劉孝根,陳永東,2,胡偉民,于改革,吳曉紅,姚志燕

(1.合肥通用機械研究院有限公司，合肥 230031；2.上海工業(yè)鍋爐研究所有限公司,上海 201114；3.中國船舶重工集團公司 第七二五研究所，河南洛陽 471023)

0 引言

擴散焊換熱器作為節(jié)能與安全和諧統(tǒng)一的標志性換熱器，近年受到了廣泛關(guān)注。作為新一代高效換熱器，其具有如下優(yōu)點：結(jié)構(gòu)上整體由金屬采用擴散焊或擴散焊加熔化焊成型，結(jié)構(gòu)完整性好，無墊片、無管板結(jié)構(gòu)；耐高溫高壓，最高使用溫度達900 ℃[1]，最高使用壓力達100 MPa[2]；通過芯體傳熱板片結(jié)構(gòu)設(shè)計，可實現(xiàn)單臺換熱器多股流換熱[3]；體積小，換熱效率高[4]；適用于冷側(cè)、熱側(cè)進出口溫差較大的換熱工況；可實現(xiàn)2 ℃小溫差換熱。

基于擴散焊換熱器以上諸多優(yōu)點，其在越來越多的重要領(lǐng)域得到推廣應(yīng)用。典型的應(yīng)用領(lǐng)域包括：海洋平臺壓縮機級間和后冷卻器，加氫站冷卻器，艦船余熱、光熱和四代核能發(fā)電系統(tǒng)中的中間換熱器[5-6]，回熱器[7]，浮式天然氣裝置的氣化器、冷凝器，微化工領(lǐng)域的反應(yīng)器[8-10]。國內(nèi)外學者開展了大量擴散焊換熱器傳熱與流動的數(shù)值模擬和試驗研究。繼英國Heatric公司后，瑞典阿法拉伐公司、日本神鋼、美國VPE、中船七二五所等陸續(xù)推出擴散焊換熱器產(chǎn)品。與此同時，國外也陸續(xù)制定了關(guān)于擴散焊換熱器設(shè)計、制造檢驗的標準條款：ASME Code Case 2437-1,ASME Code Case 2621-1,ASME Ⅷ-1的強制性附錄42，這些標準規(guī)定了擴散焊工藝規(guī)程、擴散焊工藝評定以及產(chǎn)品檢驗的框架性要求。

對擴散焊換熱器的設(shè)計，其芯體結(jié)構(gòu)暫無相應(yīng)標準規(guī)范，目前只能根據(jù)簡化模型公式或有限元的方法對芯體結(jié)構(gòu)應(yīng)力進行計算，并參照傳統(tǒng)壓力容器的設(shè)計思路對芯體結(jié)構(gòu)進行設(shè)計。ASME Ⅷ-1強制性附錄42建議采用ASME 強制性附錄13中矩形通道簡化模型進行結(jié)構(gòu)強度計算，且擴散焊接頭系數(shù)取0.7。同時考慮到擴散焊換熱器芯體結(jié)構(gòu)特點，多層堆疊擴散焊界面的檢查受到限制，暫無有效的無損檢測方法，ASME Ⅷ-1建議可以按照ASME Ⅷ-1 UG-101的規(guī)定，通過爆破試驗來確定最大許用工作壓力。

結(jié)構(gòu)在發(fā)生爆破時所承受的載荷即為結(jié)構(gòu)的垮塌載荷，對于理想彈塑性材料而言又稱為極限載荷[11]。彈塑性有限元分析方法是確定垮塌載荷的有效方法。許斌等[12]根據(jù)真實彈塑性應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系建立材料本構(gòu)模型，采用彈塑性有限元方法得到結(jié)構(gòu)的位移-載荷曲線，確定結(jié)構(gòu)的垮塌載荷。李楠等[13]采用非線性有限元法對30°,45°,60°三臺斜接管容器在內(nèi)壓作用下塑性變形特征和塑性極限載荷進行數(shù)值研究，并與試驗進行對比，兩者結(jié)果比較吻合；段志祥等[14]采用有限元分析法預測內(nèi)壓作用下局部減薄彎管的極限載荷，并通過試驗測定進行了驗證。

本文以擴散焊換熱器出現(xiàn)不可限制的大變形為約束條件，構(gòu)建擴散焊換熱器真實應(yīng)力-應(yīng)變材料本構(gòu)模型，采用彈-塑性應(yīng)力分析方法預測結(jié)構(gòu)垮塌載荷及結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線，并通過爆破試驗及應(yīng)變測試進行驗證。

