基于流固耦合的轉(zhuǎn)爐托圈熱應(yīng)力仿真

喬翠俠,包家漢,王良林

(1.安徽工業(yè)大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,安徽 馬鞍山 243002;2.安徽華凌汽車股份有限公司,安徽 馬鞍山 243002)

1 前言

某鋼廠 300 t爐體與托圈的聯(lián)接裝置采用VA I的 CON-L I NK聯(lián)接方式,該裝置由三組豎直方向的鉸形聯(lián)接、二組水平方向的鉸形聯(lián)接以及出鋼側(cè)的水平托板組成。六組組件限制爐殼的六個(gè)自由度,并始終保持爐體在托圈中的正確位置。而使用兩年后出鋼側(cè)靠驅(qū)動(dòng)端耳軸部位出現(xiàn)的裂紋如圖 1所示。為探討裂紋產(chǎn)生的原因,對(duì)轉(zhuǎn)爐托圈進(jìn)行強(qiáng)度分析,驗(yàn)證托圈強(qiáng)度是否滿足使用要求。

圖 1 托圈耳軸部位裂紋圖

轉(zhuǎn)爐托圈因受熱輻射、熱傳導(dǎo)等產(chǎn)生多種熱負(fù)荷,各個(gè)部分溫度變化不同,且熱源分布的不均勻性和托圈結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性,所形成的溫度場(chǎng)也是不均勻的[1]。托圈因產(chǎn)生不同程度的熱變形而產(chǎn)生裂紋以至損壞,因而轉(zhuǎn)爐托圈結(jié)構(gòu)熱特性的研究在生產(chǎn)中具有現(xiàn)實(shí)意義。

對(duì)轉(zhuǎn)爐托圈的熱特性研究是很困難的[2]。國外學(xué)者大多采用理論的方法對(duì)托圈應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算,如馬倫和福爾克及佩加克推出了熱負(fù)荷的計(jì)算方法,但是此方法忽略了托圈與爐體間的復(fù)雜接觸,因此計(jì)算結(jié)果不能反映力的作用的靜不定和接觸部位復(fù)雜的力的作用。近年來,隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展,利用有限元軟件去模擬托圈的應(yīng)力成為研究的主要方法之一,美國 Charles Aschacht把爐襯、爐殼和托圈支撐部件當(dāng)作一個(gè)系統(tǒng)建立了有限元模型,分別討論在熱膨脹作用和重力作用下的托圈腹板、加筋板應(yīng)力分布和托圈的變形。但研究忽略了冷卻水影響,計(jì)算應(yīng)力比實(shí)際的應(yīng)力要大。段明南等人[3]用三維有限元方法,初步計(jì)算了機(jī)械應(yīng)力和溫度應(yīng)力的耦合問題,但其僅考慮外部主要結(jié)構(gòu),將更為復(fù)雜的內(nèi)部結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化,使托圈應(yīng)力水平和變形水平發(fā)生變異,有可能丟失最高應(yīng)力區(qū);忽略接觸應(yīng)力,不考慮內(nèi)部復(fù)雜結(jié)構(gòu),不考慮爐體與托圈和球面支承的熱接觸傳導(dǎo)等前提,對(duì)托圈作簡(jiǎn)單的熱 -流和熱 -機(jī)應(yīng)力計(jì)算,也不能真實(shí)反應(yīng)托圈的應(yīng)力和變形狀態(tài),不能對(duì)具有復(fù)雜空間結(jié)構(gòu)的托圈的強(qiáng)度和剛度給出可靠的計(jì)算結(jié)果。托圈與爐體、托圈與球面支承、球面支承與托圈和爐體都存在復(fù)雜接觸,模擬實(shí)際的接觸情況是十分必要的。吳林峰[4]考慮了熱傳導(dǎo)和接觸非線性,建立了轉(zhuǎn)爐托圈的完整模型,對(duì)托圈進(jìn)行了熱分析和耦合分析。但通過擬合溫度函數(shù)對(duì)托圈加載,不考慮爐體的輻射及水冷,簡(jiǎn)單地將爐體外載直接按經(jīng)驗(yàn)或均勻地分配于托圈上,不能反映力的作用的靜不定方式;另外接觸通過采用綁定來防止托圈聯(lián)接部位剛體位移,與實(shí)際接觸狀態(tài)不符,也不能反映相接觸部件間力的傳遞及其剛性等相關(guān)特性,勢(shì)必不能準(zhǔn)確地計(jì)算真實(shí)的載荷情況,將對(duì)應(yīng)力分布狀況作出不可靠的預(yù)測(cè),也不能準(zhǔn)確地分析托圈的復(fù)雜應(yīng)力和變形。

