基于熱-結構耦合爐管吊鉤結構優(yōu)化前后的對比分析

王子興,楊美娥,董海波,宋民航

(1.中海油石化工程有限公司,山東 濟南 250101;2.中海油惠州石化有限公司,廣東 惠州 516086;3.中國科學院 過程工程研究所 多相復雜系統(tǒng)國際實驗室,北京 100190)

在煉油和化工裝置中,管式加熱爐的爐管系統(tǒng)長期工作于高溫、高壓和腐蝕性介質環(huán)境中[1],因此對爐管系統(tǒng)的可靠性提出了更高要求。其中,爐管吊鉤是加熱爐爐管系統(tǒng)中的重要連接件,一般安裝于加熱爐爐壁上,不僅承擔輻射段爐管的重量,同時也受到爐內高溫煙氣輻射和對流的共同作用,其材質主要為奧氏體耐熱合金鋼鑄件[2]。因其結構直接暴露于高溫煙氣中,運行過程中容易出現(xiàn)溫度變化不均勻引起的附加荷載及位移問題,導致結構失效,嚴重時會引發(fā)安全事故。如何在常規(guī)爐管吊鉤結構基礎上,結合分析設計方法對吊鉤的結構及尺寸進行優(yōu)化,從而提高結構的承載能力及運行可靠性,同時降低加工制造成本,一直是加熱爐設計人員重點關注的研究內容[3-5]。

熱-結構耦合分析方法是ANSYS有限元分析過程中考慮溫度和應力兩種物理場的交叉作用和相互影響[6]。熱-結構耦合有限元分析可采用順序法和直接法[7-9]。順序法是將熱分析求得的節(jié)點溫度作為體載荷施加在結構應力分析中,得到熱應力的分布,從而對結構應力強度進行校核。目前,國內外學者[10-12]對結構進行熱-結構耦合分析時多采用順序法。應力分析設計是基于彈性應力分析和塑性失效準則為基礎的應力分類設計方法[13]。將數(shù)值計算得到的應力根據(jù)產(chǎn)生的原因、作用位置以及失效影響等進行合理的分類,然后按不同的失效形式和設計準則進行應力強度校核[14-16]。采用合理的分析設計方法是提高加熱爐設計水平的有效手段。

傳統(tǒng)的管式加熱爐爐管吊鉤采用一塊厚重的腹板加兩側筋板來共同支撐輻射段爐管的重量,雖然結構采用一體化設計,但在保證設計強度的同時卻造成了鋼材的浪費。本文以爐管吊鉤為研究對象,從結構的受力特點出發(fā),對傳統(tǒng)爐管吊鉤進行優(yōu)化設計,并獲得了一種新型爐管吊鉤結構。在此基礎上,應用ANSYS軟件對兩種爐管吊鉤進行熱—應力耦合分析,具體對結構的溫度、變形以及應力情況進行了詳細的對比研究。旨在保證結構安全可靠的同時,減輕結構重量,優(yōu)化制造成本,為管式加熱爐爐管吊鉤的結構優(yōu)化設計提供參考。

1 結構優(yōu)化設計

圖1所示為傳統(tǒng)爐管吊鉤的三維模型及主要結構尺寸圖。傳統(tǒng)爐管吊鉤主要由腹板、承臺、筋板、支撐板和支座等組成,其結構特點為支座的上、下端面貫穿,矩形支座板上設有螺栓孔與爐壁相連接,爐管放在承臺上,由一塊厚重的腹板加兩側筋板來共同承擔爐管的重量。該結構存在的設計缺點為雖然整體采用一體化設計,但結構較笨重,增加了安裝及制造成本。因此,需要結合自身結構受力特點進行針對性優(yōu)化。為解決上述問題,優(yōu)化形成了圖2所示的一種新型爐管吊鉤結構。新型爐管吊鉤主要由上支座、下支座、上支撐板、下支撐板、腹板和承臺等組成。與傳統(tǒng)爐管吊鉤相比,新型結構具有如下特點:①將傳統(tǒng)的一體化支座優(yōu)化為上支座和下支座(夾角為45°);②為有效減輕結構重量,將厚重的腹板設計為鏤空結構;③爐管重量由承臺、上支撐板和下支撐板共同承擔;④取消腹板兩側筋板,上支撐板與承臺采用一體化設計。