1 擴散焊爆破試驗換熱器

1.1 爆破試驗換熱器設(shè)計思路

為完成本文的爆破試驗，項目研究團隊設(shè)計、制造了試驗樣機并取得發(fā)明專利[15]。本試驗換熱器結(jié)構(gòu)主要包括流道板片、上端板、下端板、介質(zhì)入口接管和壓力測量接管，如圖1所示。其中，流道板片包括管箱區(qū)域、管板區(qū)域和流道區(qū)域(見圖2)。通過合理的設(shè)計使管箱區(qū)域和管板區(qū)域所圍成的腔體結(jié)構(gòu)在爆破試驗過程中滿足強度要求，同時消除上下端板結(jié)構(gòu)、流道板片不連續(xù)結(jié)構(gòu)對芯體垮塌載荷的影響。采用該方法設(shè)計的試驗?zāi)K消除了其他功能結(jié)構(gòu)對芯體結(jié)構(gòu)承載能力的影響，通過壓力試驗?zāi)軌虮容^精確地測出具有相同流道和肋結(jié)構(gòu)尺寸的芯體結(jié)構(gòu)的垮塌載荷。

圖1 爆破試驗換熱器結(jié)構(gòu)示意

圖2 板片結(jié)構(gòu)示意

1.2 爆破試驗換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)

擴散焊換熱器由20張厚度1.5 mm的316L板片構(gòu)成，每張板片有12個流道，流道半徑0.9 mm，流道肋寬為0.4 mm；板片厚度偏差為±0.08 mm，蝕刻加工偏差±0.03 mm。接管和芯體板片材料的設(shè)計應(yīng)力強度由TSG 21—2016《固定式壓力容器安全技術(shù)監(jiān)察規(guī)程》計算獲得，其安全系數(shù)nb=2.4，ns=1.5，具體性能數(shù)據(jù)如表1所示。擴散焊換熱器芯體板片和總體結(jié)構(gòu)簡圖如圖3 所示。

表1 爆破試驗換熱器設(shè)計溫度下各部件材料性能數(shù)據(jù)

圖3 板片和換熱器結(jié)構(gòu)

2 垮塌載荷預測

2.1 垮塌載荷

塑性垮塌是壓力容器的一種失效模式，一般發(fā)生在一次加載的情況下[16]。一次加載典型的應(yīng)變硬化材料制造的結(jié)構(gòu)載荷-位移(或應(yīng)變)曲線如圖4所示?？梢钥闯觯湫偷膽?yīng)變硬化材料制造的結(jié)構(gòu)載荷-位移(或應(yīng)變)曲線可分為如下4個階段。

圖4 應(yīng)變硬化材料結(jié)構(gòu)的載荷-位移(或應(yīng)變)曲線

(1)彈性變形階段(OE段)。當載荷達到彈性極限載荷PE時，結(jié)構(gòu)中最大應(yīng)力點處出現(xiàn)塑性變形。

(2)局部塑性變形階段(EA′段)。隨著載荷增加，局部塑性變形區(qū)域不斷擴大，但整個階段結(jié)構(gòu)仍處于整體彈性變形、局部塑性變形的狀態(tài)。

(3)總體塑性變形階段(A′C′ 段)。當載荷增大超過PP時，結(jié)構(gòu)進入總體塑性變形階段，PP稱作塑性載荷。隨著載荷增加，結(jié)構(gòu)喪失整體彈性，出現(xiàn)明顯的總體塑性變形。此階段P-w曲線斜率不變(與材料應(yīng)變硬化有關(guān))。

(4)垮塌階段。當載荷達到PC時，結(jié)構(gòu)達到最大承載能力，迅速垮塌，此時對應(yīng)的載荷PC稱為垮塌載荷[17]。

對于爆破試驗而言，垮塌載荷即為爆破試驗壓力對應(yīng)的載荷，本文擬采用彈-塑性應(yīng)力分析方法預測結(jié)構(gòu)垮塌載荷，并通過爆破試驗進行驗證。

2.2 擴散焊換熱器模型及加載方式

根據(jù)爆破試驗換熱器的結(jié)構(gòu)和載荷特點對結(jié)構(gòu)進行簡化，爆破試驗過程中主要承受內(nèi)壓載荷，按圖3的尺寸建立模型，具體的模型、網(wǎng)格劃分、載荷加載如圖5所示。擴散焊焊接接頭強度按照與母材相同要求。接管、管箱-換熱通道、芯體板片采用186單元，其網(wǎng)格劃分、載荷加載如下。

圖5 擴散焊換熱器接管、管箱、芯體板片模型網(wǎng)格劃分及加載方式

(1)接管截面施加等效拉應(yīng)力，模型對稱面約束法向位移。

(2)管箱及換熱通道內(nèi)壁對稱面施加對稱約束，模型縱向一側(cè)截面施加等效拉應(yīng)力，另一側(cè)截面約束縱向位移；模型橫向一側(cè)截面施加等效拉應(yīng)力載荷，另一側(cè)截面約束橫向位移；模型對稱面約束法向位移。

(3)芯體板片模型縱向一側(cè)截面施加等效拉應(yīng)力，另一側(cè)截面約束縱向位移；模型橫向一側(cè)截面施加等效拉應(yīng)力載荷，另一側(cè)截面約束橫向位移；模型對稱面約束法向位移。

2.3 垮塌載荷預測

采用真實應(yīng)力-應(yīng)變材料本構(gòu)模型(見圖6)，計算過程中不斷增加作用于接管、管箱、芯體通道內(nèi)壁面的壓力載荷，直到出現(xiàn)不可限制的大變形(即有限元計算發(fā)散)為止，根據(jù)結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線或壓力-應(yīng)變曲線獲得結(jié)構(gòu)垮塌載荷。

