空冷換熱器鋁管-管板脹接的數值模擬和拉壓失效實驗研究

李國棟張 憬馬文江劉 學喬 松

（1. 華電重工股份有限公司 北京 100070）

（2. 北京科技大學自然科學中心 北京 100083）

（3. 中國特種設備檢測研究院 北京 100029）

空冷換熱器鋁管-管板脹接的數值模擬和拉壓失效實驗研究

李國棟1張 憬2馬文江2劉 學1喬 松3

（1. 華電重工股份有限公司 北京 100070）

（2. 北京科技大學自然科學中心 北京 100083）

（3. 中國特種設備檢測研究院 北京 100029）

針對一類空冷換熱器鋁管與鋁管板脹接工藝過程，進行了有限元數值模擬分析，計算了脹接后脹接界面附近的變形和殘余應力。設計并實施了脹接鋁管-管板試件的拉脫和壓脫實驗，得到了相應的失效載荷。本文的數值分析和實驗測試的結果可為空冷換熱器管-管板接頭的設計提供參考。

空冷換熱器 管與管板脹接 脹接殘余應力 拉、壓脫失效載荷

空冷換熱器是重要的電站冷卻設備。在換熱器中，鋁管與鋁管板之間的連接采用脹接工藝完成。脹接質量的好壞直接影響到換熱器的性能及壽命。脹接接頭的失效問題是工程設計部門所關注的重要問題。脹接時由于脹塞對鋁管內表面的擴脹作用，使得鋁管外表面與鋁管板孔內表面相互擠壓產生塑性變形，脹接后回彈產生殘余變形和殘余擠壓應力，使管板孔與鋁管接觸界面固緊。界面擠壓應力會直接影響到管子從管板脫離時的拉脫或壓脫失效載荷的大小。一般來說，接觸的界面擠壓應力越大，管子從管板脫離時受到的摩擦阻力就越大。但是，如果界面擠壓殘余應力過大，超過材料的屈服極限時，也會影響脹接的可靠性。因此，計算脹接界面附近的殘余應力對于工程設計是重要的。另外，需要通過實驗獲取脹接接頭的拉壓失效載荷，以作為工程設計時的主要參考數據。目前已有很多有關脹接接頭拉脫失效載荷的實驗研究工作。例如，對各種材料的管-管板脹接接頭進行了拉脫失效實驗［1-4］，分析了脹接機理［5］，考慮高溫環境對脹接可靠性的影響［6］，但未見有“壓脫”失效實驗研究的報道。本文結合一類空冷換熱器中脹接接頭的脹接工藝，對脹接過程進行了有限元數值模擬，給出了脹接界面附近的變形和殘余應力。特別是考慮了脹接后的鋁管與鋁管板有“一頭大、一頭小”的特征，設計和實施了“壓脫”失效實驗，即鋁管從小頭一端向大頭一端壓出脫離管板孔口，發現壓脫失效載荷要遠低于拉脫失效載荷。這為工程設計提供了重要的參考依據。

1 脹接幾何參數和脹管率

脹接前后鋁管-鋁管板縱剖面示意圖如圖1所示。

圖1 脹接前后鋁管-鋁管板縱剖面

脹接前后鋁管和鋁管板幾何參數的測量結果見表1。現場實測脹頭直徑為23.80mm，鋁板厚度為22mm，脹接深度19mm。為了消除脹接的局部效應，取5個單管-管板試件進行了脹接前后各管幾何參數的測量。脹管率的計算見式（1）：

表1 漲接前后單管-管板試件有關幾何參數的測量結果

測得的脹管率φ在0.17%～0.35%之間。

2 脹接變形和殘余應力的有限元分析

為了計算出脹接后鋁管和鋁板的脹接變形和殘余應力（脹接界面的擠壓殘余應力），采用Ansys有限元軟件進行分析。按照空冷管束換熱器中鋁管和管板的實際幾何參數，取鋁管的內徑a=25mm，外徑b=27mm，長L=100mm，脹頭端外露長度l=20mm（圖2中鋁管上端部分），正方形鋁板邊長c=80mm, 板厚H=30mm。 脹接時脹塞的直徑為23.80mm。材料參數取值見表2。

