灰管熱膨脹量計算方法

㈠ 蒸汽管道的熱膨脹的計算公式是什麼

以下是施工實踐，沒有算式，不能做作業答案
膨脹量與壓力管徑和無關．
你這樣好記－－－－100米管子溫度變化1攝氏度，長度變化1.3毫米．
或者1米管子溫度變化100攝氏度，長度變化1.3毫米．
http://..com/question/56258374.html

㈡ 你好：請問混凝土的熱膨脹系數是多少，怎麼計算呢

混凝土的熱膨脹系數是8~12xE-6/℃，決定於骨料種類、含量和混凝土配合比。按平均熱膨脹系數（10xE-6/℃）計算，
混凝土的熱膨脹系數隨骨料種類、骨料含量、混凝土齡期等因素影響有一定差異。普通強度(C30－C50)混凝土的熱膨脹系數在
0.00001/度
左右。
混凝土構件的熱膨脹量計算需要知道起始溫度。假定起始溫度為20度，則溫度從20度升高到50度，100米(100,000毫米)長度混凝土的膨脹量為：
100,000mm
x(50-20)度
x0.00001/度
=
30
mm

㈢ 彎管膨脹計算

膨脹量和彎曲半徑是二個概念. 彎管可以承受多大的膨脹量. 膨脹量就是熱膨脹量.鋼管的熱膨脹是(0.0000118/度) 每升溫一度.如100毫米直徑鋼管. 升溫100度.就會膨脹到100.118毫米. 升溫200度.就會膨脹到100.236毫米. 彎管的彎曲半徑. 鋼管在彎管的彎曲半徑中. 彎曲半徑的內徑因材料擁擠在一起會變厚. 彎曲半徑的外徑因材料在拉延在一起會變薄.(薄了抗拉強度就低) 如果彎曲半徑太小.彎曲半徑是間就會是橢圓型. 如果彎曲半徑太,達不到彎曲效果.一般是用一定的手段. 達到一定比較小的彎曲半徑.又不會橢圓.變薄量比較小. 關於最小彎曲半徑.大都機械書上多有例子. 你要把鋼管直徑.和需要彎曲半徑.承受的膨脹量.寫出來.

㈣ 求大神解答 管道熱膨脹量計算公式中的L：計算管道長度是指

L指的是直管段兩固定支架間的管道長度，補償器、伸縮節、膨脹節就好像同物不同名，其實都指的是同一種東西，通過和施工單位接觸後，個人觀點，大家別噴，工程上習慣稱的補償器通常指波紋補償器、方型伸縮器，伸縮節和膨脹節通常指補償因溫度差與機械振動引起的附加應力，而設置在容器殼體或管道上的一種撓性結構，通常和蝶閥配套使用。

㈤ 管道的熱膨脹量應怎樣計算

熱膨脹量=管道長度*線膨脹系數*溫差*1000
mm對於一般鋼管熱膨脹量=0.012*管道長度*溫差mm

㈥ 材料熱膨脹計算

1、SUS303金屬在100℃ 到700℃ 之間熱膨脹系數是11-16 *10-6 / ℃,膨脹長度=金屬長度*溫度差*熱膨脹系數；
2、鎢鋼在100℃ 到700℃ 之間熱膨脹系數6-7 *10-6 / ℃,膨脹長度=金屬長度*溫度差*熱膨脹系
熱膨脹系數影響因素
1：化學礦物組成。
熱膨脹系數與材料的化學組成、結晶狀態、晶體結構、鍵的強度有關。組成相同，結構不同的物質，膨脹系數不相同。通常情況下，結構緊密的晶體，膨脹系數較大；而類似於無定形的玻璃，往往有較小的膨脹系數。鍵強度高的材料一般會有低的膨脹系數。 [4]
2：相變。
材料發生相變時，其熱膨脹系數也要變化。純金屬同素異構轉變時，點陣結構重排伴隨著金屬比容突變，導致線膨脹系數發生不連續變化。
3：合金元素對合金熱膨脹有影響。
簡單金屬與非鐵磁性金屬組成的單相均勻固溶體合金的膨脹系數介於內組元膨脹系數之間。而多相合金膨脹系數取決於組成相之間的性質和數量，可以近似按照各相所佔的體積百分比，利用混合定則粗略計算得到。
4：織構的影響。
單晶或多晶存在織構，導致晶體在各晶向上原子排列密度有差異，導致熱膨脹各項異性，平行晶體主軸方向熱膨脹系數大， 垂直方向熱膨脹系數小。
5：內部裂紋及缺陷也會對熱膨脹系數產生影響

