王海峰,桑芝富
（南京工業(yè)大學機械與動力工程學院,江蘇南京　210009）
液壓脹接是近幾年來發(fā)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,其連接質量的好壞直接影響到生產的安全可靠。國內外學者及工程技術人員對接頭性能曾開展過一些研究工作。Ｓｃｏｔｔ等人采用應力腐蝕試驗及Ｘ射線衍射試驗等研究了液壓脹接接頭過渡區(qū)的殘余應力和殘余變形[1]。Ｓ.Ｗｅｉｎｓｔｏｃｋ等對應變強化和材料隨溫度變化的特性等因素進行了理論和試驗兩方面的探討[2]。桑芝富等對換熱器管子與管板脹接結構的連接強度、耐壓性能及疲勞強度等進行了試驗研究[3]。顏惠庚等人也曾對液壓脹接開展了一些試驗研究工作[4]。試驗方法耗費較多的財力和時間,且由于各種因素的影響,測量結果的性受到限制。液壓脹管過程的理論和計算研究主要包括基于平面問題的理論解和數(shù)值解等[5～7],其主要討論了脹接過程中管子與管板的塑性區(qū)擴展、脹后殘余接觸壓力和殘余變形分布規(guī)律等問題。
    文中采用有限元法模擬了液壓脹接接頭脹后連接性能,討論了工作溫度對接頭連接強度和密封能力的影響,并對液壓脹接的使用條件做了探討。
    1　液壓脹接有限元模擬液壓脹接的數(shù)值模擬嚴格地講是個三維問題,考慮到求解三維問題的復雜性,一般將管板簡化為一定尺寸的圓柱套筒,即合理確定管板的剛度,可將三維接觸問題簡化為二維軸對稱問題,該處理既提高了計算效率,又能保證一定的精度。筆者就該方法的可行性在文獻[8]中做過討論。文中的有限元計算模型均采用二維軸對稱模型。
1.1　模型建立
     幾何模型見圖1。換熱管的管口伸出管板端面2ｍｍ,管子為 25ｍｍ×2ｍｍ的10鋼,管板為16Ｍｎ鍛件,厚度δ=50ｍｍ,管孔直徑Ｄｅ=25.4ｍｍ,根據(jù)文獻[9],取等效套筒直徑Ｄ=44ｍｍ。1 2　單元選用及分網(wǎng)管子和管板選用4節(jié)點等參單元（ＰＬＡＮＥ42）。管子與管板的接觸采用二維面 面接觸單元Ｃｏｎ ｔａｃｔ172和目標單元Ｔａｒｇｅ169模擬。摩擦類型取修正的庫侖摩擦模型,即當管子與管板的接觸摩擦力超過σｓｔ/3時接觸面間發(fā)生相對滑動,σｓｔ為換熱管的屈服強度,摩擦因數(shù)取0.2,接觸算法采用罰函數(shù)與拉格朗日組合法。管子與管板的材料分別為10和16ＭｎⅡ,材料塑性為雙線性等向強化,服從Ｍｉｓｅｓ屈服準則。采用ＡＮＳＹＳ程序對模型進行分網(wǎng)計算,網(wǎng)格圖見圖2。
 
1.3　邊界條件和載荷
    管板的上、下外邊緣及管子的殼程側截面加軸向約束,主要分2個大的階段加載。第1個階段是接頭液壓脹接過程的模擬,分為2個載荷步,第1個載荷步在管子內壁施加大小為脹接壓力的內壓,第2個載荷步施加0ＭＰａ,分別來模擬脹接的加載和卸載過程,脹接壓力的作用范圍在距管板上、下邊緣各2ｍｍ以內,模擬脹頭的作用位置。第2個階段的載荷根據(jù)研究問題將接頭在工作狀態(tài)下的溫度和流體壓力分多個載荷步加載。為提高求解過程的收斂速度,保證非線性計算的穩(wěn)定性,主要采取以下措施:打開自動時間步長;使用*的Ｎｅｗｔｏｎ Ｒａｐｈｓｏｎ迭代,以保證每次平衡迭代使用正切剛度矩陣;采用線性搜索使計算穩(wěn)定化。將以上2個載荷步寫入載荷步文件,進行連續(xù)求解。
1.4　計算結果及分析
    接頭連接性能包括連接強度和泄漏壓力2個指標。接頭的連接強度通常用拉脫應力ｑ來定量表征,含義為單位脹接接觸面積上接頭所能提供的軸向力,可表達為:
ｑ=Ｆ/（πｄｌ）（1）
式中,Ｆ為筆者通過接頭拉伸模擬得到接頭沿軸向連接破壞的外力,Ｎ;ｄ為換熱管外徑,ｌ為脹接長度,ｍｍ。泄漏壓力是評價接頭連接性能的另一重要指標,以往文獻中大多通過試驗方法未確定接頭冷態(tài)的密封壓力,主要通過接頭殘余接觸壓力來分析計算,缺少有關泄漏壓力的定量計算。與前人所做工作不同,筆者通過ＡＮＳＹＳ參數(shù)化語言ＡＰＤＬ控制流體壓力的加載,即流體壓力在按照一定的增量施加前,檢查前一次壓力作用后的接頭接觸情況,對接觸壓力小于某一數(shù)值的部位施加流體壓力,認為該部位已有流體滲透,文中取沿流體滲透方向接觸壓力小于2ＭＰａ作為評價流體滲透的準則。為簡化問題,筆者在討論接頭密封性能時僅考慮換熱器殼程受壓的情況。因此,脹接接頭密封性準則概括為,隨著換熱器殼程壓力的升高,接頭接觸壓力低于2ＭＰａ的部位有流體滲透,當滲透范圍擴展到脹接接頭邊緣時,該接頭密封失效。
    以下算例取液壓脹接壓力ｐ=160ＭＰａ,研究接頭脹后連接強度和密封性能,有限元計算模型如前所述。
1.4.1　脹后連接強度
    為研究接頭的連接強度,筆者做了拉伸試驗模擬。模擬方法是在模擬接頭脹接過程的基礎上,在換熱管殼程側端面分10個載荷步加載軸向位移進行穩(wěn)態(tài)分析,大小分別為0.1、0.5、1、5、10、15、20、30、35和40（單位均為ｍｍ）,模擬接頭在試驗機上進行拉伸試驗時的加載情況。通過后處理得到的節(jié)點反力作為接頭軸向拉伸的外力,其隨時間變化的曲線見圖3,由于進行穩(wěn)態(tài)分析,時間不具有物理意義。從圖3中可看出,接頭所能承受的zui大軸向拉伸外力Ｆ=9305Ｎ,根據(jù)式（1）得接頭強度指標拉脫應力ｑ=2.58ＭＰａ。拉脫試驗模擬結果與摩擦因數(shù)的選取有關,參照文獻[4]取摩擦因數(shù)為0.2,結果偏于安全。在文獻[10]中,該模型的試驗拉脫外力為10350Ｎ,文中數(shù)值計算結果與之吻合較好。脹接壓力對接頭的連接強度有顯著影響,接頭的拉脫應力ｑ隨脹接壓力ｐ的變化見圖4。
 
