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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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基于熱應力模擬的U形管換熱器結構改進

點擊:1572 日期:[ 2014-04-26 21:35:23 ]
                  基于熱應力模擬的U形管換熱器結構改進                       周 雍, 王曉楓, 鐵巍巍          (合肥工業大學機械與汽車工程學院,安徽合肥 230009)     摘 要:文章使用Ansys軟件對傳統U形管換熱器的管、板進行熱應力的數值模擬,分析熱應力的大小是否過大,在此基礎上提出一種新型雙管板U形管換熱器結構,目的在于減小管、板結合處的熱應力,同時改善傳統U形管換熱器的一些其他缺陷;并通過Ansys分別對傳統、新型U形管換熱器工況的模擬,驗證了新型U形管換熱器設計的可行性,為新型U形管換熱器的設計研發提供了可靠的數值依據。     關鍵詞:U形管換熱器;熱應力;結構改進     中圖分類號:TB657.5   文獻標識碼:A   文章編號:1003-5060(2011)07-0989-04     傳統U形管換熱器的管束由U字形彎管組成,管子兩端固定在同一塊管板上。在換熱器工作的過程中,U形管受到的工作壓力主要有2個來源:①管程、殼程的操作壓力對U形管產生軸向推力;②由于殼程隔板以上U形管與殼程隔板以下U形管存在較大的溫度差,使得U形管上、下兩部分之間存在變形差,當變形受到約束以后,會產生較大的熱應力[1]。     由于U形管與管板結合處存在較大的結構突變,在這2種工作壓力共同作用下,管、板的焊縫結合處會產生較大的應力及變形,當應力與變形超出一定極限時會導致U形管與管板結合處結構破壞,從而發生泄漏,破壞換熱器的正常工作[2]。針對此情況,本文采用雙管板結構的U形管換熱器,用來減小管、板焊縫處的應力,以達到改善換熱器工作性能的效果。     1 傳統U形管換熱器熱應力的計算分析     1.1 換熱器工作介質及參數     本文研究的換熱器對象是化工行業所用換熱器,利用冷卻水冷卻潤滑油。     換熱器管程流體為潤滑油,殼程流體為水,該換熱器利用20℃的冷卻水將100℃的潤滑油冷卻到70℃。根據理論計算以及CFD軟件FLU-ENT的模擬驗算[3-4],得出冷卻水的出口溫度為27℃。     1.2 操作壓力對U形管產生的軸向推力     圖1所示為受操作壓力產生的作用于U形管上的軸向力示意圖,由于U形管換熱器殼程內、外側的面積不同,又由于殼程壓力較高,故會產生軸向應力。作用在U形管外側的軸向力為p(2R+d0)d0,作用在U形管內側的軸向力為p(2R-d0)d0,因而產生的軸向力為:F1=p(2R+d0)d0-p(2R-d0)d0,其中,p為殼程操作壓力;d0為U形管管徑;R為彎管半徑。                  1.3 溫差對U形管產生的軸向力     本文研究的換熱器為雙殼程U形管換熱器,殼程隔板上、下流體的溫差較大,使得U形管上、下2個部分產生變形差,當變形受約束后會產生方向相反的熱應力。上部U形管位于殼程隔板以上,平均溫度約為60℃,則自由膨脹為:     δ1=aLΔt1,     其中,Δt1為上部換熱管的實際增溫,設備安裝時室溫約為20℃,故Δt1=60~20℃;線性膨脹系數a=1.2e-5/℃,L=1 000mm,同樣可以計算出δ2=aLΔt2。     由于上、下部分U形管連接在一起而不能產生自由膨脹,加之折流板的約束,假設這種約束為剛性,因而相互間產生作用力F2,則有:                   換熱器工作時殼程隔板上、下的流體由于溫差而對U形管產生的軸向力受力情況,如圖2所示。                  1.4 操作壓力與溫差引起的軸向合力     對上部換熱管,F=F1/2+F2;對下部換熱管,F=F1/2-F2。根據上述計算U形管的軸向力,可進一步推算出管板結合處的熱應力。為了更直觀地得到管板結合處產生的熱應力以及觀察最大應力集中位置與變形,本文利用Ansys對管板的熱應力進行模擬。     2·傳統U形管換熱器熱應力的模擬     2.1 熱分析有限元模型的建立     采用換熱器管、板的1/2模型,1/2管板上有4個獨立的U形管,潤滑油有4個進口與4個出口。U形管的外徑為25mm,管壁厚為2.5mm,管板厚度為20mm。     根據該類換熱器在實際使用過程中出現的結構破壞情況判斷,換熱器管、板的最大熱應力會發生在管、板結合處[5]。為簡化計算,在Ansys中進行模擬時,取U形管與管板結合處的一段為計算模型。有限元模型的單元格選用的是SOL-ID70熱單元,在不影響計算精度的前提下,模型的網格劃分采用四面體6級精度的自由劃分,有限元模型如圖3所示。                  2.2 熱分布的模擬     Ansys熱應力的計算屬于耦合場分析問題。本文采用間接法計算管板結合處的熱應力,即先對管板結合處進行熱分析,然后將得到的節點溫度作為體載荷施加到結構應力分析中。     所需施加的載荷有溫度載荷與對流載荷。為了驗證管、板結合處產生最大應力時是否會引起結構的破壞,在U形管進、出口分別施加溫度差最大的溫度載荷,即施加在U形管進口處內、外管壁的溫度載荷分別為100℃和20℃,U形管出口處內、外管壁的溫度載荷分別為70℃和27℃。