哈雷釬焊板式換熱器
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                管殼程壓力對換熱器脹接接頭性能的影響

                點擊:1560 日期:[ 2014-04-26 21:14:25 ]
                                     管殼程壓力對換熱器脹接接頭性能的影響                         陳 龍 劉巨?!『窦t 張 強                                (東北石油大學)     摘 要:選擇典型的開槽脹接接頭結構為研究對象,建立三維非線性有限元模型。經不同管、殼程壓力的數值計算得出,殼程壓力使管板與換熱管的接觸區在軸向上縮短,密封性和拉脫強度降低;管程壓力使接頭的拉脫強度逐漸增大,管板上端的最大殘余接觸壓力降低。為不同工作壓力下換熱管脹接結構的設計和施工提供了分析方法和理論依據。     關鍵詞:換熱器 脹接接頭 殘余接觸壓力 工作壓力     中圖分類號:TQ051·21   文獻標識碼:A   文章編號:0254-6094(2010)05-0571-05     換熱器脹接接頭的密封性能和拉脫強度主要取決于設計、加工和工作條件。在設計和加工方面,國內外學者針對開槽結構、脹接壓力等參數對殘余接觸壓力的影響進行了大量研究[1~5],基本上能夠滿足脹接接頭的設計和加工技術要求。在工作條件方面研究較少,由于所選參數不同,分析結果具有局限性,段成紅等人[6]采用有限元法分析了光孔脹接接頭在不同脹接壓力下,管、殼程壓差(4MPa以內)和溫差對最小殘余接觸壓力的影響規律。羅敏等人[7]采用有限元法分析了介質溫度對開槽脹接接頭性能的影響。筆者采用有限元法,分析工作壓力對開槽脹接接頭殘余接觸壓力的影響,評價其密封性能和拉脫強度。     1 換熱器脹接接頭結構                    選取典型開槽脹接接頭結構如圖1所示,換熱管為19mm×25mm,換熱管與管板的初始間隙為0. 2mm,管板厚度為98mm,換熱管和管板材料均為16Mn;液壓脹接長度為50mm,脹接壓力為160~200MPa;工作條件下接頭所處的管程和殼程壓力分別取0~30MPa。     2 有限元模型及接觸區軸向變化模擬     2.1 有限元模型     換熱管排列選取正三角形,考慮結構的對稱性,建立如圖2所示的三維有限元模型,該模型考慮了材料應變強化影響,屬帶初始間隙的接觸非線性、幾何非線性和材料非線性問題。采用AN-SYS軟件的結構單元SOLID45、接觸對單元CON-TA173與TARG170進行數值計算。                    在有限元模型中,邊界A為環向固定約束;邊界B是換熱管內表面,為壓力邊界;邊界C是未脹管板孔表面,為自由邊界;邊界D是換熱管上表面,為軸向固定約束;邊界E是管板外側圓柱表面,為徑向固定約束。     2.2 接觸區軸向變化模擬     脹接接頭在脹接壓力卸載后,換熱管與管板之間形成殘余接觸壓力p0c,該接觸壓力沿管板軸向方向有多處出現極值,沿圓周方向相差較小。因此,殘余接觸壓力p0c是軸向坐標z的函數,其中z坐標定義為沿管板軸線由管板上端指向下端的方向(圖1)。     脹接接頭加工完成后,管板兩端分別有脹不緊區域。當管程壓力pi作用時,管程介質從管板上端的脹不緊區域逐步進入接觸區,使殘余接觸壓力消失,直到殘余接觸壓力大于管程壓力為止,此時管板上端接觸區變化終止坐標為zpi;同樣,當殼程壓力po作用時,殼程介質從管板下端的脹不緊區域逐步進入接觸區,直到殘余接觸壓力大于殼程壓力為止,此時管板下端接觸區變化終止坐標為zpo;管殼程壓力作用后,管板與換熱管接觸軸向區間為zpo-zpi,使脹接密封性能和拉脫強度發生改變。