本文綜合考慮爐體對(duì)托圈的輻射、水體和托圈之間的對(duì)流換熱、材料內(nèi)部的熱傳導(dǎo)作用以及聯(lián)接裝置與爐體和托圈間的接觸傳熱等因素,采用流固耦合的方法模擬托圈的實(shí)際的溫度分布,并在溫度模擬真實(shí)性的基礎(chǔ)上利用間接耦合方法對(duì)托圈的熱應(yīng)力進(jìn)行模擬。

2 有限元模型的建立

2.1 實(shí)體模型

由于托圈整體的受力狀況十分復(fù)雜,應(yīng)考慮真實(shí)的三維空間結(jié)構(gòu)和真實(shí)的受力情況,進(jìn)行合理的應(yīng)力和變形分析。本文采用三維 CAD軟件建立了轉(zhuǎn)爐 -聯(lián)接裝置 -托圈 -流體模型,并導(dǎo)入有限元軟件中,如圖 2所示。托圈的空間結(jié)構(gòu)剛度變化大,要得到可靠的應(yīng)力和變形的計(jì)算結(jié)果,需要考慮幾何非線性 (接觸)問題。考慮構(gòu)件間的接觸力,有利于合理、真實(shí)地分配載荷,有利于計(jì)算接觸處及接觸區(qū)域附近的接觸應(yīng)力。托圈受到轉(zhuǎn)爐的熱輻射、球鉸多處的熱傳導(dǎo)、流動(dòng)冷卻水和托圈外表面的熱交換等復(fù)雜傳熱,使其受到復(fù)雜的熱應(yīng)力,長期的行業(yè)經(jīng)驗(yàn)表明,熱應(yīng)力在總應(yīng)力中占主導(dǎo)地位。

圖 2 轉(zhuǎn)爐托圈裝配模型

2.2 有限元和接觸模型

在流固耦合分析中,流體采用 FLU I D142單元,固體采用 SOL I D70單元分析。由于爐體與托圈之間及其聯(lián)接裝置之間有 32處接觸,接觸部分網(wǎng)格質(zhì)量不僅影響計(jì)算收斂性,而且對(duì)托圈流固耦合和熱 -機(jī)耦合應(yīng)力的分析結(jié)果影響較大。因此在接觸部位采用六面體劃分且對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行嚴(yán)格的控制。接觸單元選擇 CONTAC173,目標(biāo)單元選用與其配對(duì)的 TARGE170單元,接觸采用了柔體-柔體的面 -面接觸類型。進(jìn)行托圈熱 -流耦合分析時(shí),接觸單元 CONTAC173的 KEY OPT(3)=2給定,設(shè)定其只有溫度自由度,在實(shí)常數(shù)中設(shè)置接觸面間的熱導(dǎo)系數(shù)為 2 500 W/m3。進(jìn)行熱應(yīng)力分析時(shí),將熱 -流單元轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)分析單元,給定接觸單元 CONT AC173的 KEY OPT(3)=0,選擇接觸單元的自由度為 X、Y、Z向的平動(dòng)自由度,使得接觸所對(duì)應(yīng)的實(shí)常數(shù)的熱導(dǎo)系數(shù)不起作用。劃分后共有 110 866個(gè)節(jié)點(diǎn),328 580個(gè)單元,其中水體單元占 39.4%,托圈占 43.4%,爐體占6.7%,其它為聯(lián)接裝置。

3 流固耦合溫度場(chǎng)模擬

3.1 流固耦合邊界條件

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試的結(jié)果,發(fā)現(xiàn)爐體溫度在圓周方向上中間高兩邊低,高度方向上中間高兩頭低?；谝陨蠝囟确植继攸c(diǎn),在圓周方向溫度用正弦函數(shù)來模擬,而高度方向按線性分布來模擬。

