低溫條件下鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的應(yīng)力特性的數(shù)值模擬

麻宏強(qiáng), 賈繼偉, 厚彩琴, 王 剛

(1.蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院, 甘肅 蘭州 730050; 2.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院, 江西 南昌 330000)

鋁制板翅式換熱器作為大型液化天然氣(LNG)工廠換熱設(shè)備的重要組成部分[1-2]，具有結(jié)構(gòu)緊湊、傳熱效率高以及可多種介質(zhì)同時進(jìn)行換熱的特點.并且目前鋁制板翅式換熱器的生產(chǎn)技術(shù)水平相對成熟[3-5].因此，鋁制板翅式換熱器在大型LNG工藝中被廣泛應(yīng)用.鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)作為鋁制板翅式換熱器的關(guān)鍵部件，在低溫條件下運(yùn)行過程中其內(nèi)部的應(yīng)力特性對鋁制板翅式換熱器的安全運(yùn)行至關(guān)重要[6].

目前，國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者對板翅式換熱器的性能特性進(jìn)行了大量研究.如Patrick等[7]建立了一種新的三維模型，用來對低溫條件下的板翅式換熱器進(jìn)行瞬態(tài)模擬，從而將板翅式換熱器的復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡化；郝鴻偉等[8]在傳統(tǒng)波紋翅片和鋸齒翅片的基礎(chǔ)上提出了一種新型的波紋-鋸齒型翅片，進(jìn)而提高了換熱器的綜合性能；靳遵龍等[9]通過分析板翅式換熱器的導(dǎo)熱性能和受力情況，為復(fù)合材料在換熱器的使用過程中的優(yōu)化提供了參考；文鍵等[10]通過數(shù)值模擬的方法，分析了翅片結(jié)構(gòu)參數(shù)對波紋翅片傳熱性能、流動特性和承壓能力的影響.結(jié)果表明，翅片的厚度和間距對波紋翅片的承壓能力影響最大，并且優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)參數(shù)使波紋翅片的最大應(yīng)力有效降低；文鍵等[11]運(yùn)用有限元的分析方法，研究了翅距、翅厚、翅高、翅片形成半徑、節(jié)距和壓差等參數(shù)對不銹鋼鋸齒型板翅式換熱器強(qiáng)度的影響.結(jié)果表明，翅距、翅厚和壓差是影響不銹鋼鋸齒型板翅式換熱器強(qiáng)度的主要因素；Ma等[1-2]以LNG換熱器為例，分析了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)和運(yùn)行參數(shù)對鋁制板翅結(jié)構(gòu)應(yīng)力特性的影響，并確定了影響鋁制板翅結(jié)構(gòu)應(yīng)力特性的主要因素；Ma等[12-13]研究了LNG鋁制板翅式換熱器在開車降溫和停車升溫過程中的應(yīng)力特性，提出了LNG板翅式換熱器在開車降溫和停車復(fù)溫過程中的最佳操作方法.而上述研究主要是在熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下，對板翅式換熱器應(yīng)力特性的研究.而當(dāng)熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力單獨作用時，熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力對板翅式換熱器的應(yīng)力特性和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響并未涉及.

本文基于熱-彈性理論，建立了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的熱結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析模型.通過采用熱-結(jié)構(gòu)耦合的方法，分別分析了等效熱應(yīng)力和等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力單獨作用時對鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的應(yīng)力特性和結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的影響.比較了在熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下，等效熱應(yīng)力和等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力分別對等效應(yīng)力的影響程度，進(jìn)而確定了在熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下進(jìn)行模擬分析時，熱邊界的選取對模擬結(jié)果影響的重要性.

1 有限元分析

1.1 模型描述

圖1為鋁制翅片-隔板-封條釬焊的結(jié)構(gòu)示意圖，鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)主要由隔板(或側(cè)板)、翅片(或?qū)Я髌?和封條等零部件按需要依次交錯疊放，經(jīng)過真空釬焊而成.由于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)整體具有對稱性，為了節(jié)省模擬計算時間，本文建立了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的半對稱模型，如圖2所示.鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)模型的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所列.圖3為鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)局部簡化模型.由于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)在沿z(長度L)方向的一小段截面上的溫度梯度非常小，故在z方向僅取很小的一段進(jìn)行應(yīng)力特性分析.根據(jù)文獻(xiàn)[1-2]，本模型忽略了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的層數(shù)和翅片流道數(shù)的影響，只取4層翅片9條流道進(jìn)行模擬分析.