表2 脹接鋁管和鋁板的材料參數

選用六面體solid 20Node186單元，鋁管和鋁板脹接的1/4對稱網格如圖2所示。鋁板邊緣及鋁管上、下端均為固定約束，鋁管和鋁板的界面處采用conta169接觸單元和targe171目標單元。

圖2 鋁管和鋁板脹接的1/4對稱網格

根據鋁管和管板脹接工藝，變形過程是在常溫下進行，可以分為兩個階段：第1階段為脹塞在管內壁的擴脹過程，即鋁管內壁施加一位移載荷而引起的變形過程；第2階段為脹塞從管內拔出后鋁管和鋁板的回彈階段，即在鋁管外壁與管板孔壁之間由于線彈性卸載而產生殘余變形的過程。對于第1階段采用理想彈塑性結構進行有限元分析，第2階段則采用線彈性有限元分析（見圖3應力應變曲線）。

圖3 加載與卸載示意圖

在實際的脹接加工中的第（1）階段，即脹塞在管內壁的擴脹，這相當于鋁管內壁給定位移。由此而引起的變形和應力分布分別如圖4和圖5所示。

當脹塞在管內壁擴脹時，由圖4可知，在脹塞的末端（圖中鋁管的上端）徑向位移最大，鋁管內壁的平均位移為0.85mm。由圖5可知，在鋁管外表面附近和管板孔壁附近的區域，Mises（等效）應力分別已達到200MPa和400MPa以上，超過了各自材料的屈服極限100MPa和240MPa。這表明在鋁管和管板孔接觸界面附近均進入塑性變形狀態。當脹塞從管內壁拔出后，由圖6可知，在鋁管內壁的中間段上殘余變形的位移為0.65mm。由圖7可知，在鋁管與鋁板孔壁附近區域的Mises（等效）殘余應力，特別是脹接界面上的擠壓應力已經小于70MPa，表明回彈后的最大應力值已降低到了各自材料的屈服極限之下。上述模擬鋁管和鋁板脹接工藝過程的有限元分析結果說明脹接工藝的設計是合理的。

圖4 脹塞擴脹管內壁引起的變形

圖5 脹塞擴脹管內壁引起的應力

圖6 脹塞拔出后引起的回彈位移

圖7 脹塞拔出后引起的殘余應力

3 鋁管-鋁管板脹接強度的拉壓實驗

在測試脹接鋁管-管板的拉脫失效載荷之前，有必要先測試出鋁管的拉伸破壞載荷。鋁管試件幾何參數同上一章數值模擬的幾何參數。應用DWD2000電子萬能實驗機，加載速率設置為2mm/min。整個試驗過程的數據被記錄到與試驗機相連接的計算機上，應用專用軟件可以獲取鋁管的載荷-位移曲線（如圖8所示）。

圖8 鋁管的拉伸載荷-位移曲線

圖8中可見有一段較長的水平曲線，這表明鋁管拉伸過程中出現了較大的屈服變形，約有4mm的塑性位移，并在頸縮后迅速被拉斷。因此，鋁管材料沒有明顯的塑性強化，具有較好的延展性。試驗給出鋁管的拉伸屈服載荷為8.6kN。

接著進行鋁管-管板的抗拉脹接強度測試。對三個鋁管-管板脹接試件依次實施了拉伸試驗。試件依次實施拉伸試驗得到的載荷-位移曲線，如圖9所示。

由圖9可以看到，載荷-位移曲線中有兩個主峰值及若干個的次峰。第1個主峰值對應于鋁管從鋁板孔壁剛拔出時的最大載荷，即脹接的拉脫失效載荷。測得三個試件的拉脫失效載荷見表3。

圖9 脹接鋁管-管板拉脫過程的載荷-位移曲線

表3 拉脫失效載荷的實測值和均值

第2個主峰值對應于具有較大外徑的鋁管脹接接頭尾部，即管板孔外的露頭部分，從鋁板孔拔出時所受到的最大摩擦阻力，其值分別為2.3kN、2.4kN和3.2kN。曲線中若干次峰對應于鋁管與鋁板孔壁多處接觸部位的瞬間脫離。

