本发明涉及一种悬挂马弗管的设计方法，马弗管由多个单节上下顺次连接构成；上、下端部单节内均固定有耐火材料及固定耐火材料的托板；其特征在于：结合各马弗管的结构特征，在计算应力时将上、下端部单节内耐火材料及固定耐火材料的托板的重量分别计入所在厚度单节马弗管的重量之中，并使各厚度单节上端许用应力呈依次递增状态。该方法可合理分布马弗管各处应力，使得马弗管在高温（1150℃左右）下工作时，热-结构耦合应力分布合理，提升马弗管的抗失效能力，提升马弗管的使用性和经济性。
1.一种悬挂马弗管的设计方法，马弗管由多个厚度单节上下顺次连接构成；上、下端部厚度单节内均固定有耐火材料及固定耐火材料的托板；其特征在于：结合各马弗管的结构特征，在计算应力时将上、下端部厚度单节内耐火材料及固定耐火材料的托板的重量分别计入所在厚度单节马弗管的重量之中，且由下至上，各厚度单节顶端应力依次递增；马弗管各厚度单节的规格参数按如下步骤确定：首先结合厚度单节中各单节马弗材料规格，确定各厚度单节厚度：由下至上同一厚度单节中的各单节马弗材料的厚度相等，且不同厚度单节中各单节马弗材料的厚度 ， ， ， ，… 由薄至厚，厚度为 的单节马弗材料焊接构成的厚度单节一处于悬挂的整段马弗的最下端；同一厚度单节中的各单节马弗材料的长度相等或不等；
然后，根据各单节马弗材料的厚度和材料规格，在保证各单节马弗材料受力在允许拉伸强度范围之内前提下，为使得设计后的各厚度单节尽可能的更长，通过使各厚度单节顶端应力等于许用应力而计算各厚度单节的理论最大长度；
随后结合各单节马弗材料的厚度和最大长度规格，由各厚度单节理论最大长度除以各单节马弗材料的最大长度规格，得到各厚度单节需要焊接的实际单节马弗材料的段数和各厚度单节的实际长度；
再后，由各厚度单节的实际长度相加得到整段马弗管长度；
最后，各厚度单节经焊接拼成整段马弗管，且焊接后的各厚度单节顶端应力呈依次递增状态。
2.根据权利要求1所述的设计方法，其特征在于：确定各厚度单节厚度时，根据马弗材料的密度 、各厚度单节顶端应力 ， ， ， ，… 、各厚度单节的横截面积S、以及各单节马弗材料的内外径规格，在使得各厚度单节重量最小且保证马弗管下部必要的力学性能的前提下，确定各单节马弗材料的厚度 ， ， ， ，… 。
3.根据权利要求1或2所述的设计方法，其特征在于：
厚度为 的单节一的长度配置方法为：设定马弗材料的密度为 ，厚度为 的单节一顶端应力 1，单节一的横截面积为 ，为使得马弗重量最小且保证马弗下部必要的力学性能，选择单节一所用的单节马弗材料的板厚 的实际值；为保证应力在许用应力范围内，单节一顶部应力 ，单节一自重 ；为减小马弗自重，使得薄板尽可能的更长，取 ，进行单节一理论最大长度 的计算， ；结合厚度为 的单节马弗材料的规格，由单节一理论最大长度 除以单节一的马弗材料的最大长度规格，得到单节一需要焊接的实际单节马弗材料的段数和单节一的实际长度 ；
厚度为 的单节二的长度配置方法为：为保证应力在许用应力范围内，单节二马弗顶端应力 ；为减小马弗自重，使得薄板尽可能的更长，取 ，进行单节二的理论最大长度 的计算， ；结合厚度为 的单节二马弗材料的规格，由单节二理论最大长度 除以单节二的马弗材料的最大长度规格，得到单节二需要焊接的实际单节马弗材料的段数和得出单节二的实际长度 ；
厚度为 的单节三的长度配置方法为：为保证应力在许用应力范围内，使单节三顶端应力等于许用应力得出单节三的理论长度 ；结合厚度为 的马弗材料的规格，得出单节三的实际长度 ；
由此类推，同理可得 、 、 、 、 、 、 、… ；