圖1 鋁制翅片-隔板-封條釬焊的基本結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)半對稱簡化模型

表1 鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)模型的結(jié)構(gòu)參數(shù)(從底層到頂層)

圖3 鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)局部簡化模型

1.2 邊界條件

LNG板翅式換熱器在實際運(yùn)行的過程中結(jié)構(gòu)內(nèi)部所承受的應(yīng)力是其所受壓力載荷與溫度場綜合作用的結(jié)果.本文基于熱-彈性理論，采用熱-結(jié)構(gòu)耦合的有限元分析方法，模擬研究了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力的分布規(guī)律.

對于熱應(yīng)力分析，在天然氣(NG)和混合制冷劑(MR)與鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)接觸位置的表面，施加對流換熱邊界條件，用來模擬NG(MR)與翅片和隔板之間的對流傳熱過程.在鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)模型的右端壁面施加絕熱邊界，用來模擬鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的傳熱對稱性.

對于結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析，在NG(MR)與翅片和隔板接觸位置的表面，施加壓力邊界條件，用來模擬NG(MR)壓力對鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的作用.此外，忽略了外載荷對鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的作用.由于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)在支撐結(jié)構(gòu)上可以自由滑動，因此僅在其底面施加y方向的固定約束邊界條件.在鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)模型的右端壁面施加對稱邊界條件，用來模擬鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的對稱性.

1.3 材料屬性

在大型LNG工藝中，AL3003和AL4004分別被廣泛應(yīng)用于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的翅片和隔板以及釬料層金屬的材料.因此，假設(shè)翅片、隔板和封條的材料為AL3003，釬焊層金屬的材料為AL4004.

本文僅考慮線性各向同性材料特性，不考慮塑性效應(yīng).此外，材料AL3003和AL4004的熱膨脹系數(shù)、彈性模量和屈服強(qiáng)度受溫度影響較大，而密度、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱受溫度影響較小.為了簡化計算模型，本文僅考慮了溫度對AL3003和AL4004的彈性模量、熱膨脹系數(shù)和屈服強(qiáng)度的影響，忽略了其對AL3003和AL4004的密度、導(dǎo)熱系數(shù)和比熱的影響.鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能參數(shù)如表2所列.

表2 鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)材料的力學(xué)性能參數(shù)

2 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗證

模型網(wǎng)格劃分的質(zhì)量和數(shù)量對有限元仿真模擬的結(jié)果精度和時間有著非常重要的影響.為了使用最合適的網(wǎng)格對鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀況進(jìn)行精確的模擬，采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對圖1所示模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，并對鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的敏感部位釬焊接頭區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，使釬焊接頭區(qū)域與其他區(qū)域相比擁有更加密集的網(wǎng)格節(jié)點，如圖4所示.在NG的對流換熱系數(shù)hNG=1 500 W/(m2·K)，壓力PNG=7.1 MPa，溫度TNG=155 K；MR的對流換熱系數(shù)hMR=1 000 W/(m2·K)，壓力PMR=0.4 MPa，溫度TMR=150 K的情況下驗證了網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響.分別選取了網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為152 530、198 450、247 965和272 380的四套網(wǎng)格，比較了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的von-Mises等效應(yīng)力和最大主應(yīng)力隨網(wǎng)格節(jié)點數(shù)的變化情況，如圖5所示.結(jié)果表明，當(dāng)網(wǎng)格節(jié)點數(shù)從152 530增加到247 965時，von-Mises等效應(yīng)力和最大主應(yīng)力變化較大；當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從247 965增加到272 380時，von-Mises等效應(yīng)力和最大主應(yīng)力均近似保持不變，故網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為272 380的網(wǎng)格已足夠精密，能夠滿足仿真模擬的精度要求.因此，網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為272 380的網(wǎng)格為最佳計算網(wǎng)格，被用作對鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)進(jìn)行熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析.

