蠕變對(duì)液壓脹接的管板接頭殘余接觸壓力的影響分析

姚興安，王海峰

(南京工業(yè)大學(xué)，江蘇 南京 211816)

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蠕變對(duì)液壓脹接的管板接頭殘余接觸壓力的影響分析

姚興安，王海峰

(南京工業(yè)大學(xué)，江蘇 南京 211816)

利用非線(xiàn)性有限元方法對(duì)TA2換熱管與TA2-Q345R復(fù)合管板連接接頭進(jìn)行脹接模擬，并將脹接后的殘余接觸壓力場(chǎng)作為蠕變分析的預(yù)定義場(chǎng)，進(jìn)行蠕變順次耦合分析，研究不同溫度下TA2純鈦蠕變對(duì)脹接殘余接觸壓力的影響。結(jié)果表明，脹接后的接觸面存在兩個(gè)高應(yīng)力環(huán)帶，TA2純鈦管與鈦覆層脹接區(qū)域的接觸壓力較高。受TA2純鈦蠕變的影響，脹接接頭的殘余接觸壓力開(kāi)始下降很快，之后趨于平緩，但80 ℃工況下的最終殘余接觸壓力比20 ℃要低。當(dāng)溫度達(dá)到150 ℃時(shí)，TA2純鈦出現(xiàn)了蠕變飽和現(xiàn)象，使得殘余接觸壓力相對(duì)提高，延長(zhǎng)了熱交換器液壓脹接接頭的使用壽命。當(dāng)溫度達(dá)到225 ℃以后，TA2純鈦蠕變特征不再出現(xiàn)，殘余接觸壓力只受熱應(yīng)力的影響，隨溫度升高而降低。

TA2純鈦；復(fù)合管板；殘余接觸應(yīng)力；順次耦合；蠕變飽和

0 引 言

鈦制熱交換器作為一種重要的換熱設(shè)備，在工業(yè)生產(chǎn)中有著較為廣泛的應(yīng)用。通常鈦制熱交換器換熱管多為T(mén)A2純鈦管，管板則多為鈦-鋼復(fù)合板[1]，這樣不僅管程可走腐蝕性介質(zhì)，還可避免因采用全鈦管板而帶來(lái)的經(jīng)濟(jì)損耗。但是，鈦材的彈性模量較低，只為鋼材的一半左右，且屈服強(qiáng)度高、泊松比大，脹接后鈦管的回彈量遠(yuǎn)比鋼制管板的回彈量大，使得鈦管與鋼制管板在脹接完成瞬間有效接觸壓力下降很多[2]。并且鈦材在常溫下具有蠕變特征，可能會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱管與管板脹接接頭發(fā)生應(yīng)力松弛，引起換熱管與管板之間的泄漏[3]。目前，大部分研究集中在熱交換器工作載荷對(duì)殘余接觸壓力的影響上，而針對(duì)蠕變對(duì)換熱管與管板連接性能影響的研究較少。林金峰等人[4]雖然對(duì)鈦制換熱管與鋼制管板接頭進(jìn)行了脹接模擬，并指出脹接接頭受鈦材蠕變影響會(huì)發(fā)生應(yīng)力松弛，但未進(jìn)行深入研究。為此，本研究利用非線(xiàn)性有限元分析法，深入探索不同溫度下蠕變對(duì)TA2換熱管與TA2-Q345R復(fù)合管板液壓脹接接頭殘余接觸壓力的影響，以期對(duì)鈦制熱交換器脹接接頭使用性能的評(píng)估與預(yù)測(cè)提供一定的指導(dǎo)意義。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 脹接模擬

液壓脹接是利用液體壓力作用于換熱管內(nèi)表面，使之產(chǎn)生大的塑性變形而與管板孔發(fā)生接觸并依靠卸除壓力后的殘余應(yīng)力使管子與管板達(dá)到緊密連接，其脹接壓力比較均勻，并且可以精確控制，即使是厚管板的全厚度脹接也可以一次性完成。此外，液壓脹接還具有效率高、對(duì)換熱管圓度要求不高且損傷較小等眾多優(yōu)點(diǎn)[4]。為此，選用液壓脹接對(duì)鈦制換熱管與鈦-鋼復(fù)合管板進(jìn)行脹接。

1.1.1 幾何模型

鈦制換熱管與鈦-鋼復(fù)合板液壓脹接的七孔管板結(jié)構(gòu)模型如圖1a所示。有限元幾何模型取管板接頭結(jié)構(gòu)的1/12，其A-A剖面如圖1b所示。 有限元幾何模型中的中心換熱管材料為T(mén)A2純鈦，管板材料為T(mén)A2純鈦與Q345R鋼的復(fù)合材料，鈦覆層和基體厚度分別為10 mm和40 mm，圓管板外圓直徑為100 mm，換熱管規(guī)格為φ25 mm×1.5 mm，管孔直徑為25.4 mm，管孔中心距為32 mm，換熱管長(zhǎng)度取150 mm。