圖6 擴散焊換熱器真實應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖7～9分別示出接管結(jié)構(gòu)、芯體板片垮塌載荷及載荷-位移曲線，以及換熱器整體結(jié)構(gòu)垮塌載荷及壓力-應(yīng)變曲線。從圖7可以看出，接管結(jié)構(gòu)垮塌載荷約為310 MPa，從約140 MPa開始，隨壓力載荷的升高結(jié)構(gòu)變形量明顯增大。圖8中芯體板片垮塌載荷約110 MPa，從約50 MPa開始，隨壓力載荷的升高結(jié)構(gòu)變形量明顯增大。從圖9可以看出，爆破試驗換熱器整體結(jié)構(gòu)垮塌載荷約為125 MPa，從約50 MPa開始，隨壓力載荷的升高結(jié)構(gòu)變形量明顯增大，此處所預測的垮塌載荷比單獨芯體板片結(jié)構(gòu)的垮塌載荷(110 MPa)稍大，是由爆破試驗換熱器上下端板的加強作用引起。

(a)接管結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布(310 MPa) (b)接管結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線

(a)芯體板片結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布(110 MPa) (b)芯體板片結(jié)構(gòu)載荷-位移曲線

(a)爆破試驗換熱器整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布(125 MPa) (b)測點3、測點4壓力-應(yīng)變曲線(測點3、測點4位置見圖12)

3 爆破試驗與應(yīng)變測試

3.1 爆破試驗

采用200 MPa容器耐壓爆破試驗系統(tǒng)，對擴散焊換熱器進行水壓爆破試驗。試驗用壓力表量程 0～250 MPa，精度1.6級；壓力變送器量程0～250 MPa，精度0.25級。爆破試驗采用分級升降壓，每級間隔約5 MPa，直至試件爆破。換熱器爆破試驗前后如圖10所示。換熱器爆破試驗壓力與時間關(guān)系曲線如圖11所示。

(a)爆破試驗前試件

擴散焊換熱器按圖11加載，在121.7 MPa壓力下?lián)Q熱器爆破。爆破試驗壓力121.7 MPa與垮塌載荷預測值125 MPa吻合較好，相對誤差僅為2.64%，驗證了理論計算模型及方法的可靠性。

圖11 爆破試驗壓力-時間曲線

3.2 應(yīng)變測試

應(yīng)變測試在爆破試驗過程中進行，應(yīng)變片采用BF120-2BA型兩向片和BF120-2CA型三向片，電阻值120.2±0.2 Ω，靈敏度K=2.06±1%，柵長規(guī)格2 mm×1 mm。應(yīng)變測量儀為日本UCAM-60B靜態(tài)應(yīng)變采集儀?？偣膊贾?個測點，其中1～4號和6號點為兩向片，5號點為三向片，換熱器布片整體示意圖如圖12(a)所示。換熱器應(yīng)變測點3、測點4具體位置如圖12所示。

(a)換熱器布片整體

應(yīng)變測量升壓程序包括應(yīng)變測量計兩個循環(huán)：訓片升降壓閉式循環(huán)和測量升壓開式循環(huán)。每一壓力下保壓，測量并記錄各測點應(yīng)變。

(1)訓片升降壓閉式循環(huán)。從0開始，分級升降壓，每級間隔約5 MPa，最高訓片壓力為28.8 MPa。

(2)測量升壓開式循環(huán)。從0開始，每升壓約5 MPa測量一次應(yīng)變，直至試件爆破或應(yīng)變片失效。

經(jīng)過對比分析測點3和測點4位置隨著壓力升高過程中應(yīng)變理論預測與試驗值，可知兩者吻合良好，進一步驗證了模型和方法的合理性，理論預測和試驗對比結(jié)果如圖13所示。

(a)測點3 (b)測點4

4 結(jié)論

(1)采用板片厚度1.5 mm、流道半徑0.9 mm、流道肋寬0.4 mm、材料316L的擴散焊換熱器，其垮塌載荷可達121.7 MPa。

(2)擴散焊換熱器的垮塌載荷預測值與爆破試驗值相對誤差僅為2.64%，說明本文采用的換熱器模型及垮塌載荷計算方法，用于確定擴散焊換熱器的垮塌載荷是準確可靠的。

(3)換熱器接管、管箱位置垮塌載荷大于芯體板片垮塌載荷，擴散焊換熱器爆破位置發(fā)生在換熱器芯體中間位置(測點4)。

試驗準確預測不僅與理論模型和計算方法相關(guān)，還與板片加工精度、擴散焊工藝密不可分。如何準確控制蝕刻精度、優(yōu)化擴散焊工藝對保證擴散焊換熱器結(jié)構(gòu)完整性，是今后工程產(chǎn)品努力的方向。對于存在典型高溫、疲勞等工況條件的擴散焊換熱器，其高溫蠕變、疲勞特性仍需要進一步深入的研究。