圖1 傳統(tǒng)爐管吊鉤三維模型及主要尺寸

圖2 傳統(tǒng)爐管吊鉤三維模型及主要尺寸

在爐管吊鉤匹配的輻射段爐管規(guī)格為Φ219.1 mm×8.7 mm情況下。經(jīng)計算表明,傳統(tǒng)吊鉤質量為85 kg,而經(jīng)結構優(yōu)化后,新型爐管吊鉤的質量僅為28.9 kg,質量減少了56.1 kg。兩種結構的溫度場、變形和應力情況將在下文做進一步的分析及驗證。

2 數(shù)值模型與網(wǎng)格劃分

根據(jù)兩種吊鉤結構的主要幾何尺寸,采用Solid Works軟件按1∶1建立完整的三維模型。然后將三維模型導入到ANSYS Workbench中對模型進行網(wǎng)格劃分及有限元分析。在有限元網(wǎng)格劃分中,根據(jù)兩種結構模型的大小,設置單元格均為10 mm,單元格類型為四面體占優(yōu)方法并采用網(wǎng)格自動生成法進行計算域的網(wǎng)絡劃分。傳統(tǒng)爐管吊鉤共劃分116 693個節(jié)點,27 723個單元;新型爐管吊鉤共劃分108 268個節(jié)點,27 462個單元。圖3及圖4分別給出了兩種結構模型的網(wǎng)格劃分情況。

3 載荷與邊界條件

采用熱—結構耦合分析順序法,首先對結構進行熱分析得到結構的溫度分布情況,而后將求得的單元節(jié)點溫度作為體載荷施加到結構模型進行結構應力分析。為保證新舊兩種結構模型具有可比性,除結構形式不同外,其材料選擇、熱載荷、結構載荷的設置均保持一致。

圖3 傳統(tǒng)爐管吊鉤網(wǎng)格劃分(mm)

圖4 新型爐管吊鉤網(wǎng)格劃分(mm)

3.1 材料計算參數(shù)

爐管吊鉤材料選用奧氏體耐熱鋼ZG40Cr25Ni12,該材料具有良好的高溫力學性能和抗氧化性,廣泛應用于管式加熱爐的爐內構件。該材料在不同溫度下的物性參數(shù)如表1所示。

表1 ZG40Cr25Ni12 物性參數(shù)表

3.2 熱-結構耦合控制方程

在熱-結構耦合的數(shù)值計算過程中涉及熱彈性理論問題,其中最基本、最重要的方程是熱彈性力學的平衡方程和變形協(xié)調方程。求解熱彈性問題的關鍵和基礎就是找出滿足給定的邊界條件且適合上述兩個方程的解。

包含熱應變和熱應力在內的以應力及溫差表應變的廣義胡克定律為

(1)

(2)

式中:σx,σy,σz為正應力;τxy,τyz,τzx為切應力;εx,εy,εz為正應變;γxy,γyz,γzx為切應變;u,v,w為任意點x,y,z方向的位移;E為拉壓彈性模量;G為切邊模量;μ為泊松比;α為材料的線膨脹系數(shù);t為溫度的變化量。

考慮表面力和體積力作用的熱彈性力學的微分方程為

(3)

(4)

式中:Fx,Fy,Fz為單位體積的體積力在x,y,z軸上的分量;?2為拉普拉斯算子;e為體積應變,e=εx+εy+εz;λ為拉梅常數(shù),λ=Eμ/(1+μ)(1-2μ);關于熱-結構耦合中涉及的熱彈性理論詳見文獻[17-18]。

3.3 熱載荷與邊界

按照SH/T3036—2012[19]中關于爐管吊鉤的要求,位于輻射段且暴露于耐火材料(爐墻)外的支撐件與煙氣接觸管架的設計溫度等于管架所經(jīng)受的煙氣溫度加100 ℃,且最低設計溫度不低于870 ℃。基于爐管吊鉤的實際運行環(huán)境,設定吊鉤下表面計算溫度870 ℃,對流傳熱系數(shù)1.189 W/(mm2· ℃)。考慮到承臺上表面與爐管直接接觸,因此設定承臺上表面溫度設為308 ℃。支座底部與爐壁相連,設定溫度為70 ℃。如圖5所示,將以上熱荷載分別施加到兩種吊鉤結構上進行穩(wěn)態(tài)傳熱分析。

3.4 結構載荷與邊界

輻射段爐管安裝在吊鉤的承臺面上,每個吊鉤需承受爐管3個直段和3個彎頭的重量加管內沖水重量。輻射段爐管規(guī)格均為Φ219.1 mm×8.7 mm,爐管長11 m。則施加在承臺上的計算載荷P為

P=M(2LP1+P2+P3)

(5)