圖1 鈦制換熱管與鈦-鋼復(fù)合板液壓脹接的七孔管板結(jié)構(gòu)模型及A-A剖面圖Fig.1 Diagram of seven holes tubesheet model of hydraulically expanded titanium tube and Ti-steel composite sheet and A-A section

1.1.2 有限元網(wǎng)格

換熱管與管板液壓脹接模擬的三維有限元網(wǎng)格模型如圖2所示。使用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元solid185，接觸采用三維面面接觸單元Contact174和目標(biāo)單元Targe170，摩擦因子取0.2。TA2純鈦和Q345R鋼塑性采用雙線(xiàn)性等向強(qiáng)化模型，常溫下Q345R鋼屈服強(qiáng)度為347 MPa、切線(xiàn)模量為2 090 MPa，TA2純鈦屈服強(qiáng)度為492 MPa、切線(xiàn)模量為700 MPa。

1.1.3 載荷及邊界條件

在管板上下端面的外邊緣以及殼程側(cè)換熱管端面施加軸向位移約束，圖1a中0°和30°方向上換熱管與管板截面施加對(duì)稱(chēng)約束。脹接區(qū)域?yàn)榫喙馨迳舷露嗣? mm以?xún)?nèi)，在該區(qū)域的換熱管內(nèi)壁施加脹接壓力以模擬脹接接頭的位置。脹接過(guò)程分為兩個(gè)載荷步，第一個(gè)載荷步是在換熱管內(nèi)表面脹接區(qū)域施加420 MPa的脹接壓力，第二個(gè)載荷步是在換熱管表面施加0 MPa的壓力，從而模擬脹接的加載和卸載過(guò)程。

圖2 脹接接頭的有限元網(wǎng)格模型Fig.2 Finite element model of expanded joint

1.2 蠕變分析

將1.1節(jié)中液壓脹接接頭的殘余應(yīng)力場(chǎng)作為蠕變分析的預(yù)定義場(chǎng)，在蠕變分析求解前，將其讀入到蠕變有限元分析中，從而研究換熱管與管板液壓脹接接頭在不同蠕變工況下的脹接殘余接觸壓力。脹接殘余接觸壓力是衡量脹接接頭連接強(qiáng)度與密封性的重要指標(biāo)，脹接殘余接觸壓力越大，接頭的密封性越好，連接強(qiáng)度越高[4]。

1.2.1 材料參數(shù)

鈦合金用于制作壓力容器時(shí)其使用溫度一般不超過(guò)300 ℃[5]。GB 150—2011《壓力容器》中規(guī)定鈦-鋼復(fù)合板的使用溫度不超過(guò)350 ℃。因此本研究中脹接接頭的工作載荷主要考慮300 ℃以下的均勻溫度載荷，主要研究蠕變對(duì)TA2純鈦管與TA2-Q345R復(fù)合管板接頭殘余接觸壓力的影響，不考慮Q345R鋼的蠕變[6]。TA2純鈦的物理性能如表1所示，Q345R鋼的物理性能如表2所示[7]。

表1 TA2純鈦的物理性能

表2 Q345R鋼的物理性能

1.2.2 蠕變本構(gòu)模型

TA2純鈦的蠕變本構(gòu)方程為[8]：

ε=C1σC2tC3+1e-C4/T/(C3+1)

(1)

式中，ε為蠕變應(yīng)變；σ為應(yīng)力，MPa；t為時(shí)間，h；T為溫度，K；C1，C2，C3，C4均為隨溫度變化的常數(shù)，如表3所示[9]。

表3 TA2純鈦的蠕變常數(shù)

1.2.3 蠕變分析過(guò)程

蠕變分析仍采用脹接模擬所采用的有限元模型，邊界條件不變，對(duì)整個(gè)接頭施加均勻溫度場(chǎng)。為了研究脹接接頭在不同蠕變工況下的連接性能，選取了20、80、150、225、300 ℃ 5個(gè)溫度場(chǎng)。蠕變分析前，讀入1.1節(jié)中脹接模擬得到的殘余應(yīng)力數(shù)據(jù)，作為蠕變分析的初始應(yīng)力。蠕變分析中，第一步先進(jìn)行不考慮蠕變效應(yīng)的熱應(yīng)力靜態(tài)分析，設(shè)置時(shí)間為10-7h，第二步考慮蠕變效應(yīng)，設(shè)置時(shí)間為105h，并設(shè)置蠕變比率控制，本研究設(shè)置為8。對(duì)于大多數(shù)材料，在早期階段，蠕變應(yīng)變速率顯著改變，故而應(yīng)用較小的初始時(shí)間步長(zhǎng)增量，設(shè)初始時(shí)間步長(zhǎng)為10-5h(最小時(shí)間步長(zhǎng)為10-5h，最大時(shí)間步長(zhǎng)為200 h[10])。

