凝汽器管板的開槽位置及脹管分析

樓 滉，晁紅偉

(杭州汽輪輔機(jī)有限公司，浙江，杭州 310022)

0 概 述

鈦材的抗腐蝕性能較好，同時又具有較好的強(qiáng)度。當(dāng)機(jī)組的冷卻水為海水時，常選擇鈦管與碳鋼復(fù)合鈦管板組合的凝汽器。由于鈦材的彈性模量約為鋼材的一半，而屈服限又與碳鋼接近，這就導(dǎo)致鈦管難以被脹接。因此，對于鈦管與碳鋼為基材的復(fù)合管板的脹接問題，有必要著重進(jìn)行研究。為了加固鈦管與鋼材的脹管連接，常需在碳鋼管板孔內(nèi)開槽。現(xiàn)重點(diǎn)討論脹接鈦管時在管板孔內(nèi)開槽的方式和位置，通過有限元分析，可發(fā)現(xiàn)管孔開槽的利弊。同時，也可為鈦管的脹接，制訂較佳的工藝方案。

1 開槽的位置與結(jié)構(gòu)

1.1 常見的材料組合

鈦管凝汽器通常應(yīng)用于海水為冷卻水的機(jī)組中。鈦管與碳鋼管板的脹管工藝較難制訂，有關(guān)碳鋼管板開槽后再與鈦管脹接的研究較少。現(xiàn)根據(jù)對此類材料脹接組合的研究，分別制訂了3種開槽后脹接的方案。根據(jù)開槽的位置，可分為接近管側(cè)、接近殼側(cè)、中間位置的單槽等形式。碳鋼管板的開槽位置及結(jié)構(gòu)，如圖1所示。鈦管與碳鋼管板應(yīng)力應(yīng)變曲線，如圖2所示。

圖1 碳鋼管板的開槽位置與結(jié)構(gòu)

圖2 鈦管與碳鋼管板應(yīng)力應(yīng)變曲線

2 有限元模型

在管殼式換熱器中，換熱管的排列有4種方法，分別是正三角形布管、方形布管、轉(zhuǎn)角三角型、轉(zhuǎn)角正方形。正三角形的排列方式是最常用的，這種布管方式能在相同面積內(nèi)布置更多的換熱管，具有更大的換熱面積。在電站凝汽器中，較常見的也是正三角形的布管方式。

2.1 有限元模型的建立及簡化

正三角形布管時，換熱管是以60°周期性對稱布置的，因此，只需建立360°/12°的接頭模型即可。建立的模型，如圖3中著重顯示的部分。

計算時，在管板的外徑設(shè)置上，采用了Krips和Podhorsky等提出的等效套筒[2]方法。為了研究各種材料組合下的脹管狀態(tài)，在凝汽器前參考截面上，建立了具有流速分布狀態(tài)的有限元模型，如圖4所示。

圖4 模型在凝汽器前參考截面上的流速分布

建模時，換熱管的內(nèi)徑為23 mm；換熱管外徑為25 mm；換熱管長度為121 mm；換熱管伸出管板的長度為1 mm；管板厚度為40 mm；管板的開孔直徑為25.3 mm；孔距為32 mm。

材料的硬化形式，采用了各向同性Von Mise硬化模型[3]。選用Marc 2017軟件進(jìn)行計算，調(diào)用軟件的Hex7單元，建立有限元模型。計算時，考慮接觸及材料非線性行為[1]。

3 計算條件

在計算過程中，涉及了接觸非線性及材料非線性等狀態(tài)，計算比較復(fù)雜，所加載的負(fù)荷也是經(jīng)過反復(fù)試算后，才能最終確定。計算需分步進(jìn)行。首先在管內(nèi)施加一定壓力，迫使管子變形并與管板接觸，同時約束管板外端和管子的另一端。第二步計算時，放開管子上的約束，并增加管子內(nèi)表面上的壓力，使管板也發(fā)生較大的變形。隨后，再卸載管子內(nèi)表面的壓力。最終在管子的另一端施加拉力，測試管子接頭所能承受的拉脫力。計算時，在管板及管子的對稱面上，施加對稱約束力，選取的接觸面摩擦系數(shù)，為0.4[4-5]。在脹管處施加的壓力，如圖5所示。

圖5 在脹管處施加的壓力

4 分析與討論

通過計算和試驗(yàn)，針對各種開槽形式，分別對脹接后殘余應(yīng)力的分布狀態(tài)進(jìn)行了比較。脹管后的應(yīng)力分布狀態(tài)和位移，如圖6～圖9所示。從應(yīng)力分布可知，開槽部位的局部殘余應(yīng)力比無槽部位的應(yīng)力高了很多。較高的殘余應(yīng)力，有利于提高接頭承受軸向拉力的能力，但過高的殘余應(yīng)力，將產(chǎn)生多種不良的后果[6-8]。在管孔中間開槽后的管子脹緊率，明顯要大很多。雖然，在管孔中間開槽，可提高管子接頭的拉脫力，但還不能達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)中拉脫力的要求值。因此，按同等的脹接壓力進(jìn)行比較，在管孔的中間位置開槽并無優(yōu)勢。若僅為獲取足夠的拉脫力，討論的結(jié)果可能會不一樣，需進(jìn)一步進(jìn)行研究。對于開槽位置分別在近管側(cè)或近殼側(cè)的脹管狀態(tài)進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)當(dāng)開槽位置近殼側(cè)時，接頭的拉脫力大于開槽近管側(cè)的接頭拉脫力。

圖6 無槽時的應(yīng)力分布和位移(垂直對稱面)

圖7 近管側(cè)開槽后的應(yīng)力分布和位移(水平對稱面)

圖8 近殼側(cè)開槽后的應(yīng)力分布和位移(水平對稱面上)

圖9 單槽的應(yīng)力分布和位移(垂直對稱面上)

通過不同的脹管試驗(yàn)，列出了開槽與不開槽的脹接數(shù)據(jù)，還根據(jù)開槽位置的不同，測試了管子的脹緊率、管子減薄率、卸載后的回彈百分比等數(shù)據(jù)。脹管試驗(yàn)后所測數(shù)據(jù)，如表1所示。脹管是材料復(fù)雜的形變過程，不是僅用某個參數(shù)就能衡量脹管的效果，需要綜合考慮各種參數(shù)的影響，方可制訂出較佳的脹管工藝。

表1 脹管試驗(yàn)后所測數(shù)據(jù)

4 結(jié) 語

通過試驗(yàn)，分析了在管板孔內(nèi)開槽的各種形式，并對脹管的各項參數(shù)進(jìn)行計算和比較，尋求更佳的開槽形式和開槽位置。計算結(jié)果顯示，當(dāng)開槽位置接近殼側(cè)時，管子的脹緊率低而拉脫力較高。若在管孔中間位置開單槽，并不能提高管子的拉脫力。對于開槽后拉脫力的提升，主要應(yīng)增加開槽邊緣與管子接觸，當(dāng)有2個槽時，對管子的接觸邊緣要更多一些，因而拉脫力也就更大。同時，對于脹接接頭的評定，也應(yīng)制訂全面的評定標(biāo)準(zhǔn)，不應(yīng)僅對拉脫力進(jìn)行評定。目前，針對脹接的標(biāo)準(zhǔn)多著重于此，忽視了對接頭壽命的評定。為了建全脹接評定標(biāo)準(zhǔn)，還需對脹管時的變形進(jìn)行針對性的研究工作。