圖4 鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的局部網(wǎng)格

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果

3 結(jié)果與討論

根據(jù)文獻(xiàn)[12-13]可知，在釬焊接頭位置處易產(chǎn)生應(yīng)力集中，并且釬焊接頭周圍區(qū)域的應(yīng)力梯度較大，均屬于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的薄弱部位.因此，本文選取了4處典型的鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)釬焊接頭位置，如圖3a所示，對其周圍的等效熱應(yīng)力、等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下的等效應(yīng)力的分布狀況進(jìn)行分析.此外，翅片和隔板與釬焊層之間的焊縫處同樣屬于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的薄弱位置，容易萌生裂紋，發(fā)生斷裂.因此，本文選取了4條典型路徑，如圖3b所示，分析了等效熱應(yīng)力、等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下的等效應(yīng)力分別沿路徑1、2、3和4的分布規(guī)律.

3.1 等效熱應(yīng)力

圖6是鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處等效熱應(yīng)力的分布圖.從圖中可以看出在釬焊層內(nèi)部、釬焊接頭處以及隔板和翅片靠近釬焊接頭處的區(qū)域，等效熱應(yīng)力均較高，最大值達(dá)到了155.86 MPa，其余區(qū)域的等效熱應(yīng)力較低，而在遠(yuǎn)離釬焊接頭附近區(qū)域的位置處等效熱應(yīng)力迅速降低.這主要是由于換熱器在運(yùn)行過程中隨著運(yùn)行工況的波動變化，鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處的表面與NG(MR)直接接觸以對流換熱的方式進(jìn)行熱量交換，從而造成釬焊接頭處與NG(MR)之間的換熱量不斷變化.此外，由于釬焊接頭處的結(jié)構(gòu)具有不連續(xù)性，在換熱量不斷變化的過程中，釬焊接頭處不能完全自由的進(jìn)行熱脹冷縮，受到了一定的約束限制.因此，導(dǎo)致鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭附近區(qū)域的溫度梯度較大，最終造成釬焊接頭處的等效熱應(yīng)力較大.

圖7a為等效熱應(yīng)力沿路徑1的分布情況(σ和τ分別是正應(yīng)力和剪切應(yīng)力，下標(biāo)表示正應(yīng)力和剪切應(yīng)力的方向，σr是等效應(yīng)力).結(jié)果表明除yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑1近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑1的變化均較大，均在釬焊接頭處達(dá)到峰值且在釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效熱應(yīng)力和x方向正應(yīng)力在釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效熱應(yīng)力沿路徑1在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x方向正應(yīng)力的影響.

圖7b為等效熱應(yīng)力沿路徑2的分布情況.結(jié)果表明等效熱應(yīng)力、各方向正應(yīng)力和xy平面的剪切應(yīng)力沿路徑2的變化相對較大，yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑2近似保持不變.等效熱應(yīng)力、各方向正應(yīng)力和xy平面的剪切應(yīng)力均在靠近釬焊接頭處達(dá)到峰值且在靠近釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效熱應(yīng)力和y方向正應(yīng)力在靠近釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效熱應(yīng)力沿路徑2在靠近釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受y方向正應(yīng)力的影響.

圖7 等效熱應(yīng)力沿不同路徑的分布情況

圖7c為等效熱應(yīng)力沿路徑3的分布情況.結(jié)果表明除yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑3近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑3的變化均較大，均在靠近釬焊接頭處達(dá)到峰值且在靠近釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效熱應(yīng)力和x方向正應(yīng)力在靠近釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效熱應(yīng)力沿路徑3在靠近釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x方向正應(yīng)力的影響.

圖7d為等效熱應(yīng)力沿路徑4的分布情況.結(jié)果表明等效熱應(yīng)力、x和z方向正應(yīng)力沿路徑4的變化相對較大，y方向正應(yīng)力和xy平面的剪切應(yīng)力沿路徑4的變化相對較小，yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑4近似保持不變.除yz和xz平面的剪切應(yīng)力外，其余各應(yīng)力均在釬焊接頭處達(dá)到峰值且在釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效熱應(yīng)力以及x和z方向正應(yīng)力在釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效熱應(yīng)力沿路徑4在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x和z方向正應(yīng)力的影響.

綜上所述，等效熱應(yīng)力在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中，該位置處易發(fā)生強(qiáng)度失效.等效熱應(yīng)力沿路徑1和路徑3在釬焊接頭處主要受x方向正應(yīng)力的影響；沿路徑2在釬焊接頭處主要受y方向正應(yīng)力的影響；沿路徑4在釬焊接頭處主要受x和z方向正應(yīng)力的影響.