为保证应力在许用应力范围内而使单节N顶端应力等于许用应力，得出单节N的理论长度 ；结合厚度为 的单节马弗材料的规格，得出单节N的实际长度 ；
其中，马弗管下端部厚度单节内固定的耐火材料及固定耐火材料的托板重量总记为；马弗管上端部厚度单节内固定的耐火材料及固定耐火材料的托板重量总记为 。
4.根据权利要求3所述的设计方法，其特征在于：所述各单节马弗材料的许用应力值2
5.根据权利要求4所述的设计方法，其特征在于：各单节马弗材料许用应力。
6.根据权利要求1或2或4或5所述的设计方法，其特征在于：通过连接耐材及耐材托板至炉体，减小耐材及耐材托板总重 、 对马弗管应力的影响。
一种悬挂马弗管的设计方法
技术领域
[0001] 本发明涉及一种悬挂马弗管的设计方法，特别是立式悬挂马弗管各单节长度及顶部应力的设计方法。
背景技术
[0002] 立式马弗光亮退火炉炉内有一个多节圆柱构成的阶梯状马弗管，马弗管采用耐高温的高镍合金材料（一般为601合金材质）制成，多个单节马弗材料卷曲成环形后依次焊接成为单节圆柱马弗管，多节圆柱状马弗管焊接拼成整段圆柱形阶梯状马弗管。
[0003] 马弗管的上端被固定在炉体上，处于悬挂状态的马弗管承受着热应力的同时还承受着自重载荷，在使用过程中，马弗管发生热蠕变和塑性变形并逐渐失效。焊接成整段马弗管的各单节马弗管因长度、厚度设计不合理，会导致整段马弗的应力分布不合理。在高温状态下进行工作时，应力分布不合理的整段马弗管容易出现颈缩、截面变形、香蕉状弯曲、开裂等缺陷，显著降低使用寿命，短则半年即需更换。
[0004] 日本公开特许公报平3-168588专利文件提出的技术方案是各马弗单节顶部的静应力均布的设计方法，其各马弗单节顶部应力均为0.1kg/mm2。由于马弗管的工作温度高达1150℃，通过有限元仿真软件计算可知，采用马弗单节顶部的应力均等的设计方法，其马弗顶部在高温条件下热-结构耦合应力异常，显著高于马弗管其他部分的热-结构耦合应力。
由此，应力分布不合理的整段马弗管在高温生产条件下，易加速失效。这里需要明确的是，在高温下马弗管的热-结构耦合应力才是马弗管的真实工况下的应力，而常温下的静应力并不能真实反应马弗管工作时的应力分布情况。
[0005] 申请号为201110437181.0的中国专利申请文件中，提出了一种立式光亮退火炉用悬挂马弗的设计方法。该设计方法虽然采用了各马弗单节顶部的静应力往下递减分布设计方法，但偏重于马弗管的单体应力研究，没有考虑马弗管两端与炉体连接部件的重量及其产生的应力；而由于隔热需要，马弗上部和下部都会设置耐材及耐材托板以保护炉体温度，这是无法忽视的一个影响因素；该专利申请由于没有去除该误差影响，因而不能从整体上考虑马弗管相关连接部件对其应力的影响，无法准确反映马弗管的真实应力。按该设计长度制造的马弗管在高温条件下工作时，受马弗管两端与炉体连接部件的影响，其真实应力分布不合理，不利于马弗管的使用和使用寿命的预估。
[0006] 综上所述，目前针对立式悬挂马弗管各单节长度及顶部应力的设计研究，现有主要研究偏重于马弗管的静应力研究，即使得马弗管各单节顶部应力呈近似均等分布状态；或偏重于马弗管管身的单体应力研究，不能有效考虑马弗管相关连接部件对其应力的影响。均不能真实反应马弗管在高温条件下工作时的真实应力，也不能据此优化设计马弗管的结构。
发明内容
[0007] 本发明所要解决的技术问题是：提供一种悬挂马弗管的设计方法，该方法可合理分布马弗管各处应力，使得马弗管在高温（1150℃左右）下工作时，热-结构耦合应力分布合理，提升马弗管的抗失效能力，提升马弗管的使用性和经济性。