、我幫你查到了碳鋼的線膨脹系數為：在20——300°C時，線膨脹系數為：12.1~13.5×10^-8(C^-1)
2、對於鋼制零件的熱膨脹量計算是一個相對較復雜的過程，而且，其計算結果受制於多種因素的制約，包括材料的軋制方向，鋼材是有軋制方向的，所以，其線膨脹量是存在各項異性的。
3、基於上述因素，一般在工程上基本不會在理論上去計算零件因溫度的變化而產生的膨脹量，因為計算是很難與實際相符合的，基本上沒有多大的指導性意義
4、由碳鋼的線膨脹系數可知：在20——300°C時，材料的膨脹量是非常微小的
5、對於薄壁管狀零件，其熱變形，其內孔不見得是縮小，有可能是脹大的趨勢
6、在機械設計中，大可不必去操心做這樣的繁復計算（也計算不準），可以直接在設計時用常規的公差配合來調配即可

㈦ 如何計算熱膨脹力

就碳鋼瞬時線性熱膨脹系數計算模型的建立為例：
當材料的溫度由Tref(基準的參考溫度)變化到T時，材料長度L的相對變化為：

(1)

根據密度ρ與L3成反比，可推導出εth與ρ間存在以下關系：

(2)

則瞬時線性熱膨脹系數定義為：

(3)

由此可見，欲求出瞬時線性熱膨脹系數，關鍵在於確定碳鋼在不同溫度下的密度值。
以〔C〕≤0.8 %的碳鋼為研究對象，根據其冷卻時凝固組織的特點(見圖1)，按照碳含量分為以下4組：
Ⅰ.〔C〕＜0.09 %:
L→L+δ→δ→δ+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
Ⅱ.〔C〕=0.09 %～0.16 %:
L→L+δ→δ+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
Ⅲ.〔C〕=0.16 %～0.51 %:
L→L+δ→L+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
Ⅳ.〔C〕=0.51 %～0.80 %:
L→L+γ→γ→α+γ→α+Fe3C
碳鋼凝固組織為多相混合體系，其密度按照式(4)和式(5)確定，即：

(4)

f1+f2+…+fi=1 (5)

其中，fi為體系中組分i的質量分數，可利用相圖，根據杠桿規則由程序計算確定。組分i(i為L、δ、γ、α或Fe3C)的密度為溫度和碳含量的函數：ρ〔T,(i)〕=ρi(T,C)，其值取自文獻〔6〕。
計算線性熱膨脹系數時，選固相線溫度為基準參考溫度。熱膨脹系數由固相線處的數值線性地降低到零強度溫度(即固相分率fs=0.8對應的溫度)處的零值，在零強度溫度以上范圍，熱膨脹系數保持為零。這樣，就可以避免液相區產生熱應力。

圖1 鐵碳相圖
Fig.1 Fe-C phase diagram

1.2 鑄坯熱—彈—塑性應力模型簡介
利用有限元法，先計算鑄坯溫度場，然後將計算結果以熱載荷的形式引入應力場。
1.2.1 鑄坯溫度場的計算
忽略拉坯方向傳熱，並根據對稱性，取鑄坯1/4斷面薄片，其四邊形4節點等參單元網格如圖2所示。非穩態二維傳熱控制方程為：

圖2 計算域及鑄坯單元網格示意圖

Fig.2 Simulation domain and FEM meshused for analysis

(6)