2 結(jié)果與討論

2.1 脹接殘余接觸壓力分布

液壓脹接后，脹接接頭的殘余接觸壓力分布如圖3所示。為了更好地了解接觸壓力的分布，定義了兩條軸向路徑A-A、B-B和兩條周向路徑C-C、D-D。

圖3 脹接接頭的殘余接觸壓力分布圖Fig.3 The residual contact stress distribution of expanded joint

由圖3可見(jiàn)，換熱管與管板脹接區(qū)域殘余接觸壓力沿軸向分布不均勻，脹接區(qū)域上下兩端都存在高應(yīng)力環(huán)帶，位于TA2純鈦管與管板TA2純鈦覆層接觸區(qū)域的高應(yīng)力環(huán)帶壓力較高，TA2純鈦管與管板Q345R鋼基體接觸區(qū)域的高應(yīng)力環(huán)帶壓力較低，其原因在于鈦材的彈性模量是普通鋼材的一半左右，并且屈服強(qiáng)度較高，脹接后鈦管的回彈量比Q345R鋼管板的回彈量大。此外，接觸壓力沿環(huán)向分布也不均勻，靠近管孔側(cè)的接觸壓力較高。經(jīng)計(jì)算得到整個(gè)接頭的平均接觸壓力為27.18 MPa。

軸向路徑和周向路徑的殘余接觸壓力分布曲線(xiàn)如圖4所示。由圖4a可以看出，接觸壓力沿軸向分布不均勻，在兩側(cè)有高應(yīng)力值，中間區(qū)域接觸壓力上下起伏較小，整體沿軸向呈上升趨勢(shì)，受管孔的影響，路徑A-A的接觸壓力比路徑B-B高。由圖4b可以看出，在兩個(gè)高應(yīng)力密封帶區(qū)域，接觸壓力變化不是特別大，且路徑D-D對(duì)應(yīng)的密封帶接觸壓力要高于路徑C-C。

2.2 蠕變變形

脹接接頭的蠕變計(jì)算結(jié)果如圖5所示。結(jié)果表明，蠕變變形較大的區(qū)域主要集中在換熱管與管板接觸上下端處以及鈦層管板施加位移約束的地方。20 ℃時(shí)，105h后蠕變應(yīng)變最大為9.316×10-3，80 ℃時(shí)蠕變應(yīng)變最大為6.13×10-3，150 ℃時(shí)，由于鈦材發(fā)生蠕變飽和，105h后蠕變應(yīng)變反而有所減小，最大值為5.562×10-3。

圖4 軸向(a)及周向(b)殘余接觸壓力分布曲線(xiàn)Fig.4 The residual contact stress distribution in the axial(a)and circumferential(b)directions

圖5 脹接接頭在20 ℃(a)、80 ℃(b)和150 ℃(c)的蠕變應(yīng)變分布圖(t=105 h)Fig.5 Equivalent creep strain of expanded joint at 20 ℃(a)、80 ℃(b)and 150 ℃(c)

2.3 蠕變對(duì)平均脹接殘余接觸壓力的影響

5種不同溫度蠕變條件下，平均脹接殘余接觸壓力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)如圖6所示。由圖6可知，受鈦材發(fā)生蠕變的影響，換熱管與管板液壓脹接接頭發(fā)生了應(yīng)力松弛，殘余接觸壓力在短時(shí)間內(nèi)迅速下降，之后逐漸趨于平緩。20 ℃時(shí)殘余接觸壓力在105h后下降到了7.6 MPa；80 ℃時(shí)，蠕變對(duì)殘余接觸壓力的影響更加顯著，105h后殘余接觸壓力只有5.9 MPa；150 ℃時(shí)，鈦材發(fā)生蠕變飽和，因此蠕變特征并不明顯，在105h后平均殘余接觸壓力為8.14 MPa；225 ℃后，不再出現(xiàn)顯著的蠕變特征，蠕變對(duì)殘余接觸壓力的影響可以忽略[9]。因?yàn)闊釕?yīng)力的影響，溫度達(dá)到225 ℃之后，殘余接觸壓力隨溫度的升高而降低，225 ℃的殘余接觸壓力為17.81 MPa，300 ℃的殘余接觸壓力為13.5 MPa。