[0008] 本发明解决其技术问题采用的技术方案是：
[0009] 一种悬挂马弗管的设计方法，马弗管由多个厚度单节上下顺次连接构成；上、下端部厚度单节内均固定有耐火材料及固定耐火材料的托板；其特征在于：结合各马弗管的结构特征，在计算应力时将上、下端部厚度单节内耐火材料及固定耐火材料的托板的重量分别计入所在厚度单节马弗管的重量之中，且由下至上，各厚度单节顶端应力依次递增；马弗管各厚度单节的规格参数按如下步骤确定：
[0010] 首先结合厚度单节中各单节马弗材料规格，确定各厚度单节厚度：由下至上同一厚度单节中的各单节马弗材料的厚度相等，且不同厚度单节中各单节马弗材料的厚度T1，T2，T3，T4，…TN由薄至厚，厚度为T1的单节马弗材料焊接构成的厚度单节一处于悬挂的整段马弗的最下端；同一厚度单节中的各单节马弗材料的长度相等或不等；
[0011] 然后，根据各单节马弗材料的厚度和材料规格，在保证各单节马弗材料受力在允许拉伸强度范围之内前提下，为使得设计后的各厚度单节尽可能的更长，通过使各厚度单节顶端应力等于许用应力而计算各厚度单节的理论最大长度；
[0012] 随后结合各单节马弗材料的厚度和最大长度规格，由各厚度单节理论最大长度除以各单节马弗材料的最大长度规格，得到各厚度单节需要焊接的实际单节马弗材料的段数和各厚度单节的实际长度；
[0013] 再后，由各厚度单节的实际长度相加得到整段马弗管长度；
[0014] 最后，各厚度单节经焊接拼成整段马弗管，且焊接后的各厚度单节顶端应力呈依次递增状态。
[0015] 根据上述技术方案，确定各厚度单节厚度时，根据马弗材料的密度ρ、各厚度单节顶端应力σ1，σ2，σ3，σ4，…σN、各厚度单节的横截面积S、以及各单节马弗材料的内外径规格，在使得各厚度单节重量最小且保证马弗管下部必要的力学性能的前提下，确定各单节马弗材料的厚度T1，T2，T3，T4，…TN。
[0016] 根据上述技术方案，各厚度单节的长度及整段马弗长度具体按以下方法配置：
[0017] 厚度为T1的单节一的长度配置方法为：设定马弗材料的密度为ρ，厚度为T1的单节一顶端应力σ1，单节一的横截面积为S1，为使得马弗重量最小且保证马弗下部必要的力学性能，选择单节一所用的单节马弗材料的板厚T1的实际值；为保证应力在许用应力范围内，单节一顶部应力 单节一自重G1=ρS1L1+G1′；为减小马弗自重，使得薄板尽可能的更长，取σ1=σ，进行单节一理论最大长度L1的计算， 结合厚度为
T1的单节马弗材料的规格，由单节一理论最大长度L1除以单节一的马弗材料的最大长度规格，得到单节一需要焊接的实际单节马弗材料的段数和单节一的实际长度L1′；
[0018] 厚度为T2的单节二的长度配置方法为：为保证应力在许用应力范围内，单节二马弗顶端应力 为减小马弗自重，使得薄板尽可能的更长，取σ2=σ，进行单节二的理论最大长度L2的计算， 结合厚度为T2的单节二马弗材料的规
格，由单节二理论最大长度L2除以单节二的马弗材料的最大长度规格，得到单节二需要焊接的实际单节马弗材料的段数和得出单节二的实际长度L2′；
[0019] 厚度为T3的单节三的长度配置方法为：为保证应力在许用应力范围内，使单节三顶端应力等于许用应力得出单节三的理论长度 结合厚度为T3的马弗材料的规格，得出单节三的实际长度L3′；
[0020] 由此类推，同理可得L4′、L5′、L6′、L7′、L8′、L9′、L10′、…LN′；
[0021] 其中厚度为TN的单节N的长度配置方法为：
