沙 源

(中國石化工程建設有限公司，北京 100101)

合金825屬于鐵鎳基合金，不但具有較高的機械性能，而且耐蝕性突出【1-2】。合金825的換熱管被廣泛應用于腐蝕環(huán)境較為苛刻的石油化工裝置中的冷換設備上，例如加氫裝置的反應產(chǎn)物換熱器和空冷器的管束，當換熱器管程側介質(zhì)溫度處于銨鹽結晶溫度，需考慮銨鹽和氯離子腐蝕時，換熱管材料選擇合金825的居多。

國內(nèi)某渣油加氫裝置的多臺熱高分氣蒸汽發(fā)生器采用了合金825管束，在運行后不久即多次發(fā)生換熱管泄漏故障。經(jīng)過專家分析評估，認為主要原因是殼程介質(zhì)鹵水進入管板間隙處，不斷濃縮的鹵水造成合金825換熱管從管外壁發(fā)生堿腐蝕，引發(fā)換熱器產(chǎn)生應力腐蝕泄漏。合金825抗塑性變形能力強，脹管難度大，容易出現(xiàn)欠脹，使得換熱管與管板之間存在縫隙，為縫隙腐蝕的產(chǎn)生提供了條件。換熱管與管板脹接后密封性能的好壞對于避免縫隙腐蝕至關重要，為確保脹接的密封效果除需選擇合理的脹接型式外，確定合適的脹接工藝也非常關鍵。

本文對常用的貼脹脹接結構及優(yōu)化后的開槽脹脹接結構進行了有限元模擬分析，并對開槽脹脹接結構以及脹接工藝進行了研究，為合金825換熱管的實際產(chǎn)品脹接提供參考。

1 貼脹結構的彈塑性有限元分析

1.1 幾何模型

文中所研究的換熱管呈正方形排布(90°)，具體尺寸如圖1所示，考慮到換熱管及管板的對稱性，在模擬分析中選取其八分之一(45°范圍，即圖1中紅線部分)進行考量;管板及管孔具體尺寸如圖2所示，管板管程側有6.5 mm堆焊層。

圖1 有限元分析模型選取

圖2 管板及管孔尺寸

1.2 材料屬性

管板材料為12Cr2Mo1鍛件，管程側堆焊材料為合金625(材料屬性暫按管板材料考慮)，換熱管材料為合金825管材。鑒于條件限制，無法通過進行材料拉伸試驗得到材料的真實應力應變曲線，故材料屬性采用ASMEⅧ-2 3-D【3】中的應力應變曲線計算方法，通過查找ASMEⅡ【4】中材料在常溫下的屈服極限、抗拉強度、彈性模量等參數(shù)(見表1)，分別繪制出管板和換熱管的應力應變曲線，如圖3和圖4所示。

表1 材料常溫下屬性

圖3 12Cr2Mo1管板應力應變曲線

圖4 合金825換熱管應力應變曲線

1.3 載荷與邊界條件

有限元模型及對稱邊界見圖5。如圖5所示，①～③面為選取模型的管板對稱面，從位移角度施加對稱約束作為邊界條件，④、⑤面為選取模型的換熱管對稱面，同樣施加位移對稱約束作為邊界條件，剩余3個管孔面為自由邊界。換熱管外壁與管孔內(nèi)表面設置接觸對以考慮摩擦接觸。考慮到換熱管模型僅取臨近管板部分的有限長度進行模擬分析，需要對換熱管進行軸向夾持以保證脹管過程中換熱管的定位準確，因此在模擬分析中對換熱管殼程側端面施加位移軸向約束，如圖6所示。同樣，由于實際管板在脹接過程中并不存在軸向位移，因此在模擬分析中對管板殼程側端面施加位移軸向約束，如圖6所示。換熱管脹接過程中對管內(nèi)壁施加對應脹接壓力，其模擬脹接區(qū)域，如圖6所示。整個脹接施加過程如圖7所示，脹接壓力從0逐漸加載至額定脹接壓力(脹接壓力分別取200、220、240、260、280和300 MPa)，之后逐漸卸載至0。