冷流體的對流系數為2 763W/(m2·K),熱流體的對流系數為157W/(m2·K)。Ansys熱分析計算的溫度場云圖,如圖4所示。                   從圖4可以看出,在4個潤滑油進口U形管、管板的溫度分布明顯高于4個潤滑油出口部分的管、板溫度,預計潤滑油進口部分的管、板結合處會出現較大的熱應力。     2.3 熱應力的模擬與結果分析     為了計算模型的熱應力,首先需將有限元模型的SOLID70熱單元轉化為SOLID45結構單元,然后進行結構載荷的施加。所需施加的載荷有以下幾類:管與板的位移約束、U形管管道內外壁流體作用在U形管上的壓強載荷、U形管在隔板上、下受到較大溫差的溫度載荷引發U形管變形所產生的熱應力。經過計算模擬,得到的熱應力分布云圖如圖5所示。                   從圖5可以看出,管、板受到的最大應力集中在熱流體進口處管、板結合處,最大應力約690MPa,管口向外翻出呈喇叭狀,出現較大的變形。     3·傳統換熱器結構改進方案的提出     傳統的U形管換熱器在管、板結合處會產生較大的熱應力,除此之外,傳統U形管換熱器還有其他一些缺點[6],如U形管束與換熱管垂直方向的中心部位存在較大空隙,易結垢,流體易走短路,使傳熱效率降低;換熱管的彎管段無支承件,管束易振動,易在此處形成殼程流體流動死區,易結垢,影響傳熱效果。針對這些缺陷,本文對一些結構進行改進,提出了新型U形管換熱器結構,如圖6所示。                   新型換熱器采用雙管板結構,目的是為了減小管、板結合處的熱應力。筒體采取U形結構,從圖6所示可以看出,管與管之間在垂直方向上的空隙被減小,從而減緩了管間結垢,提高了傳熱效果。同時,新型U形管換熱器在U形管管束彎曲段設置了管間支承件,如折流板[7],一方面增加了換熱器的傳熱面積,增強了傳熱效果,另一方面則起到改善管束振動情況的作用。     本文研究了新型U形管換熱器管、板的熱應力分布情況,用來與傳統U形管換熱器管、板的熱應力進行比較,以驗證設計的可行性。     4·新型U形管換熱器熱應力的模擬     4.1新型U形管換熱器的設計     新型U形管換熱器同樣是將100℃的潤滑油冷卻到70℃,目的是在滿足相同的工作要求下來模擬雙管板新型U形管換熱器在工作時管、板結合處的熱應力是否減小。     根據新型U形管換熱器的結構特征,結合U形管換熱器國家標準設計出新型換熱器的各結構參數。在設計過程中,除了減小管、板結合處的熱應力,還考慮了另一工程實際問題,即在滿足工作要求的前提下,盡可能地減少制造所需的材料,其中管、管板的尺寸又需要滿足一定的要求[8],管、板的尺寸參數見表1所列。                  從表1可以看出,采用的雙管板結構的管板材料比原來少,節省了材料,同時管徑的減小也節省了制造費用。     4.2 熱應力的模擬及結果分析     計算模型同樣采取1/2簡化模型,采用的單元類型以及網格劃分方法也與傳統U形管的有限元模型保持一致。     采用間接熱-應力耦合計算法,分別計算熱流體進口、出口附近管、板結合處的熱應力,經An-sys模擬得到的熱應力分布結果如圖7所示。                  從圖7可以看出,最大熱應力集中在管、板結合處。與傳統U形管換熱器比較,熱流體進口處的管、板最大熱應力由原來的690MPa降低到610MPa,熱流體出口處的管、板最大熱應力由原來的500MPa降低到446MPa。     4.3 結構優化后管板熱應力強度實驗數據評定     表2所列為傳統U形管換熱器與新型雙管板U形管換熱器管、板熱應力的實驗數據以及Ansys數值模擬數據的對比,實驗數據再次證明了新型雙管板換熱器設計的可行性[9]。                 5·結  論     (1)對比雙管板結構新型U形管換熱器與傳統的U形管換熱器,新型U形管換熱器管、板結合處的熱應力明顯減小。     (2)在滿足同樣的工作要求,達到同等的換熱效果的前提下,減少了管板材料的使用,提高了經濟效益。     [參考文獻]     [1]陳 鳳,劉桐生,桑芝富,等.雙殼程U形管換熱器管子與管板連接的可靠性分析[J].石油化工設備,2004,33(4):11-14.     [2]郭崇志,林長青.固定管板式換熱器的溫度場數值分析[J].化工機械,2008,35(6):338-344.     [3]弗蘭克P英克魯佩勒,大衛P德維特,狄奧多爾L佝格曼,等.傳熱與傳質基本原理[M].第6版.葛新石,葉 宏,譯.北京:化學工業出版社,2007:415-417.     [4]李進良,李承曦,胡仁杏.精通FLUENT6.3流場分析[M].北京:化學工業出版社,2009:95-99.     [5]戴路玲.鋼制管殼式換熱器管束失效原因淺析[J].化學工業與工程技術,2003,24(6):24-27.     [6]王爭昇,王學生,戰洪仁.淺談U形管換熱器[J].廣東化工,2009,36(198):172-174.     [7]王建國.管殼式換熱器結構型式及傳熱性能[J].天津建設科技,2007(Z1):59-61.     [8]錢頌文.換熱器設計手冊[M].北京:化學工業出版社,2002:145-146.        [9]祝 健,廖國慶.基于有限元法的垂直地埋管換熱器傳熱研究[J].合肥工業大學學報:自然科學版,2009,32(12):1889-1892,1899.(責任編輯 張秋娟)
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