3 結(jié) 論

(1)TA2純鈦換熱管與TA2-Q345R復(fù)合管板脹接模擬結(jié)果表明，脹接后的接觸面存在兩個(gè)高應(yīng)力環(huán)帶，且鈦材與鈦材脹接區(qū)域的接觸壓力較高。

圖6 不同溫度蠕變條件下平均殘余接觸壓力隨時(shí)間的變化曲線(xiàn)Fig.6 Curves for the residual contact stress with time considering creep effect at different temperatures

(2)在20、80、150 ℃工況下，殘余接觸壓力具有開(kāi)始快速下降，之后趨于平緩的特征，但80 ℃工況下的最終殘余接觸壓力比20 ℃要低,即80 ℃工況下脹接接頭的連接強(qiáng)度和密封性要好于20 ℃。當(dāng)溫度達(dá)到150 ℃時(shí)，鈦材出現(xiàn)了蠕變飽和現(xiàn)象，使得殘余接觸壓力相對(duì)提高，即脹接接頭的連接強(qiáng)度和密封性有所提高。當(dāng)溫度達(dá)到225 ℃時(shí)，蠕變特征不再出現(xiàn)。高于225 ℃后，殘余接觸壓力隨時(shí)間不再變化。因此當(dāng)溫度較高時(shí)，反而能提高液壓脹接接頭的連接強(qiáng)度和密封性，延長(zhǎng)使用壽命。

[1]馬秋林,張莉,徐宏,等.工業(yè)純鈦TA2室溫蠕變第1階段特性研究[J]. 稀有金屬材料與工程,2007,36(1):11-14.

[2]張莉,徐宏,王志文,等.鈦制換熱器設(shè)計(jì)與制造關(guān)鍵技術(shù)研究[C]//中國(guó)化工學(xué)會(huì)2008年化工機(jī)械年會(huì)論文集.上海：中國(guó)化工協(xié)會(huì)，2008.

[3]Zhang L, Xu H, Ma Q L, et al. Low-temperature Creep Behavior of Commercially Pure Titanium TA2[J]. Rare Metal Materials and Engineering,2008,37(12):2114-2117.

[4]林金峰. 鈦換熱管脹接研究[D].上海:華東理工大學(xué),2011.

[5]董大勤,袁鳳隱. 壓力容器設(shè)計(jì)手冊(cè)[M]. 北京: 化學(xué)工業(yè)出版, 2005.

[6]楊芳毓. 壓力容器的高溫蠕變[J]. 石油化工設(shè)備,1986(3):48-55.

[7]王海峰,馬鳳麗,桑芝富. 先脹后焊連接中焊接對(duì)脹接連接強(qiáng)度的影響[J]. 壓力容器,2010,27(12):13-20.

[8]王清明. 高溫條件下壓力容器熱彈塑性蠕變分析[J]. 石油機(jī)械,2007,35(11): 14-16.

[9]Peng J, Zhou C Y, Dai Q, et al. The temperature and stress dependent primary creep of CP-Ti at low and intermediate temperature[J]. Materials Science and Engineering A, 2014, 611: 123-135.

[10]王珂,劉遵超,劉彤,等.管殼式換熱器殼體的高溫蠕變有限元分析[J]. 機(jī)械工程材料,2014,38(4):87-90.

Effect of Creep on Residual Contact Stress of Hydraulically Expanded Tube-to-tubesheet Joints

Yao Xingan，Wang Haifeng

(Nanjing Tech University, Nanjing 211816, China)

The expansion simulation for connection joint of TA2 tube and TA2-Q345R composite tubesheet was carried out by nonlinear finite element method. Then the subsequent coupling analysis of creep was performed by regarding the residual contact stress field of the post-expanded joint as the predefined field of creep analysis. The effect of the creep for TA2 on the residual contact stress, namely the connection strength and tightness of tube-to-tubesheet joints were investigated under different temperatures. The results show that there are two high stress zones on the contact surfaces, and the contact stress between TA2 tube and TA2 tubesheet is higher. The results also show that the residual contact stress of the joint drops quickly at the beginning and then tends to even as a result of creep for TA2. But the residual contact stress at 80 ℃ is lower than at 20 ℃.When the temperature approaches 150 ℃, creep saturation appears and the residual contact stress is enhanced relatively, which prolongs the working life of expanded tube-to-tubesheet joints of heat-exchanger. When the temperature approaches 225 ℃, the creep behavior no longer exists, and the residual contact stress is only susceptible to temperature and drops with the rise of temperature.

TA2 titanium; composite tubesheet; residual contact stress; subsequent coupling; creep saturation

2016-04-11

王海峰(1976—)，男，副教授。

TG146.2+3

A

1009-9964(2016)05-0041-05