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哈雷釬焊板式換熱器
專業生產:換熱器;分水器;過水熱;冷卻器
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預應力換熱器性能的數值分析與實驗研究

點擊:1918 日期:[ 2014-04-26 21:57:37 ]
                            預應力換熱器性能的數值分析與實驗研究                                     郭崇志  龐凌慧                               (華南理工大學,廣東廣州 510640)     摘要:通過對某折流桿預應力換熱器模型樣機的傳熱工藝數值計算和進一步的結構數值計算,結 合模型樣機的預變形實施、控制以及實驗檢測技術研究,實現了一種預應力換熱器設計、制造及其 專利技術實施。在對折流桿換熱器中變形相互約束的構件之間所產生的溫差應力進行數值分析的 基礎上,研究了預變形量對有效緩解和協調固定管板換熱器在運行中各構件(管板、殼體、管束)之 間的變形約束所產生的作用。研究結果表明,合理施加的預變形量可以顯著地降低管板、管子和殼 體上承受的溫差變形約束,預變形量可以有效地控制這類換熱器的運行工況下產生的溫差熱應力, 對于防止管子與管板連接區域的破壞,避免管子壓縮失穩破壞和提高換熱器殼體的承載能力都有 極大的益處,從而為這類換熱器的設計制造以及使用和維護,延壽技術研究開辟了一條新的途徑。     關鍵詞:預應力換熱器;預變形;溫差應力;數值分析     中圖分類號:TQ051.5 文獻標識碼:A 文章編號:1001-4837(2009)01-0004-06     眾所周知,在管殼式換熱器中,過大的管殼壁溫 差引起的熱應力是導致結構破壞的主要原因之一, 為了降低換熱器中的熱應力以及由此引起的破壞, 文獻[1]提出了一種通過施加預應力來降低運行中 的換熱器溫差應力的制造技術。文獻[2]曾對某預 應力換熱器進行過粗略的計算,通過假定管板為剛 性板,計算熱膨脹差導致的熱應力,并將預應力換熱 器的計算結果和相應的普通管殼式換熱器進行了對 比,得知預應力換熱器管子和管板在工作狀態所受 的熱應力大幅度降低為普通管殼式換熱器的一半以 下,這說明預應力換熱器技術的效果是非常顯著的。 由于管殼式換熱器結構的復雜性,目前對換熱 器熱應力的分析研究,大多采用數值分析的方法,公 開發表的文獻大多利用局部模型[3]進行數值模擬 分析,在換熱器整體模型上展開研究的較少,對于采 用預變形技術的換熱器性能分析研究就更少。為了 進一步研究這種預變形換熱器的溫差應力特性,本 文利用“分段建模,整體綜合”[4,5]CFD模擬新方法, 首先從傳熱與流體力學的角度研究了換熱器中流體 流動速度分布與溫度場的分布,將得到的溫度場作 為有限元分析軟件ANSYS結構分析邊界條件,然后 采用預拉伸單元進行預變形量的施加與控制,從而 獲得了預應力換熱器的熱-結構耦合分析結果,最 后將有限元結果與實驗預應力換熱器的實測數據相 比較,結果表明,通過施加和控制預變形量,可以大 幅降低運行中的換熱器管殼壁溫差引起的應力峰 值,有效改善固定管板換熱器的運行環境,延長工作 壽命,提高運行可靠性。     1 預應力的實施方法     目前有兩類實施預變形從而產生預應力的方 法,其一是所謂“預留環焊縫”法,指按照常規的管 殼式固定管板換熱器生產工藝將管束與管板、部分 殼體組焊好后,殼體上預留一條環焊縫,然后通過模 擬工作環境的溫差[6]或用機械[7]、液壓方式拉伸或 壓縮(其大小根據溫差和壓差確定)管束,控制所加 載荷,從而控制預變形達到預定值后焊接環焊縫,最 終利用環縫焊后的冷卻收縮產生預應力。模擬溫差 形成預應力的方法和通過機械或液壓在管束上加載 的方法,由于預變形量很難控制,因此實際幾乎不可 能實現,因為作為壓力容器的換熱器筒節下料時,幾 何尺寸公差往往就大大超過預變形量的大小,因此如何控制和檢測預變形量,同時滿足環縫組配間隙 的要求,從而保證焊接質量,實施起來極為困難,更不用說加載在個別點上實施,反而造成環縫組配間 隙不均勻,引起更大的應力集中。     