再對5個脹接鋁管-管板試件依次實施壓脫失效載荷測試，得到的載荷-位移曲線如圖10所示。

圖10 脹接鋁管-管板壓脫過程的載荷-位移曲線

由圖10可見，在各個試件的載荷-位移曲線上僅有1個峰值，它對應于鋁管從鋁板孔壁剛頂出（壓脫）時的最大載荷，測得壓脫失效載荷見表4。

表4 壓脫失效載荷的實測值和均值

比較前述拉脫失效載荷值5.3kN，可知壓脫失效載荷約為拉脫失效載荷的60%。由于脹接時脹接深度小于鋁板厚度使得脹接后的鋁板孔徑一頭大、一頭小（見圖1中右圖）。壓脫時鋁管是從較小孔徑的一端向較大孔徑的一端頂壓出來的，因而失效載荷要比拉脫時小得多。

與鋁管拉伸屈服破壞載荷（8.6kN）相比較，測得的拉脫失效載荷（5.3kN）約是鋁管拉伸屈服破壞載荷的60%，壓脫失效載荷（3.2kN）約是鋁管拉伸屈服破壞載荷的37%，這說明脹接的效果是理想的。

4 結論

1）脹接過程的有限元模擬結果說明殘余應力是滿足脹接工藝強度要求的，即脹塞尺寸和脹接深度的選擇是合理的。

2）鋁管-鋁管板試件的拉脫失效載荷在5.1kN～5.6kN范圍之內，約為鋁管頸縮（屈服）破壞載荷（8.6kN）的60%；

3）由于脹接深度小于板厚，使脹接后的管板孔徑一頭大、一頭小，相對于拉脫來說，壓脫失效載荷較小，測得平均值約為3.2kN，是拉脫失效載荷的平均值（5.3kN）的60%。壓脫與拉脫失效機理的差異和失效載荷的不同，應在工程設計上予以重視。

［1］李會利，王志偉.影響鋁管與鋁管板脹接可靠性因素［J］.石油化工設備，2002,31（1）：26-28.

［2］桑芝富，朱躍釗.換熱器管子一管板脹接結構的安全可靠性研究［J］.石油化工設備，1995,26（1）：25-30.

［3］袁彪，等.鋯換熱器管子-管板強度脹接頭的試驗研究［J］.石油化工設備，2009,38（1）：1-5.

［4］周艷彬.T2銅管與Q345R管板脹接試驗研究［J］.廣東化工，2009,6（5）：199-200.

［5］朱躍釗，蔣金柱，桑芝富.影響脹接結構可靠性的幾個因素［J］.壓力容器，2005,22（1）：12-15,52.

［6］胡玉紅，等.換熱器管板脹接接頭高溫下拉脫實驗研究［J］.科學技術與工程，2009,9（15）：4534-4538.

Numerical Simulation and Tension-Compression Failure Experiment Research on Aluminum Tube-tube Sheet Expanded Joint in Air-cooled Heat Exchanger

Li Guodong1Zhang Jing2Ma Wenjiang2Liu Xue1Qiao Song3
（1. Huadian Heavy Industries Co.， Ltd. Beijing 100070）
（2. Basic Experimental Center for Natural Science Beijing 100083）
（3. China Special Equipment Inspection and Research Institute Beijing 100029）

For a class of expanding joint process of aluminum tube-tube sheet in air-cooling heat exchanger，the deformation and residual stress near the expanded interface of the aluminum tube-tube sheet is computed using fi nite element numerical simulation， The tension and compression failure experiments of tube-tube sheet specimens expanded were designed and implemented， and the corresponding failure loads were obtained. The numerical analysis and the experimental results in this paper could provide a reference to design aluminum tube-tube sheet expanded joint in air-cooling heat exchanger.

Air-cooling heat exchanger Expansion of aluminum tube and tubesheet Residual stress in expanded joints Failure loads to pull off and to press off

X933.4

B

1673-257X（2015）05-13-05

10.3969/j.issn.1673-257X.2015.05.003

李國棟（1972～）， 男，博士，高級工程師，華電重工股份有限公司熱能事業部副總工程師，主要從事電力設備結構研究。

2014-10-23）