設(shè)置托圈與水流的分界面為流固耦合界面并視為不可滑移邊界[5]。流體邊界包括水的進(jìn)出口壓力。流體的進(jìn)口壓力為 0.8 MPa,進(jìn)口溫度為29℃,出口壓力為 0.4 MPa。爐體、托圈的材料大部分相同,分析時(shí)托圈和爐體輻射系數(shù)均為0.5。另外因轉(zhuǎn)爐托圈的裝配結(jié)構(gòu),托圈不同部位在空氣中裸露程度不同,所加對(duì)流系數(shù)也不同。

3.2 焊接人孔托圈流固耦合溫度分析結(jié)果

通過反復(fù)調(diào)節(jié)流體屬性、托圈與空氣間的對(duì)流系數(shù)、托圈與爐體之間的輻射系數(shù),調(diào)整托圈溫度分布,直到模擬結(jié)果與實(shí)測(cè)溫度誤差很小,托圈實(shí)測(cè)溫度如圖 3所示。托圈溫度場(chǎng)最終模擬結(jié)果如圖 4所示。

圖 3 出鋼側(cè)轉(zhuǎn)爐托圈實(shí)測(cè)溫度

提取計(jì)算結(jié)果并與實(shí)測(cè)溫度比較可知托圈外表面溫度與實(shí)測(cè)溫度基本相同;托圈下表面溫度與實(shí)測(cè)溫度誤差 1.4%左右;護(hù)板溫度與實(shí)測(cè)溫度誤差 3%左右。兩側(cè)水平吊耳溫差最大誤差為5%,防護(hù)板溫差最大誤差 4.8%。由以上數(shù)據(jù)可知轉(zhuǎn)爐托圈的溫度分布與實(shí)測(cè)溫度比較接近。

圖 4 托圈溫度場(chǎng)模擬結(jié)果

4 托圈及聯(lián)接裝置熱應(yīng)力分析

4.1 熱應(yīng)力產(chǎn)生原因

當(dāng)溫度變化所引起的膨脹或收縮受到限制時(shí)才會(huì)在物體內(nèi)產(chǎn)生應(yīng)力。除了物體的整體膨脹或收縮受到限制產(chǎn)生應(yīng)力外,在同一物體中,由于各部分溫度分布不均,則在物體內(nèi)各相鄰部分也會(huì)因收縮或膨脹不均而相互約束產(chǎn)生應(yīng)力。另外,對(duì)于不均質(zhì)的物體,即使整個(gè)物體溫度是均勻的,也會(huì)產(chǎn)生熱應(yīng)力。

鑒于轉(zhuǎn)爐托圈結(jié)構(gòu)復(fù)雜,又是重要的承壓部件,在其工作的過程中,由于不同部件或同一部件的不同部位存在溫度差,就產(chǎn)生了熱應(yīng)力。這些熱應(yīng)力在熱 -機(jī)耦合應(yīng)力中占有相當(dāng)大的比重,吳迪平指出溫度應(yīng)力是機(jī)械應(yīng)力的 2～3倍[6],其大小直接影響到零部件的強(qiáng)度和疲勞壽命,成為設(shè)計(jì)和運(yùn)行中的主導(dǎo)應(yīng)力。

4.2 載荷與邊界條件

在耳軸軸線部位,建立局部坐標(biāo)系,對(duì)驅(qū)動(dòng)側(cè)耳軸和游動(dòng)側(cè)耳軸的軸頸段外表面節(jié)點(diǎn),限制其徑向位移,但允許轉(zhuǎn)動(dòng)和軸向竄動(dòng),在傳動(dòng)側(cè)耳軸端面施加軸向和圓周方向的約束,與前面限制的徑向位移一起,完全限制了托圈的剛體位移,再把溫度場(chǎng)的結(jié)果讀進(jìn)來,作為應(yīng)力分析的熱源載荷加入托圈模型上。

熱應(yīng)力是由溫度分布不均引起的,在求解熱應(yīng)力時(shí),應(yīng)忽略重力的關(guān)系。溫度應(yīng)力與托圈在何位置沒有大的影響,只需求解某一個(gè)角度的溫度應(yīng)力即可,以下求解的是爐體未傾動(dòng)時(shí)所對(duì)應(yīng)的溫度應(yīng)力。