初始溫度為澆鑄溫度，鑄坯表面散熱熱流採用現場實測值：q=2 688-420 t1/2 kW/m2，中心對稱線處為絕熱邊界。模型中採用的熱物理性能參數均隨溫度而變化，並且利用等效比熱容c來考慮潛熱的影響。另外，液相區對流效果通過適當放大液相區導熱系數來實現。
1.2.2 鑄坯應力場的計算
為利用溫度場計算結果，採用與溫度場一致的鑄坯網格劃分方法。體系中結晶器銅板為剛性接觸邊界，通過控制其運動軌跡(包括運動方向和速度)來表徵結晶器錐度。若鑄坯表面某個節點與銅板間距離小於規定的接觸判據，則認為在此處發生接觸，對該節點施加接觸約束(避免節點穿越銅板表面)，否則按自由邊界處理。
計算時將液、固區域作為一個整體，對高於液相線溫度的材料的力學參數作特殊處理，使液相區應力狀態保持均勻的靜壓力狀態，且施加在外部的鋼水靜壓力可基本保持原值地傳遞到固態坯殼內側。根據對稱性，應在中心對稱線上施加垂直方向的固定位移約束，但由於只關心坯殼的位移場，且坯殼厚度一般不會超過15 mm，所以只在距表面15 mm的范圍內施加約束。超出15 mm的范圍基本上為液相區，在其外邊緣(對稱線處)施加鋼水靜壓力(壓力值正比於離彎月面的距離)。
上述體系的力平衡方程為：

(7)

式中，〔K〕為系統的總剛矩陣；{δi}為節點位移列陣；{Rexter}為系統外力(鋼水靜壓力和結晶器銅壁的接觸反力)引起的等效節點載荷列陣；{Rε0}為熱應變引起的等效節點載荷列陣。考慮包晶相變的影響，在計算{Rε0}時採用前面計算出的碳鋼線性熱膨脹系數曲線。
計算採用熱—彈—塑性模型，假定鑄坯斷面處於廣義平面應變狀態，服從Mises屈服准則和等向強化規律，其硬化曲線為分段線性〔7〕。
2 計算結果及討論
以碳含量為0.045 %、0.100 %和0.200 %的3種碳鋼作為計算對象，採用相同的計算條件，即：鑄坯斷面尺寸為：150 mm×150 mm， 拉 坯 速 度1.5 m/min，澆鑄溫度1 550 ℃，結晶器長700 mm、錐度0.8 %，彎月面距結晶器上口距離100 mm。
2.1 3種碳鋼的瞬時熱膨脹系數
圖3為計算出的碳鋼的瞬時線性熱膨脹系數曲線。可以看出：當〔C〕=0.045 %時，熱膨脹系數在固相線溫度以下區域突然變化。這是因為鋼液凝固後發生初生的δ相→γ相的轉變，並伴隨有比容變化，使得熱膨脹系數急劇上升；當〔C〕=0.100 %時，熱膨脹系數從兩相區開始發生突變。這是因為鋼液凝固時，液相和δ相發生包晶反應，轉變成γ相，剩餘的δ相繼續向γ相轉變。轉變過程中的比容變化也引起熱膨脹系數的急劇上升。

圖3 碳鋼的瞬時線性熱膨脹系數曲線
3條曲線中，非零值起始點為零強度溫度對應點；
A、B、C為固相線溫度對應點

Fig.3 Instant linear thermal expansion

coefficient of carbon steel
另外，〔C〕=0.045 %的δ相→γ相轉變溫度區間較窄，轉變較快(見圖1)，因此線性熱膨脹系數突變值較大。相比之下，〔C〕=0.100 %的熱膨脹系數突變值要小一些。雖然如此，但由於後者的相變溫度區間較寬，其熱膨脹系數突變的溫度區間也較寬。由此可推斷，〔C〕=0.100 %時發生的包晶相變對初生坯殼凝固收縮的影響將大於〔C〕=0.045 %時發生的δ相→γ相轉變的影響。
〔C〕=0.200 %鋼的熱膨脹系數沒有發生突變。這是因為，雖然也有包晶相變發生，但它只發生在某個溫度水平上(約1 495 ℃)，故對熱膨脹系數的影響很小。
2.2 鑄坯表面收縮量
圖4示出〔C〕=0.045 %、0.100 %和0.200 % 3種鋼的鑄坯表面收縮量沿拉坯方向和橫斷面方向的變化情況 ( 其中底部的空間斜平面為結晶器銅板