另一種實施技術[1]是采用預(反)變形的施工 技術,其方法是對管板采用機械或液壓方式或對換 熱管采用電加熱方式加載產生預(反)變形,然后實 施焊接,冷卻固定之后產生預應力。本文提出的預 應力換熱器研究遵循了這種思路,首先根據換熱器 的工作條件,由數值計算得到管板在工作過程中可 能出現的溫差膨脹量,然后在換熱器的制造過程中 施加一個反向預變形,然后將管子與管板的連接固 定。在給定的運行條件之下,換熱器的工作應力與 反變形產生的預應力疊加抵消之后,使得管板與換 熱管、殼體在工作時處于更低的應力狀態,從而降低 運行過程中可能出現的較大的溫差熱應力,緩和換 熱器的管束、殼體和管板的工作應力,達到運行安全 可靠性提高的目的。研究所用折流桿固定管板預應 力換熱器模型見圖1。                            2 結構有限元分析     2.1 設計參數及工藝條件     本文研究的換熱器為折流桿固定管板換熱器 (可調節預變形模式),幾何結構模型見圖1,模型主 要結構尺寸見表1。換熱器殼程介質為普通自來 水,管程介質為飽和水蒸氣,為了得到管、殼程較大 壁溫差,兩種介質流向為并流,主要工藝條件見表2。     2.2 模型的簡化及單元類型的選取     本文利用Fluent和ANSYS對預應力換熱器進 行熱-結構耦合分析。 在CFD分析中,考慮到換熱器流道結構較為復 雜,需采用三維實體建模,并對流道結構作相應簡 化,本文建立的模型忽略了殼程流體進出口接管,管程的管箱及其進出口接管,相應的影響作為流體流 動和傳熱的邊界條件。在CFD分析中,主要單元為四面體或六面體的流體單元。                           在結構分析中,建立了管板、殼體和換熱管束組 成的1/2對稱模型。在換熱管上設置了預拉伸單 元,其他構件取Solid90作為熱分析單元,Solid95為 結構分析單元[8],所有構件材料定義為碳鋼(導熱 系數47.5W/(m·℃),熱膨脹系數11.6×10-6,泊 松比0.3)。     2.3 邊界條件的確定     在CFD計算中,獲得的所有壁面的溫度分布包 含了各個方向的溫度梯度,對于結構分析而言,目前 重點分析由于換熱器軸向溫度梯度引起的溫差應 力,從而略去了影響不太大的徑向溫度梯度和環向 溫度梯度。而在結構熱分析中,為了突出軸向溫度 梯度造成的溫差應力及其影響,對從Fluent中導出 的節點溫度數據進行了處理,形成最終在結構分析 中的溫度載荷。具體做法是將換熱管各個壁面的溫 度載荷根據Fluent計算結果擬合出溫度函數關系 式,其中Fluent分析對換熱器采用“分段模擬,整體 綜合”方法[5]。通過對換熱管施加預拉伸單元的位 移載荷量來體現預變形加載過程。     由于本文的預拉伸單元設置在管子上,即管子 與管板已經預先連接(焊接)??v向對稱面設置為 位移對稱邊界;殼體軸向中間面的邊緣線上全部約 束自由度為零,這個約束主要用以消除結構的剛體 位移,對計算結果影響不大。     2.4 預拉伸單元位移載荷量的確定[9]     施加預變形時,假定管板外圓周邊緣在軸向 (Y)方向上的變形為零,而各層管排近似視為若干 同心圓,每個同心圓層上需要設置的預變形數值可根據布管中心的變形量通過線性關系粗略計算得 出,然后通過設定管板中心的變形數值,來滿足各個 布管層的預變形量的設置要求,預變形量的計算簡 圖如圖2所示。當得知a值后,就可以根據各個半 徑尺寸計算出b、c、d的值,即可以計算得到各根管 子上的預變形量。這種假定多孔圓平板的軸向位移 線性分布的假設僅在管板直徑較小的情況下能夠滿 足計算的要求,當管板直徑更大時,需要采用二次 (或以上階次的高階)曲線。                                 由于本文重點研究施加預變形后,對運行中的 換熱器相互約束構件可能產生的影響,以及隨著預 變形量的變化而產生的最大應力及其變形的變化, 主要探索預應力換熱器模型在施加預變形后產生的 效果,即可行性問題,因此,這里選擇并施加的預變 形量并非是最優的數值。     