3.2 等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

圖8是鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力的分布圖.從圖中可以看出等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力與等效熱應(yīng)力的分布基本一致，最大值同樣位于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處，為104.06 MPa.這主要是由于換熱器在運(yùn)行過程中隨著運(yùn)行工況的波動變化，鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力波動比較頻繁.在這種情況下，鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處母材和釬焊層材料的材料性能不完全匹配以及釬焊接頭處的結(jié)構(gòu)不連續(xù)性，使鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)內(nèi)部的應(yīng)力傳遞在釬焊接頭處受到阻擋，從而導(dǎo)致應(yīng)力集中效應(yīng)在釬焊接頭處積累，造成釬焊接頭附近區(qū)域的應(yīng)力梯度較大.

圖8 鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處的等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力

圖9a為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑1的分布情況.結(jié)果表明除yz和xz平面上的剪切應(yīng)力沿路徑1近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑1的變化均較大，均在釬焊接頭處達(dá)到峰值且在釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和x方向正應(yīng)力在釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑1在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x方向的正應(yīng)力的影響.

圖9b為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑2的分布情況.結(jié)果表明等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力、y方向正應(yīng)力和xy平面的剪切應(yīng)力沿路徑2的變化相對較大，x和z方向正應(yīng)力沿路徑2的變化相對較小，yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑2近似保持不變.等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力、y和z方向正應(yīng)力以及xy平面的剪切應(yīng)力均在靠近釬焊接頭處達(dá)到峰值且在靠近釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和y方向正應(yīng)力在靠近釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑2在靠近釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受y方向正應(yīng)力的影響.

圖9c為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑3的分布情況.結(jié)果表明等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力、y方向正應(yīng)力沿路徑3的變化相對較大，x和z方向正應(yīng)力以及xy平面的剪切應(yīng)力沿路徑3的變化相對較小，yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑3近似保持不變.等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力以及y和z方向正應(yīng)力均在靠近釬焊接頭處達(dá)到峰值且在靠近釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和y方向正應(yīng)力在靠近釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑3在靠近釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受y方向正應(yīng)力的影響.

圖9 等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿不同路徑的分布情況

圖9d為等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑4的分布情況.結(jié)果表明除yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑4近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑4的變化均較大，均在釬焊接頭處達(dá)到峰值且在釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和x方向正應(yīng)力在釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑4在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x方向正應(yīng)力的影響.

綜上所述，等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中，該位置處易發(fā)生強(qiáng)度失效.等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力沿路徑1和路徑4在釬焊接頭處主要受x方向正應(yīng)力的影響；沿路徑2和路徑3在釬焊接頭處主要受y方向正應(yīng)力的影響.

3.3 熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下的等效應(yīng)力

圖10為在熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力的耦合作用下，鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處等效應(yīng)力的分布圖.從圖中看可以看出等效應(yīng)力與等效熱應(yīng)力和等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力的分布基本保持一致.在釬焊層內(nèi)部、釬焊接頭以及隔板和翅片靠近釬焊接頭處的區(qū)域，等效應(yīng)力較大，其余區(qū)域的等效應(yīng)力較低.最大等效應(yīng)力同樣位于釬焊接頭處，最大值為154.46 MPa.等效應(yīng)力在釬焊接頭處及其附近區(qū)域的應(yīng)力梯度較大.這主要是由于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處母材和釬焊層材料的材料性能不完全匹配以及釬焊接頭處的結(jié)構(gòu)具有不連續(xù)性造成的.

圖10 溫度和壓力共同作用下翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處的等效應(yīng)力

圖11a為在熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下等效應(yīng)力沿路徑1的分布情況.結(jié)果表明除yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑1近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑1的變化較大，均在釬焊接頭處達(dá)到峰值且在釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效應(yīng)力和x方向正應(yīng)力在釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效應(yīng)力沿路徑1在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x方向正應(yīng)力的影響.

圖11b為在熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下等效應(yīng)力沿路徑2的分布情況.結(jié)果表明除yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑2近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑2變化均較大，均在靠近釬焊接頭處達(dá)到峰值且在靠近釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效應(yīng)力和y方向正應(yīng)力在靠近釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效應(yīng)力沿路徑2在靠近釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受y方向正應(yīng)力的影響.