1. 4.2　脹后密封性能
    本算例脹后密封性能分析的方法是在模擬液壓脹接的基礎上,在殼程側管板表面和換熱管外表面以1ＭＰａ為初始壓力及1ＭＰａ為載荷增量進行多載荷步加載壓力來實現(xiàn)的。在每個載荷步設定之前,要檢查上一次加載后接頭接觸情況,對流體滲透的部位,需在新的載荷步中加載流體壓力,在多載荷步循環(huán)求解過程中,當滿足上述接頭密封失效準則時,求解結束,記下當前流體壓力作為接頭泄漏壓力ｐＬ。接頭脹接結束后和殼程壓力為33ＭＰａ密封失效時的殘余接觸壓力分別見圖5和圖6,流體滲透隨密封試驗壓力的變化見圖7,圖中ｙ為滲透位置距管板管箱側表面的距離。值得注意的是,接頭的殘余接觸壓力沿管子軸線方向是不均勻的,在本算例中管板厚度為50ｍｍ,接頭連接的兩端接觸壓力比較高,形成重要的密封帶,當密封試驗壓力超過25ＭＰａ時,流體以較高的速度滲透。液壓脹接壓力能顯著提高接頭的密封能力,接頭泄漏壓力與脹接壓力的變化見圖8。
 
 
2　工作溫度對接頭連接性能的影響
   為了分析工作溫度對算例中接頭連接強度的影響,在模擬液壓脹接過程后,分多載荷步施加節(jié)點的溫度載荷,模擬接頭從室溫升到工作溫度再降到室溫的過程。為了研究工況的波動情形,總共施加了3個升溫 降溫循環(huán),每個溫度循環(huán)的升溫過程從室溫按100℃的增量遞增到400℃,降溫則按照相同量遞減到室溫,在分析時不考慮蠕變的影響。溫度循環(huán)對接頭拉脫應力和泄漏壓力的影響分別見圖9和圖10。
 
    研究結果表明:①接頭的連接強度隨溫度升高先增加后減小,400℃時的連接強度比室溫時的連接強度降低約15%。接頭的泄漏壓力有相同的變化規(guī)律,400℃時的泄漏壓力比室溫時降低約20%。這是由于管子（10鋼）比管板材料（16Ｍｎ鍛件）的熱膨脹系數(shù)高,在室溫時二者差2.97×10-6/℃,隨著溫度升高,差別逐漸減小,到400℃時降為0.22×10-6/℃,但與此同時材料的屈服強度降低,因此接頭連接強度和密封能力有上述規(guī)律。②經過第1個升溫 降溫循環(huán)回復到室溫后,接頭連接強度和密封能力比脹接結束后都有所降低,接頭經過第2個和第3個循環(huán)后連接性能不變,該現(xiàn)象與文獻[11]報道的機械脹接的情況相似。
3　結語
（1）利用接觸單元技術,能模擬依靠過盈或塑性變形形成連接件的強度和密封性能,并能考慮工作載荷對其連接性能的影響,對類似工程問題的解決有借鑒價值。
（2）在ＧＢ151-1999《管殼式換熱器》中規(guī)定,管殼式換熱器脹接連接只適用于設計溫度小于或等于300℃的場合,但經計算表明只要注意管子與管板材料的匹配和選擇合適的脹接壓力,接頭的連接性能仍然能夠得到保證,相關資料也有脹接用于高于300℃場合的報導,如艦用鍋爐。因此,標準中的規(guī)定還有待商榷。
（3）液壓脹接壓力能夠顯著提高接頭的連接性能,同機械脹接相比,液壓脹接的成型規(guī)律有所不同,其不易形成過脹,因此在實際應用時可適當增加液壓脹接壓力。
（4）通過建立二維軸對稱模型討論了換熱器液壓脹接接頭連接性能,對周圍管孔的影響還有待于進一步研究。