3 應力變化分析     3.1 有限元仿真分析     根據換熱器溫差熱應力產生的原理以及研究目 的,本文主要通過數值計算來探討預變形對固定管 板式換熱器軸向溫差熱應力的補償作用,分析過程 中預拉伸單元僅僅是對分析模型的軸向產生載荷作 用,因此,只有通過對模型分析結果的軸向應力進行 比較分析才能得到合理的結果。結合所建立的仿真 分析模型,給出固定管板式換熱器在正常工作狀態 下施加預應力前和施加預應力后分析模型中部分區 域的軸向(Y向)應力分布云圖。圖3和圖4分別為 沒有施加預變形的常規換熱器有限元分析得到的管 板和管子連接區域以及管板和殼體連接區域的局部 軸向熱應力分布云圖。圖5和圖6分別為中心預變 形量為0.184mm時管板和管子連接區域以及管板和殼體連接區域的局部軸向應力分布云圖。                                                       加預拉伸變形時管板與殼體連接區,最大的拉伸應力為239.441MPa,最大的壓縮應力為-250.816 MPa,施加預變形后最大拉伸應力和最大壓縮應力分別為181.064MPa和-198.327MPa,與未施加預變形前相比分別下降了24%和21%??梢娛┘宇A拉伸變形后的預應力換熱器,軸向應力最大值的絕對值比未施加預拉伸變形的常規換熱器大幅度下降。     3.2 理論與實驗數據對比分析     在蒸汽入口端管板表面定義了兩條路徑X和 Z,起點均為管板中心孔的圓周上,終點為管板平面的外緣,方向與整體坐標X、Z一致,如圖7所示。而定義換熱管外壁面軸向路徑,起點均為蒸汽入口端(熱端)處,方向為蒸汽的流動方向。                             實驗采用應變計作為敏感元件,選取路徑X三 個點,其位置數據如表3所示,采用多次實驗的平均 值,得到各個預變形下各位置上的徑向應變值,如表 4所示。為了考察試驗結果,將其與有限元分析的 結果進行了對比,選用蒸汽入口段管板表面的X方 向路徑的應變結果,對比情況如圖8所示,圖中間斷 處為內孔孔徑大小(Φ12×3mm)。                           從圖8可見,實驗結果與有限元數值分析得到 的路徑上的應變變化相一致。由于壁面溫度加載只 考慮了軸向溫差、再考慮到實驗模型的各種偏差以 及測試過程和數據處理過程出現的偏差,實測數據 能夠與FEM數據吻合到這種程度已經是很好的結果。                             圖9,10是根據數值計算結果整理得到的兩個 路徑下徑向應變數值與預變形量大小的關系,可見 不管是否施加預變形,最大應變都發生在管板與殼 體連接處的附近區域,且為壓縮變形狀態;施加預變 形后管板應變趨于下降,施加的預變形量越大,管板 應變分布越趨于平緩。在出現最大應變區域,即應 變出現峰值的區域,隨著預變形量的增加,最大應變 降低得更多。這間接說明,隨著預變形增加,徑向應力分布趨于平緩。                            3.3 換熱管外壁軸向應力分析     本文研究的固定管板換熱器的管子主要承受軸 向應力,由于換熱管的應力分布特點大致相同,故任 意選取布管區中的某根管來考察軸向應力沿著路徑 的變化,參見圖11所示。管子軸向為路徑方向,起 點為蒸汽入口端(熱端)處,方向沿蒸汽的流動方向。由此可見管子軸向應力的分布有以下特點:                       (1)沿著軸線方向,軸向熱應力分布并不均勻, 而呈現出從熱端到冷端管板逐漸減小之勢;熱端軸 向熱應力最大,冷端軸向熱應力相對較小;     (2)不論在冷端管板還是在熱端管板,管子與 管板連接區域均出現軸向熱應力突變,顯示連接區 域局部有較大的軸向峰值應力;     (3)隨著預變形量的增加,管子承受的工作狀 態下的軸向壓縮應力逐漸減小,端部的最大應力突 變趨于緩和,當達到最大預變形量(1.0mm)時,管 子承受的壓縮軸向熱應力的數值已經很小,而管子 承受壓縮軸向應力的區域也只占管子長度的很小一 部分,主要集中在在冷端管板的附近,而熱端管板的 管子絕大部分區域已經出現拉伸軸向應力,拉伸軸 向應力分布的區域占管子長度的很大部分,可見軸向應力的分布隨著預變形量而變化,即管子承受的 拉伸與壓縮軸向應力的轉變點(零點)隨著預變形量的而變化,因此,通過控制預變形量的大小可以控制管子的軸向應力零點的移動,從而有效地限制壓 縮失穩的發生。