó)外的差異[J]. 石油化工設(shè)備技術(shù), 2012, 33(3): 13?18. FENG Qingxiao, YAN Tao. Difference between domestic heat-insulating and wear-resisting lining technology and foreign technology in petrochemical units[J]. Petrochemical Equipment Technology, 2012, 33(3): 13?20.

[12] 閆濤. 大型催化裂化裝置帶襯里內(nèi)集氣室的強(qiáng)度及安全可靠性研究[D]. 青島: 中國(guó)石油大學(xué)(華東)儲(chǔ)運(yùn)與建筑工程學(xué)院, 2013: 20?26. YAN Tao. Strength and safe reliability analysis of refractory lining internal plenum in large-scale FCC units[D]. Qingdao: China University of Petroleum (EastChina College of Pipeline and Civil Engineering), 2013: 20?26.

[13] 王輝, 徐明海. 熱流體循環(huán)防蠟工藝數(shù)值模擬及參數(shù)優(yōu)選[J]. 中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012, 36(6): 142?146. WANG Hui, XU Minghai. Numerical simulation and parameter optimization for hot fluids circulation wax inhibition process[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2012, 36(6): 142?146.

[14] 劉軍, 林皋. 適用于混凝土結(jié)構(gòu)非線性分析的損傷本構(gòu)模型研究[J]. 土木工程學(xué)報(bào), 2012, 45(6): 50?57. LIU Jun, LIN Gao. Study of damage constitutive model applied to simulate nonlinear behavior of concrete structures[J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45(6): 50?57.

[15] 張彥春, 胡曉波, 白成彬. 鋼纖維混凝土高溫后力學(xué)強(qiáng)度研究[J]. 混凝土, 2001, 143(9): 50?53.ZHANG Yanchun, HU Xiaobo, BAI Chengbin. Research on mechanical strength of steel-fiber reinforced concrete after exposure to high temperature[J]. Concrete, 2001, 143(9): 50?53.

[16] YAN Yifei, SHAO Bing, XU jianguo, et al. Finite-element optimized back analysis of in-situ stress field and stability analysis of shaft wall in the underground gas storage[J]. Mathetical Problems in Engineering, 2016(2): 235?246.

[17] 柏巍, 彭剛, 周麗娜, 等. 鋼纖維混凝土動(dòng)態(tài)特性三軸試驗(yàn)研究[J]. 礦業(yè)研究與開發(fā), 2008, 28(1): 21?24. BAI Wei, PENG Gang, ZHOU Lina, et al. Triaxial test on dynamic characteristics of steel fiber reinforced concrete[J]. Mining R&D, 2008, 28(1): 21?24.

[18] YAN Yifei, ZHANG Lisong, YAN Xiangzhen. Push force analysis of anchor block of the oil and gas pipeline in a single-slope tunnel based on the energy balance method[J]. Plos One, 2016(3): 1?18.

[19] 閆怡飛, 董衛(wèi), 邵兵, 等. CO2和H2S共存酸性環(huán)境OCTG材料選用研究[J]. 中國(guó)石油大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 39(4): 159?164.

YAN Yifei, DONG Wei, SHAO Bing, et al. Material selection of OCTG in sour environment with CO2and H2S coexisting[J]. Journal of China University of Petroleum (Edition of Natural Science), 2015, 39(4): 159?164.

[20] 王計(jì)敏, 閆紅杰, 周孑民, 等. 鋁熔煉爐爐襯組合的優(yōu)化模擬[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2012, 43(4): 1523?1531.

WANG Jimin, YAN Hongjie, ZHOU Jie-min. Numerical simulation and optimizing combination of aluminum melting furnace linings[J].Journal of Central South University (Science and Technology), 2012, 43(4): 1523?1531.

[21] 劉銘剛, 楊秀娟, 閆相禎, 等. 催化裂化裝置襯里?金屬?gòu)?fù)合結(jié)構(gòu)非穩(wěn)態(tài)熱載傳熱研究[J]. 煉油技術(shù)與工程, 2015, 45(7): 25?28.

LIU Minggang, YANG Xiujuan, YAN Xiangzhen, et al. Study on heat transfer of composite lining-metal structure in unstable temperature field of FCCU[J].Petroleum Refinery Engineering, 2015, 45(7): 25?28.

[22] 黃志凌, 金龍哲, 詹子娜, 等. 避難硐室溫度計(jì)算模型及影響因素[J]. 中南大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2015, 46(11): 4274?4280.

HUANG Zhiling, JIN Longzhe, ZHAN Zina, et al. Mathematical model and influencing factor of temperature in refuge chamber[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2015, 46(11): 4274?4280.

[23] GB 50474—2008, 隔熱耐磨襯里技術(shù)規(guī)范[S]. GB 50474—2008, Technical specification for heat-insulation and wear-resistant linings[S].

(編輯 楊幼平)

Study on physical properties of nonlinear lining material based on thermal-mechanical tests and numerical simulation

LIU Minggang1, YAN Yifei2, YAN Tao3, SONG Shengli4, ZHOU Xiaoqi4, YANG Xiujuan1, YAN Xiangzhen1

(1. College of Pipeline and Civil Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China;2. College of Electromechanical Engineering, China University of Petroleum, Qingdao 266580, China;3. Sinopec Engineering (GROUP) Co., LTD, Beijing 100101, China4. Petroleum Engineering Technology Research Institute of Zhongyuan Oilfield. Sinopec, Puyang 457001, China)

The thermal-mechanical properties of lining material were studied by physical tests and numerical simulation. Indoor heating-insulating test was designed to measure the thermal properties of lining material under the condition of high temperature, and the mechanical properties and failure mode of the liner with the confining pressure changing were studied by mechanical test. The thermal-mechanical numerical simulation based on the physics test result was conducted and compared with the standard regulation in ASME. The results show that the indoor heating-insulating test and mechanical test can be taken as ways to get the heat-transfer characteristics and mechanical properties of the lining material and provides data support to the simulation of real condition on numerical method. The compressive strength of lining material is improved significantly when the metal content increases and the compressive strength increases when the confining pressure increases with the metal content fixed. As the confining pressure increases, the elasticity modulus and the curve slope of constitutive increases, and the maximum stress increases correspondingly. When the stress reaches the peak, the axial stress gradually falls and radial stress gradually stabilizes. The inner layer is under pressure and the outer is under tension and it has a stress asymmetry. Combining physical testing with numerical simulation is an effective method for the study of lining material properties.

lining material; heating-insulating test; mechanical test; thermal conductivity; numerical simulation

TB302；TQ050.4

A

1672?7207(2018)01?0047?08

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.01.007

2017?01?08；

2017?03?16

中國(guó)博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2017M612375)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51374228)；國(guó)家科技重大專項(xiàng)(2016ZX05017-003) (Project(2017M612375) supported by Postdoctoral Science Foundation of China; Project(51374228) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2016ZX05017-003) supported by the National Key Technology)

閆怡飛，博士，從事油氣安全工程、儲(chǔ)氣庫(kù)安全研究；E-mail: yanyf163@163.com