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哈雷釬焊板式換熱器
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換熱器管子-管板液壓脹接中影響因素分析

點擊:1606 日期:[ 2014-04-26 21:53:42 ]
                    換熱器管子-管板液壓脹接中影響因素分析                                  陳 光                (上海電氣電站設備有限公司上海電站輔機廠,上海200090)     摘 要:針對換熱器管子-管板液壓脹接中影響脹接效果的五個因素,利用ANSYS數值計算結果和相關理論分別對各影響因素進行了詳細的討論,通過計算和分析得出了相關影響因素的結論,可供科研和實際生產中參考。     關鍵詞:換熱器;液壓脹接;殘余接觸壓力;影響因素;數值模擬     中圖分類號:TK226   文獻標識碼:A   文章編號:1671-086X(2010)05-0376-05     管殼式換熱器是石油化工、火電及核電廠中應用最廣的設備之一。國內外生產實踐經驗及研究資料表明,大多數換熱器的失效都發生在管子與管板連接部位。管子與管板接頭質量的好壞直接影響到生產的安全可靠性。     脹接是管子與管板連接的主要形式,常用的脹接方法有機械脹接、爆炸脹接、橡膠和液壓脹接等,而機械脹接是國內外目前最為常用的方法。該方法除了具有勞動強度高和工作效率低等缺點外,還難以對管板厚度超過100 mm以上的換熱器實行全厚度脹接。而現代化工裝置都在高參數下運行,換熱器管板的厚度越來越厚,管板厚度超過300 mm的換熱器已不鮮見,用傳統的機械脹接技術已無法對這種厚管板換熱器進行全厚度脹接,從而換熱管和管板之間的間隙難以消除,留下間隙腐蝕的隱患。液壓脹接是近幾年來發展較快的換熱器管子與管板的連接方法。該方法利用液體壓力作用于換熱管內表面,使之產生大的塑性變形,并與管板孔接觸,依靠卸除壓力后的殘余應力使管子與管板達到緊密連接。其連接方法有兩種[1]:一種是“O”形環法,這種方法以“O”形環作為密封元件,對管子內壁的尺寸精度和粗糙度要求較高;另一種為液袋式液壓脹接技術,可對各種規格、各種材料的換熱管進行可靠的全程脹接,特別適用于厚管板換熱器、大口徑管的脹接。     1 液壓脹管的原理與主要特點     1.1原理     液壓脹管過程通常可分為三個階段,見圖1。                     (1)對換熱管內表面施加均勻內壓,使換熱管發生完全塑性變形,直到換熱管外壁與管板孔內壁接觸。這一階段管板不受力,也稱為換熱管的變形階段,對應圖1中1—2—3—a點結束。     (2)脹接壓力繼續增加,直至管板孔壁部分或全部進入塑性狀態,這一階段稱為對管板加載階段。當管板不發生塑性變形時對應圖1中a—4—b或到c點結束,當管板發生塑性變形時對應圖1中a—4—b—c—d或到e點結束。     (3)當脹接壓力達到預定值時,卸去脹接壓力,管板產生彈性恢復力施加在脹后的管子外壁上形成接觸壓力,從而達到脹接的目的。當管板不發生塑性變形時對應圖1中b—5—f—g(當材料無嚴重的包辛格效應時)或b—5—f—g (當材料有嚴重的包辛格效應時),當管板發生塑性變形時對應圖1中d—5—h—i(當材料無嚴重的包辛格效應時)或d—5—h—i (當材料有嚴重的包辛格效應時)。     1.2主要特點     (1)脹管芯軸插入管子而不損傷管子內孔,設備操作移動方便。     (2)脹管深度及定位精確,最大限度地保證管子與管板的根部間隙減小。     (3)液壓脹管壓力能精確設定并重復定位,脹管質量能得到充分保證,脹管附加應力及拉脫力能夠預測。     (4)液壓脹管無機械擠壓產生的冷作硬化,根部殘余應力較小,腐蝕傾向比機械滾壓脹接小得多。     (5)液壓脹管可對任意管板厚度的換熱器進行全程脹接。     (6)液壓脹接操作時間短,只需幾秒鐘,效率高。     2 脹接壓力的計算與選取     換熱器管子-管板脹接工藝中,脹接壓力的確定是關鍵因素,關系到預定脹接目的和效果是否能完滿地達到。實際操作中需根據不同的管子、管板材料,不同的脹接目的來確定合適的脹接壓力。在《壓力容器安全技術監察規程》中對采用柔性脹接時提出了要求:脹接前,應通過計算脹管壓力進行試脹,對于貼脹拉脫力應達到1 MPa,強度脹拉脫力應達到4 MPa。但在規程中沒有給出具體計算方法,國外的各種標準及規范中也沒有明確的計算公式。然而從當前國內外有關文獻資料中發現,脹管壓力計算的簡化模型取法基本相同,管板由套筒表示,套筒外半徑是一個等效值。目前這個等效半徑值有多種計算方法,當今采用較多且較合理的是Kohlpaintner等效外筒公式[3],用以計算等效外筒外徑。為簡單起見,把每個被脹管口視為從管板上取管橋尺寸作為壁厚的外層厚壁圓筒,以換熱管作為內層圓筒的一個兩端開口的雙層圓筒體[2],見圖2。                    雙層筒體內壁在壓力的作用下,其軸向變形是個微量,可以忽略不計,其徑向變形基本可劃分為三個階段。顏惠庚等人按Mises屈服失效判據,由厚壁圓筒的彈塑性理論可以分別導出各階段的壓力計算公式[4]。     2.1各階段壓力計算公式     假定材料為理想塑性材料,服從Von Mises屈服準則。     (1)換熱管的變形階段,使換熱管發生塑性變形,當管子外表面與管板孔內表面剛好接觸時,對應的脹接壓力為:                     (2)管板加載階段,脹接壓力繼續增加,直至管板單管模型部分或全部進入塑性狀態。                     上面各式中:pi為脹接壓力;pc為換熱管外壁面與管板孔內表面的接觸壓力;Rc為屈服界面半徑;pRc為殘余接觸壓力;σss為管板材料的屈服強度;σst為管子的屈服強度;c0為管子與管板孔的初始間隙;Et、Es分別為管子、管板材料的彈性模量;μt、μs分別為管子、管板材料的泊松比;mt、ms分別為管子、管板的強化指數;Kt、Ks分別為管子、管板的外內半徑比;ri、r0分別為管子的內外半徑;Ri、Ro分別為管板當量外圓筒的內外半徑。     (3)當脹接壓力達到預定值后,卸去脹接壓力,管板產生彈性恢復,利用管子外壁與管板孔內壁接觸面處的位移條件,求出殘余接觸壓力。                     2.2脹管壓力的選取     在上述分析的基礎上,顏惠庚等人又根據卸載定律,分析得出以下脹管壓力的選取原則。     (1)換熱管與管板脹接后正好消除層間間隙的最小脹接壓力為:                       (2)管板孔內表面剛好發生屈服時的脹接壓力,通常認為此壓力為最佳脹管壓力:                   (3)為了避免脹接壓力過大而使得管板的塑性區域與周圍已脹好的接頭的殘余應力區干涉,嚴重時會在試壓或工作中發生泄漏,并且在進行補脹時,會將泄漏區擴散到相鄰的接頭,即所謂的過脹現象,因此在確定脹接壓力時,存在一個最大脹接壓力值:                     (4)從以上分析可以得知:     ①對于貼脹,其脹接壓力范圍應為:pimin<pi≤pisy     ②對于強度脹,其脹接壓力范圍應為:pisy<pi≤pimax     3 影響脹接殘余接觸壓力的主要因素分析     3.1脹接壓力與殘余接觸壓力關系     3.1.1已知條件(實例)     取管板材料為SA350LF2,管子材料為SA803,殘余接觸壓力計算所用到參數為(下同):管子內徑12.87 mm;管子外徑15.9 mm;管子彈性模量210 GPa;管子平均最小屈服強度366MPa;管子平均最大屈服強度368 MPa;管子平均最小抗拉強度526 MPa;管子平均最大抗拉強度527 MPa;管板孔內徑16.24 mm;管板彈性模量210 GPa;脹接壓力pi;管板孔中心距21 mm。     