由于管子與管板連接為一體,管子軸向應力的降低也緩解了管子與管板連接區域的變形約束,所以,根據不同的設計目的,可以通過制造技術來控制預變形量的大小,從而控制管子軸向應力和管板、殼體上的應力分布,有效地防止或降低運行中管子與管板連接區被拉脫、產生疲勞破壞和管 子失穩破壞的危險,對于延長管子與管板連接區的工作壽命極為有利。                             3.4 軸向最大應力的比較     為了定量研究應力分布與所施加的預變形量之 間的關系,將各個預變形作用下X、Z路徑和外殼的 軸向路徑(沿著蒸汽流向)出現的正常工作狀態下 最大軸向應力峰值的數值列成表5,進一步考察預 變形與應力分布變化之間的關系。     從表5可見,隨著預變形量的增加,上述路徑上的最大軸向應力迅速下降,當預變形量為0.5時,最大軸向應力已經降低至常規無預變形換熱器的最大軸向應力的約1/2以下。而在預變形量為0.5 1.0,最大軸向應力出現反向,意味著可能有零點出現,說明可能存在最優的預變形量數值。                             4 結論     本文重點說明了利用預(反)變形制造技術實 現的預應力換熱器結構以及預(反)變形大小對預 應力換熱器性能的影響,其中主要探討了制造所施 加的預變形對相互之間變形受到約束的結構所產生 的應力分布的影響。通過本文的分析研究,可以得 到以下結論:     (1)通過預應力換熱器制造技術的驗證和實 施,文中對模型樣機進行了實例計算和實驗驗證,結 果證明:利用本文采用的預變形施工技術進行預應 力換熱器制造是可行的,預變形的控制、施加和維持 都是可以實現的?,F有的理論計算和實驗驗證都表 明,適當選擇的預變形可以顯著降低結構的溫差應 力,從而為這類換熱器的設計、制造、維護和延壽展 示了一條新的途徑;     (2)利用數值分析軟件(Fluent、ANSYS)來進行 預應力換熱器的工藝性能和結構性能的數值仿真計 算是可行的,上述數值計算的研究將最終導致預應 力換熱器設計技術的實現;     (3)通過研究預變形與換熱器結構應力和變形 分布,可知,在所確定的預變形范圍內,隨著預變形 量的增加,熱態運行中的換熱器的應力和應變峰值 降低,分布出現緩和,意味著制造過程中所施加的反 向變形及其應力與運行過程中產生的工作應力出現了合理的疊加(抵消),從而有效地降低了換熱器 中,尤其是相互約束的構件之間產生的苛刻的應力 峰值,提高了運行可靠性和安全性,可以有效地降低 管子與管板連接區局部因峰值應力過大,產生裂紋、應力腐蝕、腐蝕疲勞等破壞的可能性,從而延長換熱 器的使用壽命;     (4)本文初步探討了在不同的預變形下換熱器結構構件的應變、應力分布規律和變化趨勢,深入的研究尚待繼續。     參考文獻:     [1] 郭崇志.一種管殼式預應力換熱器的設計制造方法 [P].中國專利:00114032,2000.     [2] 陳文昕,王友紅,郭崇志.管殼式換熱器預應力計算方 法的初步研究[R].廣東省鍋爐壓力容器技術論壇. 2002:71-74.     [3] 冷紀桐,呂洪,章姚輝,等.某固定管板式換熱器的 溫度場與熱應力分析[J].北京化工大學學報,2004, 31(2):104-107.     [4] 陳文昕.折流桿換熱器的數值模擬與實驗研究[D]. 廣州:華南理工大學,2006.     [5] 郭崇志,梁泉水.折流桿換熱器數值模擬新方法[J]. 化工進展,2007,26(8):1198-1206.     [6] 公維生,王錦勇.預應力列管換熱器及其制造技術 [J].化工施工技術,1999,21(2).     [7] 王維慧,蘭芳,胡光忠.預應力換熱器的預應力仿真分 析計算方法[J].壓力容器,2007,24(5):13-16.     [8] 孫明禮,邵長金,唐煉.應用ANSYS分析管板應力實 例[J].大氮肥,2004,27(2):100-102.     [9] 梁泉水.預應力換熱器的研究[D].廣州:華南理工大 學,2007. 
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