圖5 有限元模型及對稱邊界

圖6 有限元模型及加載情況

圖7 貼脹脹接壓力載荷施加過程

1.4 結果及分析

1.4.1 變形量及脹度

通過在不同脹接壓力下模擬得到的卸載后換熱管內(nèi)壁徑向變形量，根據(jù)GB/T 151—2014《熱交換器》【5】第6.6.1.4條給出的脹度公式對應計算出各個脹接壓力下的換熱管脹度，見表2。通過表2的數(shù)據(jù)可以看出，換熱管內(nèi)壁徑向變形量及脹度均隨著脹接壓力的增大而增大，并出現(xiàn)加速增長的趨勢。

表2 各個脹接壓力下?lián)Q熱管內(nèi)壁徑向變形量 及貼脹脹度

1.4.2 殘余接觸應力

在提取換熱管內(nèi)壁徑向變形量的基礎上，提取出在不同脹接壓力下?lián)Q熱管外壁在卸載后因塑性變形與管板接觸而產(chǎn)生的殘余接觸應力。殘余接觸應力云圖如圖8(a)～圖8(f)所示。

圖8 殘余接觸應力云圖

通過圖8(a)～圖8(f)可以看出，最大殘余接觸應力并沒有一直隨著脹接壓力的增大而增大。這是由于管板管孔內(nèi)壁的限制，使換熱管在脹接過程中進入塑性后出現(xiàn)了塑性流動，卸載后脹接區(qū)域的殘余接觸應力趨于均勻，且平均殘余接觸應力水平不斷提高。

考慮到管橋厚度在周向上的變化，另提取了0°和45°位置不同脹接壓力下脹管區(qū)域的殘余接觸應力沿軸向的分布，分別如圖9(a)和圖9(b)所示。

由圖9(a)～圖9(b)可見，脹接壓力為200 MPa時換熱管開始與管板孔產(chǎn)生殘余接觸應力，其0°位置軸向殘余接觸應力分布還是0 MPa，而45°位置的軸向殘余接觸應力已經(jīng)在7 MPa上下。通過0°和45°軸向殘余接觸應力分布曲線可以看出，換熱管貼脹產(chǎn)生的殘余接觸應力在周向并不是均勻的，這與換熱管內(nèi)壁徑向變形基本均勻有差別，45°位置與0°位置管橋厚度存在差異，45°位置管橋厚度較大，殘余接觸應力也較大，可 見管橋厚度增大會導致殘余接觸應力提升。

圖9 脹管區(qū)軸向殘余接觸應力分布

綜上所述，考慮到貼脹脹度(2%左右)及盡可能降低管內(nèi)壁殘余接觸應力等要求，推薦本文所述脹接結構合金825換熱管的貼脹脹接壓力為280 MPa左右。

2 開槽脹脹接結構的設計

通過以上貼脹的模擬分析可以看出，貼脹并不能夠在周向上產(chǎn)生高殘余接觸應力，以達到密封的效果。開槽脹的密封原理與墊片密封中的線密封類似。墊片密封中要求墊片存在一條閉合的壓緊線，壓緊力大于等于mp(其中p為介質(zhì)壓力，m為墊片系數(shù))。同理，要使得殼程介質(zhì)能夠不進入換熱管與管孔縫隙中，就要在開槽脹后形成連續(xù)的高殘余接觸應力密封環(huán)【6】。由于貼脹產(chǎn)生的殘余接觸應力在環(huán)向上并不均勻而且水平較低，即使采用較合適的脹接壓力，也難以形成密封環(huán)，因此通過貼脹實現(xiàn)殼程介質(zhì)的密封還是較為困難的。鑒于熱高分氣蒸汽發(fā)生器中合金825換熱管因殼程側縫隙腐蝕導致失效的實際情況，需要考慮采用開槽脹這一結構來最大程度上避免縫隙腐蝕。

根據(jù)GB/T 151—2014第6.6.1.5.c條給出的采用柔性脹接工藝時開槽寬度H的計算公式，計算得到開槽寬度為7.78 mm，實際設計選取8 mm。槽深按照GB/T 151—2014表6-19取0.5 mm。最終管板及管孔尺寸如圖10所示?？紤]到合金825較強的抗塑性應變的能力，決定在開槽脹的基礎上進行二次貼脹，脹接管孔結構型式及尺寸如圖11所示。

