非對(duì)稱管殼式換熱器的三維有限元結(jié)構(gòu)分析

1、設(shè)計(jì)計(jì)算非對(duì)稱管殼式換熱器的三維有限元結(jié)構(gòu)分析劉天豐1,陳建良2,林興華2(1.江南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,江蘇無錫214122;2.浙江大學(xué)化工機(jī)械研究所,浙江杭州310027摘要:為研究非對(duì)稱管殼式換熱器的結(jié)構(gòu)受力情況,建立了其合理的三維有限元模型。先分析了結(jié)構(gòu)部分的溫度場,發(fā)現(xiàn)其各個(gè)部分存在較大的溫度差,可能產(chǎn)生較高的溫差應(yīng)力;再補(bǔ)充其它載荷邊界條件進(jìn)行計(jì)算,得到結(jié)構(gòu)的位移和應(yīng)力?？偨Y(jié)了結(jié)構(gòu)主要部位的受力特點(diǎn)和規(guī)律,對(duì)其進(jìn)行了強(qiáng)度校核,發(fā)現(xiàn)結(jié)果同對(duì)稱換熱器結(jié)構(gòu)的受力有相似之處,同時(shí)還對(duì)未來的結(jié)構(gòu)改進(jìn)提出意見。關(guān)鍵詞:換熱器;有限元;管板;強(qiáng)度;拉脫力中圖分類號(hào):TK172文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼:A文章編號(hào)

2、:1001-4837(200908-0027-05Non-ax isy mm etr i c Tube and Shell Hea t ETPhanger3D FEAL I U T i a n-feng1,CHEN J i a n-li a ng2,L I N X i n g-hua2(1.School of Mechanical Engineering,J iangnan University,W uxi214122,China;2.Research I nstituteof Che m icalMachinery,Zhejiang University,Hangzhou310027,Chi

3、naAbstract:I n order t o learn structures stress,3D non-axisy mmetrical heat eTPhanger FE A model was set up.Firstly,structure te mperature field was calculated,and there were a biggish te mperature difference, which may bring a higher stress.W hereafter,other l oads and bound conditi ons,with te mp

4、erature field p r oduced anteri or,were supp lied t o calculate structure dis p lace ment and stress.The structures main porti ons stress and its distributi on feature were su mmarized,the strength was checked,and stress distri2 buti ons si m ilarity bet w een axisy mmetrical and non-axisy mmetrical

5、 structure is found.Meanwhile,the directi on idea was put for ward f or the structure design i m p r ove ment.Key words:heat eTPhanger;FEA;tubesheet;strength;pulling a way f orce1前言當(dāng)前管殼式換熱器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析的主要依據(jù)是G B1511,此外還需參考G B150和JB47322,3。G B151中關(guān)于管板強(qiáng)度校核是根據(jù)彈性基礎(chǔ)上的薄板理論,在結(jié)構(gòu)軸對(duì)稱條件下,將薄板的三維變形簡化為二維梁式變形,并采用結(jié)構(gòu)力學(xué)中的“力

6、法”來進(jìn)行強(qiáng)度計(jì)算。該計(jì)算公式概念清晰,簡單明了,但適用范圍有限:當(dāng)管束在管板上并非軸對(duì)稱布置,或管板上開孔率不在規(guī)范之內(nèi),它無法計(jì)算。某固定管板的管殼式換熱器,其管板上的管束非軸對(duì)稱布置,不能用規(guī)范中的計(jì)算公式進(jìn)行強(qiáng)度校核。同時(shí),由于僅殼程的上半部有換熱管束,高溫物料流入殼程后,引起管板和殼體之間較大的溫度差,進(jìn)而會(huì)產(chǎn)生溫差應(yīng)力,規(guī)范中的公式也無法計(jì)72算。同時(shí),考慮到結(jié)構(gòu)的形狀和受力都較復(fù)雜,而規(guī)范中的計(jì)算公式對(duì)這些因素進(jìn)行了簡化處理,在這種情況下,采用有限元數(shù)值計(jì)算是較好的辦法。當(dāng)前,有限元法求解換熱器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的工作不多,且大多集中在軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)46,這樣可將三維問題簡化為平面問題,計(jì)算量