3.1.2計算結果     利用上海電氣集團公司聯合上海交通大學開發的《液壓脹管計算》軟件,計算得到的計算結果見圖3。                      從圖3可以得出,其他參數不變,殘余接觸壓力隨脹接壓力近似線性變化,即殘余接觸壓力與脹接壓力近似成正比,但不是可以一直增加,脹接壓力有上限pimax。     3.2脹接長度與脹接壓力關系     在1 MPa考核條件下,脹接長度與脹接壓力之間的關系采用ANSYS軸對稱模型進行分析計算得到。     脹接壓力為350 MPa,脹接長度分別為85mm、70 mm、55 mm、40 mm,其對應的有限元分析結果見圖4。                    根據數值計算結果,得出脹接長度與脹接壓力關系見圖5。                    從圖5可以看出,在相同脹接長度情況下,脹接壓力越高,脹接殘余接觸壓力也越高。在相同脹接壓力情況下,脹接長度越長,平均脹接殘余接觸壓力就越小,這是因為脹接段的兩端有峰值,而所比較的脹接殘余接觸壓力為整個脹接長度上的平均值;脹接長度越小則受兩端的峰值影響就越大,反之就小。對于脹接的中間段來說,相同脹接參數下,脹接殘余壓力變化很小。因此,為了提高拉脫力和脹接質量,建議盡可能采用全管板厚度脹接。     3.3管子和管板的屈服強度比與接觸壓力關系     管子與管板屈服強度之比對脹接壓力的選取和接觸壓力的大小有重要影響,在脹接過程中管子先屈服,管板后屈服的情況較多,因為脹接完成時管板依然保持較好的彈性是脹接效果的關鍵。如果管子材料的屈服強度小于管板材料的屈服強度,需要的脹接壓力較小而且脹接密封效果更能保證。如果管子材料的屈服強度大于管板材料的屈服強度,需要的脹接壓力則需要加大,而且密封效果可能不佳。因此,對于管子材料的屈服強度大于管板材料的屈服強度的情況需要加以分析,從而保證能提供適當的脹接壓力。                     根據不同的屈服強度比,計算得管子和管板的屈服強度比與接觸壓力關系見圖6。理論上管子與管板的屈服強度比增大,管子的屈服會更難,而管板的屈服變得相對容易,這樣管板回彈能力比管子弱,殘余接觸壓力會減小。     3.4管子與管板孔間的間隙對脹接的影響     管板間隙是按照GB 151—1999《管殼式熱交換器規范》選取的。一般都能保證在脹接間隙消失時管子已經全部屈服。脹接時管子首先發生屈服變形至管板孔內壁,繼續加壓,管板變形至一定量后卸去內壓,管板回彈,緊緊地卡住管子,脹接完成。因此間隙太小,管子沒有完全屈服;間隙太大,管子可能破環,導致密封性能不佳,并且需要更大的脹接壓力,導致脹接性能不易掌控。所以間隙的控制是脹接工藝的一個關鍵點。分別用有限元分析和冪硬化模型進行計算,得到間隙與脹接壓力之間的關系見圖7。                    圖7將冪強化模型計算結果和有限分析模型的結果相比較,2條曲線對應的殘余接觸壓力都是5.25 MPa,結果顯示間隙越大,需要的脹接壓力越大,但不是無限增大,還要受到其他因素的限制。在相同的殘余接觸壓力的前提下,冪強化模型和有限元模型均體現了脹接壓力隨間隙的增大而必然增大的規律。