式中:M為載荷計算系數(shù),(考慮3個吊鉤中只有2個起作用,取M=1.5);L為爐管長度,L=11 m;P1為包括沖水在內的爐管質量,取P1=53.1 N/m;P2為上彎頭(一般為鑄造)質量,P2=793.8 N;P3為下彎頭質量,P3=33.32 N。

經(jīng)計算得施加在兩種吊鉤承臺面上的載荷P=2 993 N。因爐管吊鉤均采用螺栓與加熱爐爐壁固定且沿壁板方向和徑向存在膨脹空間,所以僅在爐管吊鉤4個螺栓孔內表面施加平動和轉動約束,其余結構位置自由形變。兩種爐管吊鉤的結構載荷與邊界條件設定如圖5所示。

圖5 爐管吊鉤熱載荷及結構載荷與邊界條件

4 結果與討論

4.1 溫度場分析

圖6及圖7所示分別為傳統(tǒng)爐管吊鉤的溫度分布云圖和新型爐管吊鉤的溫度分布云圖。當熱量經(jīng)過腹板外表面的對流換熱和結構內部的熱傳導達到穩(wěn)態(tài)時,可見兩種結構的均存在兩個低溫區(qū),并分別位于支座底端和承臺上表面區(qū)域,其中支座底端與爐壁板接觸溫度均在70 ℃左右,而承臺上表面區(qū)域與輻射管直接接觸溫度范圍在270～340 ℃。同時可見,兩種結構的高溫區(qū)不同,其中,傳統(tǒng)爐管吊鉤高溫區(qū)位于腹板中下部,最高溫度值達681 ℃,而新型爐管吊鉤的高溫區(qū)分布位于下支撐板和腹板右側以及承臺右側頂端部分區(qū)域,最高溫度值為606 ℃。兩種爐管吊鉤的溫度場均沿本體從高溫區(qū)向低溫區(qū)呈均勻的梯度變化。新型爐管吊鉤的高溫區(qū)面積更小,且最高溫度值較傳統(tǒng)爐管吊鉤低75 ℃。

圖6 傳統(tǒng)爐管吊鉤溫度分布云圖

圖7 新型爐管吊鉤溫度分布云圖

4.2 變形情況分析

將得到的兩種吊鉤結構穩(wěn)態(tài)溫度場作為體載荷施加到結構上,并結構載荷和邊界一起進行熱-結構耦合分析,得到了兩種結構的總體變形情況如圖8和圖9所示。

圖8 傳統(tǒng)爐管吊鉤變形云圖

從圖8可知,傳統(tǒng)爐管吊鉤的變形最大點位于腹板右側圓角處,最大位移值為4.37 mm。在圖9中,新型爐管吊鉤的最大位置點位于承臺右側頂端,最大位移值為4.23 mm。可知新型爐管吊鉤的總體位移值小于傳統(tǒng)吊鉤。兩種爐管吊鉤支座處的總體變形最小,且結構總體變形從右向左沿腹板和支撐板呈均勻的梯度變化。

圖9 新型爐管吊鉤變形云圖

4.3 應力分析

圖10及圖11所示分別為兩種爐管吊鉤熱-結構耦合得到的von Mises等效應力云圖。從圖10可知,受承臺集中力和整體熱應力的共同作用,傳統(tǒng)爐管吊鉤的4個螺栓孔周圍出現(xiàn)了較大應力區(qū)域,最大應力位于支座與右上側螺栓孔連接的凸緣根部,這是由于螺栓凸緣處的幾何外形突變所造成的,其最大應力值為450 MPa。應力分布情況從螺栓孔的高應力區(qū)沿支座呈梯度均勻分布,并逐漸向腹板低應力區(qū)擴展。在腹板的中心處的較大應力區(qū)域呈“幾”字形分布,應力值范圍在100～120 MPa,腹板的其他區(qū)域應力值均在50 MPa以下。

圖11所示為新型爐管吊鉤的等效應力云圖,其應力場分布情況與傳統(tǒng)爐管吊鉤的應力分布略有不同。因結構進行了重新設計,因此在相同的結構荷載及熱荷載作用下新型爐管吊鉤出現(xiàn)了較大應力區(qū),且面積明顯小于傳統(tǒng)爐管吊鉤的高應力區(qū)面積。新型爐管吊鉤低應力區(qū)范圍均在44.7 MPa以下,較大應力區(qū)域主要分布在三個區(qū)域,分別為上、下支座螺栓孔附近,腹板半圓處和上支撐板與承臺相接處。最大應力值位于左上支座螺栓孔內表面,最大應力值為402 MPa,小于傳統(tǒng)吊鉤最大應力值的450 MPa。另外,在新型爐管吊鉤的倒角、圓角位置出現(xiàn)不同程度的應力集中現(xiàn)象,同樣是因為結構幾何外形突變造成。