圖10 管板及開槽管孔尺寸

圖11 脹接管孔結構型式及尺寸

3 開槽脹結構的彈塑性有限元分析

3.1 幾何模型、載荷與邊界條件

在貼脹模型的基礎上，根據(jù)開槽脹脹接結構設計增設了開槽區(qū)域，如圖12所示。邊界條件與貼脹模型一致。整個脹接施加過程如圖13所示，對開槽區(qū)域進行一次開槽脹接，脹接壓力逐步提升至額定脹接壓力(脹接壓力分別取200、240、280、300和320 MPa)，之后逐漸卸載至0;二次貼脹時均采用前文中推薦的280 MPa脹接壓力，以保證非開槽區(qū)域脹度。一次脹接和二次脹接的有限元模型及加載情況分別見圖14(a)和圖14(b)。

圖12 開槽脹幾何模型

圖13 脹接壓力載荷施加過程

圖14 有限元模型及加載

3.2 結果及分析

3.2.1 變形量及脹度

在不同脹接壓力下模擬得到的卸載后的換熱管內(nèi)壁徑向變形量見表4，根據(jù)GB/T 151—2014第6.6.1.4條給出的脹度公式對應計算出各個脹接壓力下?lián)Q熱管脹度，見表5。

表4 各個脹接壓力下?lián)Q熱管內(nèi)壁徑向變形量

分析表5可見:一次開槽脹后脹度隨脹接壓力升高而增大;經(jīng)過二次貼脹后，當一次開槽脹壓力小于二次貼脹壓力時，其開槽區(qū)脹度均提升至與一次開槽脹壓力等于二次貼脹壓力時接近;當一次開槽脹壓力大于二次貼脹壓力時，開槽區(qū)脹度在進行二次貼脹后略有提升。

表5 各個脹接壓力下?lián)Q熱管脹度

3.2.2 殘余接觸應力

開槽脹的目的是獲得高殘余接觸應力形成的密封環(huán)。開槽脹脹接結構可以形成2條密封環(huán)。圖15為320 MPa脹接壓力下最終形成的密封環(huán)情況，定義密封環(huán)路徑A－A和B－B，以便對密封環(huán)處殘余接觸應力進行研究。分別提取對應路徑下各脹接壓力開槽脹卸載后及二次貼脹卸載后所形成的殘余接觸應力，見圖16(a)～圖16(d)。決定密封環(huán)密封的重要參數(shù)即最低殘余接觸應力。各脹接壓力下的最低殘余接觸應力見表6。

表6 各脹接壓力下最低殘余接觸應力 MPa

圖15 320 MPa脹接壓力下殘余接觸應力云圖 及路徑選取情況

開槽脹可以在較低的脹接壓力下獲得較大的殘余接觸應力，并容易獲得較高的殘余接觸應力形成的密封環(huán)。密封環(huán)上的殘余接觸應力隨著開槽脹脹接壓力的增大而增大，而在經(jīng)過280 MPa的二次貼脹后的殘余接觸應力基本處于同一水平，可見在開槽脹的脹接過程中增加二次貼脹是較為有利的。

綜上所述，僅從脹接角度考慮，開槽脹的壓力并不是越大越好，應充分考慮換熱管及管板材料屬性，避免過度脹接導致殘余塑性變形過大。

4 結語

在實際工程中，難以獲得脹接后的殘余接觸應力，故在換熱管脹接中相關標準及通用做法是以脹度、拉脫力來檢測、衡量脹接是否合格。而對于脹焊并用的管接頭結構而言，往往脹接的作用是消除間隙，甚至實現(xiàn)殼程側的密封，但是脹度和拉脫力并不能反映出是否存在閉合的密封環(huán)。開槽脹脹接結構開1個槽可以形成2條密封環(huán)，所以采用開槽脹有利于殼程密封的實現(xiàn)。對于開槽脹而言，拉脫力難以評估密封環(huán)實際情況，可以考慮在脹接評定(簡稱脹評)中取消。脹度易于檢測，且在一定程度上和密封環(huán)存在相關性，應在實際脹評以及脹接產(chǎn)品時給予重點考察。目前，GB/T 151—2014僅給出了機械脹接時強度脹的脹度要求，而對于柔性脹接還沒有推薦的脹度要求。較大的脹度會在換熱管內(nèi)壁產(chǎn)生較大的殘余接觸應力，對于處在應力腐蝕環(huán)境下的換熱管是不利的。鑒于合金825較強的抗應力腐蝕能力及需要殼程側密封的實際情況，開槽脹還是需要保證一定脹度的。通過模擬分析研究，認為在本文所述的換熱管結構下的合金825換熱管開槽脹的脹度控制在4%左右為宜。