7、大大減少。而針對(duì)管束非軸對(duì)稱布置的換熱器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析,還未見報(bào)道。文中將對(duì)該問題進(jìn)行研究,采用合理的簡化措施,建立換熱器有限元分析模型, 包括溫度場和結(jié)構(gòu)應(yīng)力位移場,將計(jì)算得到的溫度場結(jié)果作為載荷施加至結(jié)構(gòu)有限元模型中,并補(bǔ)充其他載荷邊界條件,計(jì)算得到結(jié)構(gòu)各個(gè)部分的應(yīng)力,最后對(duì)幾個(gè)關(guān)鍵部位的應(yīng)力分布進(jìn)行總結(jié)和強(qiáng)度校核。2換熱器的主要參數(shù)該換熱器為固定管板的管殼式換熱器,其結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖1換熱器結(jié)構(gòu)示意管板上面的管束布置如圖2所示,共500根換熱管,分布在管板的上半部分,且左右對(duì)稱。圖2溫度場邊界條件示意1.筒體和法蘭外表面;2.換熱器殼體的下半部;3.換熱器的殼程出口處;4.換熱器管板的下

8、半部;5.換熱器管板的上半部;6.換熱管與管板連接處;7.換熱器殼體的上半部該換熱器主要設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示,主要結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。表1換熱器的主要設(shè)計(jì)條件項(xiàng)目殼程管程設(shè)計(jì)壓力(MPa 230/5035/36表2換熱器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)名稱參數(shù)管板內(nèi)徑(mm 1300管板厚度(mm 80法蘭外徑(mm 1460法蘭螺栓圈直徑(mm 1415法蘭螺栓個(gè)數(shù)52墊片內(nèi)外徑(mm 1315/1355殼體厚度(mm 20換熱管尺寸(mm D =19.05,d =13.51,L =2100材料00Cr19N i103有限元計(jì)算模型該換熱器結(jié)構(gòu)形狀復(fù)雜,存在許多溝、槽、倒圓等結(jié)構(gòu)特征,還有大量的換熱管。在幾何建

9、模階段,需進(jìn)行簡化,只考慮主要結(jié)構(gòu):管板、殼體、法蘭、管束和膨脹節(jié),而忽略對(duì)關(guān)鍵部位應(yīng)力影響次要的結(jié)構(gòu)特征。換熱器結(jié)構(gòu)部分的溫度分布,與其管程和殼程內(nèi)流體的流動(dòng)和傳熱有直接關(guān)系,由于換熱器殼程中存在大量的換熱管束和其他物體,幾何形狀不規(guī)則,物料自身流動(dòng)的本構(gòu)關(guān)系也比較復(fù)雜,因而殼程內(nèi)流體流動(dòng)和傳熱十分復(fù)雜。通常采用分布阻力、體積多孔度、表面滲透度等模型79,用有限差分法進(jìn)行數(shù)值模擬。本文對(duì)此進(jìn)行簡化,僅計(jì)算結(jié)構(gòu)部分的溫度場:根據(jù)換熱器的實(shí)際運(yùn)行狀態(tài),估算溫度場邊界條件,并施加到模型中。計(jì)算得到溫度場后,再將其代入到結(jié)構(gòu)分析有限元模型的載荷中,進(jìn)行位移和應(yīng)力計(jì)算。如圖1,2所示,換熱器有左右和前