[0022] 为保证应力在许用应力范围内而使单节N顶端应力等于许用应力，得出单节N的理论长度 结合厚度为TN的单节马弗材料的规格，得出单节N的实际长度LN′；
[0023] 各厚度单节长度相加得到马弗管总长度为L=L1′+L2′+L3′+……+LN′；
[0024] 其中，马弗管下端部厚度单节内固定的耐火材料及固定耐火材料的托板重量总记为G1′；马弗管上端部厚度单节内固定的耐火材料及固定耐火材料的托板重量总记为GN′。
[0025] 按上述技术方案，各厚度单节顶端应力σ1，σ2，σ3，σ4，…σN呈依次递增。
[0026] 按上述技术方案，所述各单节马弗材料的许用应力值为σ=0.8~1.2N/mm2。
[0027] 按上述技术方案，各单节马弗材料许用应力σ=0.9N/mm2。
[0028] 按上述技术方案，通过连接耐材及耐材托板至炉体，减小耐材及耐材托板总重G1′、GN′对马弗管应力的影响。
[0029] 由此，该方法结合马弗材料的规格，从整体上考虑马弗管连接部件对应力的影响，对马弗各厚度单节的长度和厚度进行设计，合理分布马弗管各处应力，保证经焊接拼成的马弗管各单节顶部应力从马弗下端至上端呈依次递增分布状态，使得马弗管在高温（1150℃左右）下工作时，热-结构耦合应力分布合理，提升马弗管的抗失效能力。
附图说明
[0030] 图1为本发明优选实施例悬挂马弗管的结构示意图；其中，附图标记1-13依次表示悬挂马弗管13个单节；14为耐火材料；15为固定耐火材料的托板；16为法兰。
[0031] 图2为本发明优选实施例悬挂马弗管静态应力分布图（由左至右的马弗管结构梯度、板厚梯度、应力梯度分别一一对应）。
具体实施方式
[0032] 以下结合实施实例及附图对本发明作进一步说明，但不限定本发明。
[0033] 如附图1所示，悬挂马弗管13个单节（由附图标记1到13）所需的的单节马弗材料的厚度T1，T2，T3，T4，…T10由薄至厚依次为5mm，6mm，7mm，8mm，10mm，12mm，14mm，17mm，20mm，22mm，各单节马弗材料规格为分别卷曲成整圆后最大外径为1710mm，最大内径为1690mm；
其中单节1-4（附图标记1-4）的厚度相等，均为T1，因而在设计时视为同一个厚度为T1的单节，该单节长度为单节1-4长度之和；以此类推，后续分别为厚度为T2的单节、厚度为T3的单节，.....厚度为T10的单节；
[0034] 本实施例中对各单节马弗材料取许用应力0.8~1.2N/mm2，优选σ=0.9N/mm2。
[0035] 厚度为T1的单节处于整段悬挂马弗管的最下端；该单节理论长度为L1，该单节上3 3
端许用应力最大为σ，马弗材料的密度为ρ，ρ=8.1×10kg/m，该单节的横截面积为S1，为使得马弗重量最小且保证马弗的力学性能，厚度为T1的单节的板厚T1取5mm；
[0036] 厚度为T1的单节最下端和厚度为T10的单节最上端均固定有耐火材料14及固定耐火材料的托板15；厚度为T1的单节中耐火材料14及固定耐火材料的托板15的重量合计为G1′=234kg，厚度为T10的单节中耐火材料14及固定耐火材料的托板15的重量合计为G10′=82kg；
[0037] 厚度为T1的单节自重G1=ρS1L1+G1′；
[0038] 为保证应力安全，厚度为T1的单节顶部应力
[0039] 为减小马弗自重，使得薄板尽可能的更长，取ρL1=σ1=σ，
[0040] L1为厚度为T1的单节的理论最大长度，结合厚度为T1的马弗材料的规格，其长度为2330mm，即厚度T1为5mm的马弗材料可取四段焊接，得出厚度为T1的单节的实际长度L1′=9320mm。