圖11c為在熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下等效應(yīng)力沿路徑3的分布情況.結(jié)果表明除yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑3近似保持不變外，其余各應(yīng)力沿路徑3變化均較大，均在靠近釬焊接頭處達(dá)到峰值且在靠近釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效應(yīng)力以及x和y方向正應(yīng)力在靠近釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效應(yīng)力沿路徑3在靠近釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x和y方向正應(yīng)力的影響.

圖11d為等效應(yīng)力沿路徑4的分布情況.結(jié)果表明等效應(yīng)力以及x和z方向正應(yīng)力沿路徑4的變化相對較大，y方向正應(yīng)力和xy平面的剪切應(yīng)力沿路徑4的變化相對較小，yz和xz平面的剪切應(yīng)力沿路徑4近似保持不變.除yz和xz平面的剪切應(yīng)力外，其余各應(yīng)力均在釬焊接頭處達(dá)到峰值且在釬焊接頭處的應(yīng)力梯度較大.此外，等效熱應(yīng)力以及x和z方向正應(yīng)力在釬焊接頭處的值遠(yuǎn)大于其余各應(yīng)力.因此，等效應(yīng)力沿路徑4在釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中且主要受x和z方向正應(yīng)力的影響.

圖11 等效應(yīng)力沿不同路徑的分布情況

綜上所述，等效應(yīng)力在釬焊接頭處產(chǎn)生應(yīng)力集中，該位置處易發(fā)生強(qiáng)度失效.等效應(yīng)力沿路徑1在釬焊接頭處主要受x方向正應(yīng)力的影響；沿路徑2在釬焊接頭處主要受y方向正應(yīng)力的影響；沿路徑3在釬焊接頭處主要受x和y方向正應(yīng)力的影響；沿路徑4在釬焊接頭出主要受x和z方向正應(yīng)力的影響.

此外，通過對比圖6、圖8和圖10可以看出最大等效熱應(yīng)力(155.86 MPa)大于最大等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力(104.46 MPa)，與最大等效應(yīng)力(154.46 MPa)更為接近.因此，在熱應(yīng)力和結(jié)構(gòu)應(yīng)力的耦合作用下，等效應(yīng)力受等效熱應(yīng)力的影響相對較大，故熱邊界的選取對于熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下模擬結(jié)果的影響是非常重要的.

4 結(jié)論

本文基于熱-彈性理論，建立了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的熱結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析模型.采用熱-結(jié)構(gòu)耦合的方法，模擬分析了鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的等效熱應(yīng)力、等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下的等效應(yīng)力在釬焊接頭處的分布情況以及各應(yīng)力沿典型路徑的分布狀況.結(jié)論如下：

1)等效熱應(yīng)力、等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力和熱-結(jié)構(gòu)耦合作用下的等效應(yīng)力均在鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)的釬焊接頭處發(fā)生應(yīng)力集中，該位置處最易發(fā)生強(qiáng)度失效.這主要是由于鋁制翅片-隔板-封條釬焊結(jié)構(gòu)釬焊接頭處母材和釬焊層材料的材料性能不完全匹配以及釬焊接頭處的結(jié)構(gòu)具有不連續(xù)性造成的.

2)等效熱應(yīng)力在釬焊接頭處沿路徑1和路徑3主要受x方向正應(yīng)力的影響；沿路徑2主要受y方向正應(yīng)力的影響；沿路徑4在釬焊接頭處主要受x和z方向正應(yīng)力的影響.

3)等效結(jié)構(gòu)應(yīng)力在釬焊接頭處沿路徑1和路徑4主要受x方向正應(yīng)力的影響；沿路徑2和路徑3主要受y方向正應(yīng)力的影響.

4)等效應(yīng)力在釬焊接頭處沿路徑1主要受x方向正應(yīng)力的影響；沿路徑2主要受y方向正應(yīng)力的影響；沿路徑3主要受x和y方向正應(yīng)力的影響；沿路徑4主要受x和z方向正應(yīng)力的影響.

5)在熱-結(jié)構(gòu)耦合的作用下，等效熱應(yīng)力對等效應(yīng)力的影響較大.因此，熱邊界的選取對模擬結(jié)果的影響至關(guān)重要.