為了進一步描述管、殼程壓力與殘余接觸壓力和接觸區的相互影響,建立了如下判別準則:     a.對于 z∈[0,zpi],都滿足pc*(z)≤pi且pc*(zpi)>pi,則[0,zpi)屬于管程壓力pi作用后的接觸消失區域。     b.對于 z∈(zpo,Hs]都滿足pc*(z)≤po且pc*(zpo)>po,則(zpo,Hs]屬于殼程壓力Po作用后的接觸消失區域。     上述判別原則中,pc*(z)為工作壓力下管板與換熱管接觸區的殘余接觸壓力,Hs為管板與換熱管脹接長度,小于管板厚度。     由于工作壓力與接觸區軸向變化是一個非線性關系,根據以上判別準則,設計了工作壓力作用下接觸區軸向變化模擬計算框圖(圖3)。                     3 計算結果及分析     3.1 不同管、殼程壓力下的密封性能分析     脹接壓力為160~200MPa時,換熱管與管板的殘余接觸壓力沿軸向分布曲線如圖4所示。由圖4可知,接觸區沿軸向有4處殘余接觸壓力出現峰值,最大殘余接觸壓力發生在管板上端,定義為第1道密封環,依次為第2~4道密封環,其值隨著脹接壓力的增大而增大。                     不同脹接壓力和不同管、殼程壓力下,接觸區沿軸向位置變化見表1、2。由表1可知,管程介質從管板上端進入脹接縫隙,由于第1道密封環的殘余接觸壓力較大,隨著管程壓力升高,接觸區軸向位置不發生變化,一直在距管板上端26mm處。由表2可知,殼程介質從管板下端進入脹接縫隙,隨著殼程壓力的升高,殼程介質逐漸從第4道密封環滲透到第1道密封環附近,使接觸區軸向位置由62mm或63mm變為26mm或27mm,加工時形成的密封環基本消失。限于篇幅,以脹接壓力200MPa為例,不同管、殼程壓力下的殘余接觸壓力變化如圖5、6所示。                                   由圖5可知,隨著管程壓力的升高,第1道密封環處的殘余接觸壓力逐漸降低,其他各處的殘余接觸壓力反而逐漸增大,這是因為管程壓力在脹接縫隙中作用時,第1道密封環位置不變,而管板上端發生變形所致。由圖6可知,隨著殼程壓力的升高,接觸區的最大殘余接觸壓力先無顯著變化,而后略有降低;第4道密封環的殘余接觸壓力逐漸降低;當殼程壓力為30MPa時,第2~4道密封環徹底消失,這是因為殼程壓力在接觸區內首先作用在第4道密封環處,當殼程壓力使該密封環消失后,第3道和第2道密封環也相繼消失,并最終使殼程壓力作用在第1道密封環上。     圖7給出了不同脹接壓力下,換熱管與管板的最大殘余接觸壓力隨管、殼程壓力變化的曲線。由圖7可知,接頭的最大殘余接觸壓力峰值隨著管程壓力的升高而緩慢減小,隨著殼程壓力的升高先不變而后迅速降低。在脹接壓力為160MPa時,當殼程壓力小于臨界值5MPa時對最大殘余接觸壓力峰值影響不大,反之該峰值隨著殼程壓力升高而迅速下降。同理,脹接壓力分別為170、180、190、200MPa時,其殼程的臨界壓力分別為10、15、20、25MPa,最大殘余接觸壓力峰值在殼程臨界壓力內基本不變,反之最大殘余接觸壓力峰值隨著殼程壓力的升高而迅速下降。                        綜上所述,隨著管程壓力增加,脹接接頭在加工時形成的密封環軸向位置不變,但密封性能下降;隨著殼程壓力增加,密封環位置和密封性能都在變化,特別是當殼程壓力大于其臨界值時,密封性能呈快速下降趨勢。因此,在工作壓力作用下,能夠確保脹接接頭加工時的密封性能,建議選擇脹接壓力時考慮殼程壓力。對于本文研究的脹接接頭,在殼程壓力小于5、10、15、20、25MPa時,脹接加工壓力應大于160、170、180、190、200MPa。     