圖11 新型爐管吊鉤等效應力云圖

4.4 應力線性化評定

通過結構應力分析可知,兩種爐管吊鉤在螺栓孔附近的最大應力值分別為450和402 MPa,均超過了ZG40Cr25Ni12在該溫度下的屈服強度,表2是ZG40Cr25Ni12的力學特性[20]。由于吊鉤的熱膨脹受限產(chǎn)生熱應力,但結構中是自平衡的,也就是說,結構在螺栓孔附近產(chǎn)生屈服,反而可以幫助材料克服溫差變形,但需要做進一步的分析。

表2 ZG40Cr25Ni12力學特性

針對上述情況,對兩種結構以危險點為起點沿螺栓孔內表面的厚度方向做危險路徑,兩種爐管吊鉤結構的危險路徑如圖10和圖11中路徑1-1和路徑2-2所示。圖12及圖13所示分別為1-1和2-2路徑上計算得到的各應力線性化值。路徑上的薄膜應力是局部薄膜應力,薄膜應力加彎曲應力視為一次加二次應力。其中,熱應力屬于二次應力范疇。1-1路徑上的局部薄膜應力為231 MPa,而2-2路徑上的局部薄膜應力僅為99.8 MPa。兩條路徑上的彎曲應力均在路徑上的中間位置達到最小值,即內側受壓外側受拉。一次+二次應力變化規(guī)律為內側存在最大值并且沿路徑逐漸減小,在中部附近達到最小值,而后逐漸增大。1-1路徑上的最大值為291 MPa,2-2路徑上的最大值為317 MPa。

圖12 路徑1-1線性化應力分類

圖13 2-2路徑線性化應力分類

ZG40Cr25Ni12材料的設計應力強度Sm取設計溫度下的屈服強度σs/1.5和常溫下標準抗拉強度σb/2.6中的最低值,計算得到Sm=160 MPa。將得到的兩個路徑上的應力分量與材料的許用極限進行比較,校核結果如表3所示。

表3 兩種爐管吊鉤應力線性化校核

由表3可知,雖然兩種吊鉤的最大應力均超過了材料的屈服強度,但通過應力線性化對最大應力點的危險路徑進行應力分類的進一步分析評定表明,兩種結構均滿足設計要求。而且新型爐管吊鉤的局部薄膜應力要小于傳統(tǒng)爐管吊鉤,但局部彎曲應力和一次加二次應力值均大于傳統(tǒng)爐管吊鉤,這是由于結構輕量化設計導致的。

5 結 論

本文在傳統(tǒng)爐管吊鉤的基礎上,通過進行結構優(yōu)化獲得了一種新型爐管吊鉤結構,并采用ANSYS軟件對兩種爐管吊鉤結構進行熱-結構耦合對比分析,主要結論如下:

(1)根據(jù)管式加熱爐爐管吊鉤的結構和受力特點,將傳統(tǒng)爐管吊鉤的厚重腹板進行輕量化設計,更改為鏤空結構并將支座進行上、下結構分開布置,得到了一種新型的爐管吊鉤結構。優(yōu)化后的新型爐管吊鉤重量僅為傳統(tǒng)爐管吊鉤的1/3,能夠保證結構安全的前提下,大幅減少了結構重量。

(2)應用ANSYS對兩種結構進行穩(wěn)態(tài)熱分析表明,在相同的熱載荷和邊界條件下,新型爐管吊鉤最高溫度值較傳統(tǒng)爐管吊鉤低75 ℃,且高溫區(qū)面積更小。

(3)傳統(tǒng)爐管吊鉤總體變形最大點位于腹板右側圓角處,為4.37 mm,而新型爐管吊鉤的變形最大點位于承臺右側頂端,為4.23 mm。應力最大點均位于螺栓孔安裝面附近,最大應力值分別為450 MPa和402 MPa,均超過了ZG40Cr25Ni12在該溫度下的屈服強度。同時,新型爐管吊鉤的高應力區(qū)面積明顯小于傳統(tǒng)爐管吊鉤。

(4)對兩種爐管吊鉤結構的危險路徑上做應力線性化處理,得到了結構的局部薄膜應力、局部彎曲應力和一次加二次應力值,并進行了相應的校核,校核結果證明結構滿足設計要求。