10、后兩個(gè)對(duì)稱面,為降低計(jì)算規(guī)模,取整體的1/4為計(jì)算模型。整個(gè)計(jì)算過程采用ANSYS 9.0有限元分析軟件實(shí)現(xiàn)。換熱管溫度已知,不需計(jì)算,其他部分如圖2所82CP VT 非對(duì)稱管殼式換熱器的三維有限元結(jié)構(gòu)分析Vol261No82009示。(1筒體和法蘭外表面:因?yàn)楦采w著保溫材料,可視為絕熱邊界條件;(2換熱器殼體的下半部:其內(nèi)表面溫度設(shè)置為物料的殼程進(jìn)口溫度230;(3換熱器的殼程出口處:設(shè)為物料的殼程出口溫度150;(4換熱器管板的下半部:根據(jù)兩側(cè)流體的物性和流動(dòng)情況,可算出它們的對(duì)流換熱系數(shù);結(jié)合管板材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)、厚度和周圍流體參考溫度10,11,可估算出管板兩側(cè)壁面的溫度分別為113和

11、98;(5換熱器管板的上半部(布管區(qū):該部分各壁面間的熱交換十分復(fù)雜,難以準(zhǔn)確確定邊界條件。實(shí)際中這樣處理:在殼程一側(cè),因?yàn)槲锪系臒醾鲗?dǎo)系數(shù)比管板的熱傳導(dǎo)系數(shù)小23個(gè)數(shù)量級(jí),并且流動(dòng)緩慢,所以將該側(cè)壁面作絕熱邊界條件處理;在管程一側(cè),將管板壁面邊界條件設(shè)置為估算的換熱系數(shù)2=156W/(m2K,周圍介質(zhì)的參考溫度取冷卻水的平均溫度35;(6換熱管與管板連接處:設(shè)為絕熱邊界條件;(7換熱器殼體的上半部:其內(nèi)壁面同緩慢流動(dòng)的物料相接觸,將其設(shè)為絕熱邊界條件;另外,在1/4、左右對(duì)稱面上,設(shè)為絕熱邊界條件。需進(jìn)行溫度場分析的部位,都具有規(guī)則形狀,可用六面體單元?jiǎng)澐?這樣計(jì)算效率高。單元采用一階形式,

12、共劃分了34881個(gè)單元、87472個(gè)結(jié)點(diǎn)。經(jīng)計(jì)算,得到溫度場分布,同時(shí)發(fā)現(xiàn)管板和殼體間有較大的溫差,可能引起較大的溫差應(yīng)力。3.2結(jié)構(gòu)有限元模型結(jié)構(gòu)分析和溫度場分析采用相同的幾何模型,并增加考慮換熱管模型。同溫度場分析劃分的網(wǎng)格相似,采用六面體單元?jiǎng)澐?不同的是用二階單元,且劃分密度比它高,主要是考慮到應(yīng)力場的變化比溫度場的變化梯度大。此外,在每個(gè)管板開孔處,建立長度約為管板厚度的圓筒模型,其截面同換熱管截面相同,同時(shí)用二階六面體單元?jiǎng)澐炙?以模擬一段換熱管。緊接著建立桿單元,長度至換熱器軸向中分處,桿單元的截面特性為換熱管的截面面積,用來模擬剩下的換熱管。另外,圓筒兩端上的單元結(jié)點(diǎn)分別與管

13、板和桿單元上的結(jié)點(diǎn)耦合。這樣既可體現(xiàn)出換熱管對(duì)管板的彈性支撐作用,又節(jié)省了計(jì)算資源。如此,共劃分了53344個(gè)二階六面體單元,250個(gè)桿單元,模型中共有250632個(gè)結(jié)點(diǎn)。有限元網(wǎng)格如圖3所示 。圖3有限元網(wǎng)格和受力模型由圖3可見,換熱器承受著殼程壓力Ps、管程壓力Pt、螺栓力F和法蘭墊片壓力Pc的作用,前兩個(gè)力由已知工況條件直接得到,后兩個(gè)受力需根據(jù)法蘭墊片預(yù)緊時(shí)的壓力Pc=69MPa、管程壓力、螺栓剛度,法蘭-墊片剛度綜合考慮12,經(jīng)計(jì)算,F=115k N,Pc=68.4MPa。溫度載荷由溫度場分析結(jié)果直接代入,再對(duì)桿單元施加溫度50。另外,換熱管在管程和殼程壓力的作用下,會(huì)產(chǎn)生泊松效應(yīng),