4.3 結(jié)果分析

4.3.1 焊接人孔無缺陷時(shí)托圈熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果與分析

從求解結(jié)果中提取轉(zhuǎn)爐托圈的應(yīng)力,檢驗(yàn)托圈的強(qiáng)度是否滿足強(qiáng)度要求,即檢驗(yàn)托圈的最大應(yīng)力是否小于托圈材料的屈服極限。在進(jìn)行托圈分析時(shí),耳軸部位由于限制了其徑向和軸向約束,這將導(dǎo)致熱應(yīng)力急劇增加,會(huì)造成此部位計(jì)算不準(zhǔn)確,分析托圈的應(yīng)力應(yīng)去掉兩端耳軸。

托圈最大應(yīng)力為 249MPa(圖 5),在出鋼側(cè)無縫鋼管與內(nèi)腹板焊接處,此處結(jié)構(gòu)不連續(xù),造成溫度梯度高,另外托圈內(nèi)部溫度最高,所以此處應(yīng)力最大。托圈內(nèi)部立板與托圈外腹板、內(nèi)腹板以及上下蓋板聯(lián)接處應(yīng)力集中,在加上托圈受到爐體輻射后溫度升高,受熱膨脹,溫度梯度大,而鋼管和內(nèi)立板與外腹板、內(nèi)腹板以及上下蓋板焊接在一起,其聯(lián)接過度處不能膨脹,導(dǎo)致應(yīng)力增大,如圖 5所示。

圖 5 托圈米塞斯應(yīng)力

4.3.2 開設(shè)活動(dòng)人孔時(shí)的托圈熱應(yīng)力分析

為了提高托圈外腹板的強(qiáng)度,避免焊接人孔處開裂,以及便于檢修托圈內(nèi)部隔板某鋼廠準(zhǔn)備在托圈的原焊接人孔處將開裂的焊接板挖掉,安裝活動(dòng)人孔。為了探討安裝活動(dòng)人孔后托圈應(yīng)力分布以及人孔處的應(yīng)力是否會(huì)發(fā)生明顯變化,托圈及其聯(lián)接裝置強(qiáng)度是否滿足要求,需進(jìn)行熱應(yīng)力分析。為了便于比較,加人孔后不改變流固耦合的約束,即不改變托圈整體溫度分布。熱分析的約束與未加人孔一樣,提取熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果。托圈整體應(yīng)力如圖 6所示,托圈最大應(yīng)力出現(xiàn)在出鋼側(cè)最外側(cè)無縫鋼管與內(nèi)腹板焊接處,最大為258 MPa,與焊接人孔情況同出現(xiàn)在出鋼側(cè)無縫鋼管與內(nèi)腹板焊接處,出現(xiàn)原因與焊接人孔時(shí)相同。

圖 6 托圈整體應(yīng)力

4.3.3 焊接人孔無缺陷和開設(shè)活動(dòng)人孔時(shí)托圈應(yīng)力比較

表 1列出了焊接人孔無缺陷和開設(shè)活動(dòng)人孔兩種情形下托圈及聯(lián)接裝置的熱應(yīng)力。兩種情形的區(qū)別在于人孔部位的應(yīng)力分布有所不同,其它部位所受溫度載荷相同,因此除了人孔部位,托圈其它部位應(yīng)相差不大。

表 1 托圈及聯(lián)接裝置熱應(yīng)力

5 結(jié)論

焊接人孔與活動(dòng)人孔熱應(yīng)力最大誤差為10%,且為外腹板。由于兩種情況下,外腹板結(jié)構(gòu)的改變,另外網(wǎng)格劃分不同,因此在外腹板處應(yīng)力有一定的差別。由表 1知焊接人孔無缺陷時(shí)托圈的最大應(yīng)力 249 MPa,開設(shè)活動(dòng)人孔時(shí)最大應(yīng)力為 258 MPa,都出現(xiàn)在托圈內(nèi)腹板與無縫鋼管的焊接處,此處在結(jié)構(gòu)上不連續(xù),造成此處溫度梯度較大,因此應(yīng)力較大。托圈內(nèi)腹板材料為 16 MnR,脈動(dòng)疲勞極限為274.1 MPa[7],因此單獨(dú)就熱應(yīng)力而言,托圈有一定的安全裕度,不會(huì)造成托圈損壞。為了進(jìn)一步探討裂紋產(chǎn)生的原因,對(duì)托圈進(jìn)行熱 -機(jī)耦合應(yīng)力計(jì)算很有必要的。

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