3.2 不同管、殼程壓力下拉脫強度分析     根據各脹接壓力下不同管、殼程壓力的殘余接觸壓力和接觸區域進行計算,可得接頭的拉脫力隨管、殼程壓力的變化如圖8所示。                     圖8接頭拉脫力隨管、殼程壓力變化曲線由圖8可知,不同脹接壓力下接頭的拉脫力隨著管程壓力的升高而逐漸增大,隨著殼程壓力的升高先略有降低,超過臨界壓力后快速下降。在脹接壓力為160MPa,殼程壓力小于臨界值5MPa時,接頭的拉脫力隨著殼程壓力的升高而略有降低,反之隨著殼程壓力升高而迅速降低。同理,在脹接壓力分別為170、180、190、200MPa時,對應的臨界殼程壓力為10、15、20、25MPa,當殼程壓力小于臨界值時對接頭的拉脫力影響不明顯,反之接頭拉脫力隨著殼程壓力升高而迅速降低。因此,當殼程壓力分別小于5、10、15、20、25MPa時,為使接頭保持其加工時的拉脫強度,脹接壓力需大于160、170、180、190、200MPa。     4 結論     4.1 脹接接頭的殘余接觸壓力隨脹接壓力升高而增大,最大值發生在管板上端的第1道密封環上。同一脹接壓力下,隨著管程壓力的升高,最大殘余接觸壓力逐漸減小,其他接觸區的殘余接觸壓力逐漸增大;隨著殼程壓力的升高,接頭的最大殘余接觸壓力先保持不變,當殼程壓力達到臨界值后呈快速下降,直到最大殘余接觸壓力消失。     4.2 不同脹接壓力加工后的脹接接頭,隨著管程壓力0~30MPa變化時,接觸區軸向位置不變,始終在管板上端第1道密封環處;在殼程壓力0~30MPa作用下,接觸區軸向位置先在第4道密封環處,當殼程壓力大于臨界值時,接觸區軸向位置逐漸變為第1道密封環處。     4.3 不同脹接壓力下的接頭拉脫力隨著管程壓力的升高而逐漸增大,隨著殼程壓力的升高先略有降低,超過臨界值后迅速下降。     4.4 對于筆者所研究的脹接接頭,在脹接加工壓力為160、170、180、190、200MPa時,其殼程壓力的臨界值分別為5、10、15、20、25MPa,建議該類脹接接頭的殼程工作壓力應低于臨界壓力。 參考文獻 1·劉敏珊,王素珍,董其伍等.換熱管與管板液壓脹接的數值研究.化工設備與管道, 2007, 44(4): 30~34 2·梁新文,劉巨保,黃紅軍. E3201換熱器液壓脹接接頭的非線性有限元分析.石油工業技術監督, 2006, 22(3): 13~16 3·段成紅,錢才富.換熱器管子與管板接頭拉脫力的研究.北京化工大學學報, 2007, 34(3): 308~312 4·WangH F, Sang Z F. Effect ofGeometry ofGrooves onConnection  Strength of Hydraulically Expanded Tube-to-Tubesheet Joints.  JournalofPressureVessel Technology ofASME, 2005, 127(4): 430~435 5·Al-Aboodi A, Merah N, Shuaib A R et a.l FEA of theEffects of  InitialTube-TubesheetClearance, WallReduc-tion and Material Strain  Hardening on Rolled JointStrength. JournalofPressureVessel technology  of ASME,2008, 130(4): 1204~1210 6·段成紅,錢才富.操作條件對脹接接頭密封性能的影響.化工設備與管道, 2007, 44(2): 18~21 7·羅敏,于海,劉巨保等.介質溫度對換熱器脹接接頭的影響分析.化工機械, 2008, 35(4): 228~231
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