14、該變形可通過施加溫度載荷實(shí)現(xiàn)。經(jīng)計(jì)算,該等效溫升不到1,遠(yuǎn)小于換熱管的溫升,可忽略不計(jì)。另外,在結(jié)構(gòu)的前后、左右對(duì)稱面上施加法向位移為零的約束條件,在桿單元的端點(diǎn)施加固定位移邊界條件,此外還需限制剛體位移。4計(jì)算結(jié)果及分析4.1整體應(yīng)力強(qiáng)度分布經(jīng)計(jì)算,可得到結(jié)構(gòu)的位移和應(yīng)力結(jié)果,結(jié)構(gòu)整體和管板部分的應(yīng)力強(qiáng)度分布如圖4所示。從圖4中可以看到,整體結(jié)構(gòu)中,管板和殼體連接處的應(yīng)力比較高;其次,膨脹節(jié)部分的應(yīng)力也比較高。主要原因在于,前者是幾何形狀變化大的地方,在各種載荷的作用下,易產(chǎn)生應(yīng)力集中;而后者則是因?yàn)榕蛎浌?jié)比較薄弱,其厚度不到殼體的一半,并且換熱器的下半部沒有換熱管的支撐加強(qiáng)作用,所以92第

15、26卷第8期壓力容器總第201期 圖4結(jié)構(gòu)整體和管板局部應(yīng)力強(qiáng)度分布該處應(yīng)力水平比較高。在管板部分,應(yīng)力強(qiáng)度的分布規(guī)律則是:在布管區(qū)內(nèi),基本上呈環(huán)形過渡變化,中部的應(yīng)力比較低,隨著離該中心區(qū)域的距離增加,則是應(yīng)力水平增高,到布管區(qū)的外邊緣處,應(yīng)力達(dá)到較高水平,在布管區(qū)的上邊緣(該處的管孔距離較窄和右下角處,應(yīng)力強(qiáng)度達(dá)到了很高的水平,而非布管區(qū)內(nèi),則應(yīng)力水平比較低,應(yīng)力變化也比較平緩。4.2換熱管拉脫力校核從有限元求解中,可得到桿單元端點(diǎn)處結(jié)點(diǎn)的支反力,即換熱管的拉脫力結(jié)果,表3列出前三個(gè)最大的拉脫力的數(shù)值及其位置。表3換熱管拉脫力及其位置序號(hào)拉脫力(N 位置坐標(biāo)X位置坐標(biāo)Y10428598.5

16、88.28從表3中可以發(fā)現(xiàn),換熱管最大的幾個(gè)拉脫力發(fā)生在圖2的布管區(qū)的左 、右下角處。該位置同圖5中管板較高應(yīng)力處的位置相同,其它各個(gè)換熱管拉脫力的大小及位置分布規(guī)律,同圖5中管板布管區(qū)的應(yīng)力分布相一致,即:管板布管區(qū)應(yīng)力高的地方,對(duì)應(yīng)著該處換熱管大的拉脫力;而管板布管區(qū)應(yīng)力低的地方,對(duì)應(yīng)著該處較小的拉脫力。由此可見,換熱管的拉脫力對(duì)管板上對(duì)應(yīng)位置處的應(yīng)力影響很大。以上這幾個(gè)最大拉脫力都小于設(shè)計(jì)溫度下的許用拉脫力,是安全的。4.3管板部分在管板和殼體連接處應(yīng)力比較高的地方,如圖3所示位置,沿殼體的厚度方向做應(yīng)力校核線A A ,圖5應(yīng)力強(qiáng)度沿A A 分布得到應(yīng)力強(qiáng)度沿該直線的分布,如圖5中的T