[0041] 为保证应力安全，厚度为T2的单节上的应力为
[0042] 为减小马弗自重，使得薄板尽可能的更长，取σ2=σ， L2为厚度为T2的单节最大理论长度，结合厚度为T2的马弗材料的规格，得出厚度为T2的单节的实际长度L2′=1790mm。
[0043] 同理可得：
[0044] 厚度为T3的单节最大理论长度 结合厚度为T3的马弗材料的规格，得出厚度为T3的单节的实际长度L3′=1560mm。
[0045] 同理可得：L4′=1390mm、L5′=2260mm、L6′=1880mm、L7′=1600mm、L8′=1960mm、L9′=1740mm、L10′=1000mm；
[0046] 马弗总长度为：L=L1′+L2′+L3′+L4′+L5′+L6′+L7′+L8′+L9′+L10′=24500mm。
[0047] 经过材料力学公式计算与有限元法通过计算机仿真，将上述设计结果与背景技术中中国专利申请未考虑耐火材料及固定耐火材料的托板时的应力分布进行了研究和比较。本发明中悬挂马弗管的各单节长度、厚度与顶端应力数据如表1前5列所示，表1最右侧一列为背景技术中中国专利申请不考虑耐材及其托板时的应力分布情况。
[0048] 表1
[0049]
[0050] 由表1中的上述对比可知，在马弗管总长和节数相同时，同样是基于各厚度单节上端许用应力σ1，σ2，σ3，σ4，…σN呈依次递增设计，不考虑耐火材料及固定耐火材料2
的托板时，应力计算结果显示单节1顶端应力最小，为0.185N/mm ；单节13顶端应力最大，
2
为0.856N/mm ；
[0051] 考虑耐火材料及固定耐火材料的托板时，应力计算结果显示单节1顶端应力最2 2
小，为0.271N/mm，单节13顶端应力最大，为0.882N/mm。
[0052] 显然，在设计马弗管单节长度时，不考虑与马弗管内部连接的耐火材料及固定耐火材料的托板，所得各单节上端的应力值误差大，不能真实反应马弗管的应力状态。而本发明真实考虑单节的实际重量，能够合理分布马弗管各处应力，保证经焊接拼成的整段马弗受力合理，从整体上考虑马弗管连接部件对应力的影响，保证马弗管各单节顶部应力从马弗下端至上端呈依次递增分布状态，使得马弗管在高温（1150℃左右）下工作时，热-结构耦合应力分布合理，提升马弗管的抗失效能力。
[0053] 实施例2：
[0054] 如表2所示，相比于背景技术中的日本公开特许公报平3-168588专利文件基于马弗管单节顶部静态应力均等的设计，本发明的设计方法有以下明显区别（左侧为本发明，右侧为基于马弗管单节顶部静态应力均等的设计）：
[0055] 表2
[0056]
[0057] 进一步地，表3归纳了两种情况下纯机械结构应力和热-结构耦合应力上的最大应力及其发生部位的对比分析结果。表中括号里的尺寸为最大应力单元所属的零件板厚。
[0058] 表3各主要零部件（局部）最大应力及所在部位
[0059]
[0060] 由表2和3的对比实验结果可知：两种结构马弗在自重静力和热应力作用下，应力差别不大，但单节顶部静态应力均等的设计方案中，马弗管总长和节数相同时,重量减轻约430kg,可以适当降低成本。但因其热应力的非线性变化特点特点和上、下端耐材托板的重量对热应力影响较大等，大幅减重存在一定的安全风险，因而还是采用本发明比较安全可靠。
[0061] 以上所揭露的仅为本发明的较佳实施例而已，当然不能以此来限定本发明之权利范围，因此依本发明申请专利范围所作的等效变化，仍属本发明的保护范围。