圖4 鑄坯表面收縮量
(a) 〔C〕=0.045 %； (b) 〔C〕=0.100 %； (c) 〔C〕=0.200 %
Fig.4 Surface shrinkage of billet

內壁面)。從圖中可以看出：鑄坯角部在凝固的初期就收縮並脫離結晶器銅板，而靠近中間處幾乎始終與銅板接觸(只有〔C〕=0.100 %的鋼在靠近出口處才保持分離)。越靠近角部收縮脫離越早，收縮量也越大。
在鋼水靜壓力作用下，收縮的坯殼會被壓回結晶器銅板，從而使坯殼收縮發生波動〔收縮面曲面圖呈犬牙狀(見圖4)〕。靠近彎月面區域坯殼較薄，波動現象較為明顯。另外，越靠近角部波動也越明顯。初生坯殼的這種收縮波動會導致應力集中，容易誘發裂紋等表面缺陷。
比較3種碳鋼鑄坯的表面收 縮 量 可 知：〔C〕=0.100 %鋼的收縮最顯著，收縮波動最大(彎月面區域)，且波動沿橫斷面方向擴展最廣；〔C〕=0.200 %鋼的收縮量最小。
2.3 彎月面區域角部初生坯殼收縮狀況
圖5示出3種碳鋼的鑄坯角部在靠近彎月面區域的收縮情況。可以看出：在離彎月面20 mm范圍內，鑄坯角部就脫離了結晶器銅板，其中〔C〕=0.045 %鋼脫離最早，這是因為該鋼種的固相線溫度最高，最早凝固形成坯殼；〔C〕=0.100 %鋼在形成初生坯殼後發生強烈收縮，但在離彎月面50 mm處被增大的鋼水靜壓力壓回，然後又繼續收縮。該鋼種初生坯殼收縮最顯著，收縮波動也最大，因此最容易誘發鑄坯表面缺陷；〔C〕=0.045 %鋼的初生坯殼收縮量和收縮波動程度明顯地降低；〔C〕=0.200 %鋼的初生坯殼收縮量和收縮波動程度最小。

圖5 彎月面區域初生坯殼角部收縮量

Fig.5 Shrinkage of initial shell ofbillet corner at meniscus

3 結 論
(1)對於碳含量在0.1 %附近的包晶鋼，其初生坯殼在結晶器上部和靠近角部區域的收縮很不規則，容易誘發鑄坯表面缺陷。
(2)坯殼不規則收縮主要集中在彎月面下100 mm范圍內。由此可知，結晶器上部的錐度並不適合坯殼收縮。因此，應通過優化結晶器錐度來提高拉坯速度。一個重要的指導原則是在結晶器上部採用較大錐度，以促使坯殼與銅板良好接觸。

㈧ 管道熱膨脹量計算

鋼材的線脹系數為0.000012，假設它為-20℃吧。膨脹量△L＝50000×[200—（—20)]×0.000012＝132（mm）。如果最低環境溫度值為20℃，則膨脹量 △L＝50000×[200—20]×0.000012＝108（mm）. 長度方向的膨脹量只與管長度有關，與管徑、管厚度值無關。

膨脹系數是表徵物體熱膨脹性質的物理量，即表徵物體受熱時其長度、面積、體積增大程度的物理量。長度的增加稱「線膨脹」，面積的增加稱「面膨脹」，體積的增加稱「體膨脹」，總稱之為熱膨脹。

由於物質的不同，線膨脹系數亦不相同，其數值也與實際溫度和確定長度1時所選定的參考溫度有關，但由於固體的線膨脹系數變化不大，通常可以忽略，而將a當作與溫度無關的常數。

大多數情況之下，此系數為正值。也就是說溫度升高體積擴大。但是也有例外，當水在0到4攝氏度之間，會出現反膨脹。而一些陶瓷材料在溫度升高情況下，幾乎不發生幾何特性變化，其熱膨脹系數接近0。

㈨ 管道的熱變形計算公式是是嗎

三
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管道的熱變形計算：
計算公式：
X=a*L*△T
x
管道膨脹量
a為線膨脹系數，取0.0133mm/m
L補償管線（所需補償管道固定支座間的距離）長度
△T為溫差（介質溫度安裝時環境溫度）