17、OT AL 所示。用軟件的應(yīng)力分類算法進(jìn)行應(yīng)力分類,分類后的結(jié)果如圖 6所示。用第三強(qiáng)度理論進(jìn)行強(qiáng)度校核,總應(yīng)力in t =397.7MPa 3t=294MPa,強(qiáng)度校核未通過。主要是因?yàn)椴痪鶆蚍植嫉臏囟容d荷作用效果13:殼體溫度高,徑向熱變形大,而管板的溫度相對(duì)低,徑向的熱變形小,并且管板厚度大,抗變形剛度大,所以對(duì)與管板連接地方的殼體約束剛度強(qiáng),造成該處比較高的應(yīng)力水平。圖6布管區(qū)上邊緣管橋處應(yīng)力強(qiáng)度分布針對(duì)這種有較大溫差的管殼式換熱器結(jié)構(gòu),可采用減少管板厚度和增加筋板等措施,以降低應(yīng)力水平14,使之滿足強(qiáng)度條件。如前所述,在圖2中管板布管區(qū)上邊緣處,由于管孔間距離較窄,有著較高的應(yīng)力水平

18、,取其中部兩管孔之間的管橋,作應(yīng)力強(qiáng)度分布云圖,如圖6所示。從圖6中可以發(fā)現(xiàn),中部應(yīng)力水平低,隨著與中部距離的增加,應(yīng)力不斷升高,到管板的表面,應(yīng)力達(dá)到最大值,這同板類結(jié)構(gòu)彎曲變形下的應(yīng)力分布規(guī)律相似,在兩管孔之間的方向上,應(yīng)力變化不大。另外還可發(fā)現(xiàn),管板殼程一側(cè)的應(yīng)力水平比管程一側(cè)的應(yīng)力水平高,這主要是因?yàn)樵诠艹桃粋?cè)有管板和換熱管的焊縫連接加強(qiáng)作用。取圖6管橋上所有結(jié)點(diǎn)的各個(gè)應(yīng)力分量結(jié)果,03CP VT 非對(duì)稱管殼式換熱器的三維有限元結(jié)構(gòu)分析Vol261No82009通過計(jì)算可得:膜應(yīng)力:in t=14.68MPat=98MPa;總應(yīng)力:in t=201.1MPa3t=294MPa 可見管板

19、布管區(qū)邊緣處滿足強(qiáng)度校核。5結(jié)論(1由于管束只布置在殼程的上半部,管板和殼體間溫差較大,其引起的應(yīng)力也很大,體現(xiàn)在管板和殼體連接處有較高的應(yīng)力水平,并且強(qiáng)度校核未通過;(2在管板的布管區(qū),應(yīng)力強(qiáng)度云圖呈環(huán)形過渡變化,中間低,外圍高;而非布管區(qū)的應(yīng)力水平較低,且變化比較平緩,這同管束軸對(duì)稱布置的管板上應(yīng)力分布規(guī)律相似;(3幾個(gè)最大的換熱管拉脫力都發(fā)生在布管區(qū)的左右下角處,并且換熱管拉脫力的分布同管板布管區(qū)的應(yīng)力分布規(guī)律相一致,可見其對(duì)管板上對(duì)應(yīng)位置處的應(yīng)力影響很大。參考文獻(xiàn):1G B1511999,鋼制管殼式換熱器S.2G B473295,鋼制壓力容器分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)S.1995.3G B15019

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23、971-,男,工學(xué)博士,主要從事固體和流體力學(xué)問題的數(shù)值計(jì)算研究,通訊地址:214122江蘇省無錫市江南大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院過程裝備與控制工程系。(上接第10頁3Ravichandran K S,Dwarakadasa E S.Some Considera2ti ons on the Occurrence of I ntergranular Fracture duringFatigue Crack Gr owth in SteelsJ.Materials Scienceand Engineering,1986,83(1:11-16.4Ravichandran K S,Dwarakadasa E S.Effects of Te m2pered Structure on the Near Threshold Fatigue CrackGr owth Behavi or of a Coarse Grained H igh Strength SteelJ.Engineering Fracture Mechanics,1987,28(4:435-444.5Ravichandran K S,Venkatarao H C,Dwarakadasa E S,et al.M icr ostructural Ef