當間隙增大到一定程度后,脹接壓力增加的程度減緩,而且在脹接壓力值達到最大后回落。     間隙對脹接壓力及脹接殘余應力的影響較為復雜,一般來說,管子、管板材料的塑性較好,材料的拉伸應力應變曲線從屈服點到開始強化有一個波動區域。當實際間隙為設計間隙時,管子的形變分析過程可以采用理想彈塑性假設,如果有超差情況則需要考慮材料強化的影響。     3.5管子管板接觸面的摩擦因數     一般認為,粗糙的管板孔,其脹接接頭強度高;管板孔光滑,則接頭密封性能好。但也有文獻認為,管板孔過于粗糙時,由于管子產生軸向伸長使孔壁粗糙面凸起部分剪斷,接頭強度反而降低。GB 151—1999標準指出,“光滑的管孔能在壁厚減薄較小的情況下提供緊密的耐壓連接”,“薄的管子比厚管子需要較高的管孔粗糙度要求”。因此,雖然JB 1147—1980中規定“管孔粗糙度不低于Ra3.2μm即可”,但對于希望脹接率不要太高的銅、鈦、不銹鋼管子(其延性低,易產生加工硬化或有抗腐蝕要求),其管孔粗糙度不低于Ra1.6μm為好。     通過前人的研究發現,管板孔內表面與管子外表面的接觸摩擦因數通常在0.2~0.6。采用數值模擬方法考察表面摩擦因數對脹接殘余接觸壓力的影響進行研究,采用ANSYS軸對稱模型,分別取表面接觸摩擦因數為0.2、0.3、0.4、0.5、0.6進行模擬計算。計算結果發現,管板孔和管子間的表面接觸摩擦因數對于脹接殘余接觸壓力在數值上的影響非常小。考慮到表面接觸摩擦因數對拉脫力的影響很大(在相同的接觸壓力下,表面接觸摩擦因數越大,計算得到的拉脫力就越大),在工程計算中常偏于保守,通常建議選取管子-管板孔間表面接觸摩擦因數為下限值0.2[5]。     4 結 語     筆者利用ANSYS數值模擬軟件,詳細分析了脹接壓力、脹接長度、屈服比、間隙大小、摩擦因數等五個因素對換熱器管子-管板液壓脹接的影響。     (1)在一定的范圍殘余接觸壓力和脹接壓力成正比,即脹接壓力越大則殘余解除壓力越大。     (2)脹接長度對脹接壓力的影響有限,脹接長度受管板厚度限制,對于確定厚度的管板其最大脹接長度確定不變,所以在整個分析過程中可以視為常數。     (3)管子管板屈服強度比越高,脹接時卸載階段管板回彈能力比管子回彈能力更弱,殘余接觸壓力越低。     (4)在能夠完成脹接的前提下,間隙越大所需的脹接壓力越大,但當間隙增大到一定程度,脹接壓力增加的程度減緩,而且在壓力值達到最大后要有回落。     (5)管板孔和管子間的表面接觸摩擦因數對于脹接殘余接觸壓力的影響非常小,管子-管板孔表面接觸摩擦因數通常處于保守考慮,取下限值0.2,這一點符合工程計算的要求。 參考文獻: [1]石庭瑞,顏惠庚.換熱器的液壓脹接技術及其應用要點[J].石油機械,2001,29(2):28-31. [2]周林云,馬青年.液壓脹管的原理與應用[J].壓力容器,2002,19(5):50-52. [3] KOHLPAINTNER W R.Calculation of Hydraulically Ex-panded  Tube-to-Tubesheet Joints[J].ASME Journal of Pres-sure Vessel  Technology,1995,117(1):24-30. [4]顏惠庚,張炳生,葛樂通,等.換熱器的液壓脹管研究(一)———脹接壓力的確定[J].壓力容器,1996,13(2):36-40. [5]顏惠庚,張炳生,葛樂通,等.換熱器的液壓脹管研究(二)———殘余接觸壓力與摩擦系數[J].壓力容器,1996,13(4):309-313.
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