管殼式廢熱鍋爐薄管板的熱應(yīng)力分析

葉增榮

(南京金凌石化工程設(shè)計(jì)有限公司，江蘇南京 210033)

0 引言

廢熱鍋爐是硫磺回收裝置中的關(guān)鍵設(shè)備之一，通過廢熱鍋爐不但可以對高溫工藝氣體進(jìn)行冷卻，同時(shí)又可以回收高溫氣體的熱能產(chǎn)生蒸汽。管板是廢熱鍋爐重要的承壓元件之一，也是在使用過程中容易損壞的重要元件。特別是高溫工藝氣入口端管板，既要承受高壓，又要經(jīng)受高溫介質(zhì)的作用，工作條件非?？量蹋?］。廢熱鍋爐管板在高溫高壓，特別在高溫載荷的工況條件下，管板會受到很大的熱應(yīng)力。文中選擇某臺硫磺回收裝置中的管殼式廢熱鍋爐，對含有管板及管頭高溫?zé)岱雷o(hù)結(jié)構(gòu)的熱端管板及不含高溫?zé)岱雷o(hù)結(jié)構(gòu)的冷端管板進(jìn)行了比較精確的熱應(yīng)力分析。

1 結(jié)構(gòu)與參數(shù)

該廢熱鍋爐基本設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，材料導(dǎo)熱系數(shù)見表2。廢熱鍋爐管板采用薄管板結(jié)構(gòu)，管板與筒體通過圓弧過渡結(jié)構(gòu)形式連接，目的在于緩和結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)的應(yīng)力集中［2］。廢熱鍋爐及管板結(jié)構(gòu)尺寸見圖1，2。

表1 基本設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 材料導(dǎo)熱系數(shù)

該廢熱鍋爐工藝氣進(jìn)口溫度800℃，出口溫度320℃，為避免高溫過程氣對高溫管板的沖刷，在高溫管板管程側(cè)表面澆注100 mm厚耐高溫的氣硬性耐火隔熱澆注料。在換熱管管頭處設(shè)置了陶瓷材料的保護(hù)內(nèi)套管，保護(hù)套管插入換熱管內(nèi)100 mm。換熱管內(nèi)壁和保護(hù)套管外壁之間填塞高鋁型耐火陶瓷纖維紙，以確保高溫氣流不會與管板或靠近管板端的換熱管接觸。由于高溫的陶套管與相對低溫的管頭接觸，容易造成陶瓷套管碎裂，在耐火澆注料與換熱管管頭之間又增加了陶瓷保護(hù)外套環(huán)，起緩沖作用［1，3］，見圖 3。

圖1 廢熱鍋爐結(jié)構(gòu)示意

圖2 管板結(jié)構(gòu)尺寸示意

2 計(jì)算工況

圖3 管板及管頭高溫保護(hù)結(jié)構(gòu)示意

選擇廢熱鍋爐熱端管板及冷端管板，按溫差載荷單獨(dú)作用、殼程壓力和溫差載荷同時(shí)作用、管程壓力和溫差載荷同時(shí)作用以及管、殼程壓力和溫差載荷同時(shí)作用等4種工況進(jìn)行計(jì)算。

3 有限元模型

3.1 有限元模型的建立［2，4－6］

根據(jù)廢熱鍋爐結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)，有限元模型做如下簡化:(1)根據(jù)結(jié)構(gòu)對稱性及承載特性，有限元模型取該廢熱鍋爐周向的1/4，筒體與換熱管長度取殼程總長度的1/2;(2)假設(shè)管板與換熱管為全焊透結(jié)構(gòu)，單元是相互連接的，不考慮接觸關(guān)系;(3)假設(shè)陶瓷保護(hù)內(nèi)套管與換熱管之間不存在間隙;(4)應(yīng)力計(jì)算時(shí)不考慮高溫?zé)岱雷o(hù)結(jié)構(gòu)與廢熱鍋爐承壓元件間變形不一致問題。

本次分析共建立兩種有限元模型:

(1)高溫側(cè)模型:除包括熱端管板、換熱管、殼程筒體、筒體外保溫外，還包括管板及管頭高溫?zé)岱雷o(hù)結(jié)構(gòu)(耐火隔熱澆注料、陶瓷保護(hù)內(nèi)套管、陶瓷保護(hù)外套環(huán))，見圖4(a)。

圖4 高溫側(cè)及低溫側(cè)模型圖

(2)低溫側(cè)模型:包括冷端管板、換熱管、殼程筒體、筒體外保溫，見圖4(b)。

3.2 單元的選取

兩種模型溫度場分析都采用的是8節(jié)點(diǎn)六面體熱分析單元Solid 70，熱應(yīng)力場分析都采用的是8節(jié)點(diǎn)六面體結(jié)構(gòu)分析單元Solid 45。高溫側(cè)及低溫側(cè)模型網(wǎng)格劃分見圖5。

圖5 高溫側(cè)及低溫側(cè)模型網(wǎng)格圖

3.3 邊界條件［7－10］

3.3.1 溫度場邊界條件

(1)高溫側(cè)模型

在管程側(cè)耐火隔熱澆注料表面施加對流傳熱系數(shù)72 W/(m2·℃)及溫度800℃;在陶瓷保護(hù)內(nèi)套管的內(nèi)表面及換熱管伸出陶瓷保護(hù)內(nèi)套管的內(nèi)表面施加對流傳熱系數(shù)72 W/(m2·℃)，管內(nèi)溫度假定從進(jìn)口至出口溫度均勻下降，按函數(shù)關(guān)系式T=(800－0.06xZ)℃在換熱管內(nèi)表面施加，其中0.06為溫度均勻下降的斜率;在殼程殼體內(nèi)表面，殼程側(cè)管板表面施加對流傳熱系數(shù)1733 W/(m2·℃)及溫度257℃;由于殼程內(nèi)鍋爐水受熱沸騰變?yōu)橹袎猴柡驼羝怯邢嘧兊膫鳠徇^程，這類傳熱過程的特點(diǎn)是相變流體要吸收大量的潛熱，但流體溫度不發(fā)生變化，此外液體沸騰產(chǎn)生的氣泡在傳熱壁面不斷增大、脫離和形成攪動，可以加快壁面的傳熱速率，因此傳熱膜系數(shù)比沒有相變時(shí)大大增加，取換熱管沿殼程方向伸出管板部分的外表面施加對流傳熱系數(shù)12287 W/(m2·℃)及溫度257℃;殼程殼體保溫層外表面施加對流傳熱系數(shù)10 W/(m2·℃)及溫度20℃。

(2)低溫側(cè)廢熱鍋爐

在管程側(cè)管板表面施加對流傳熱系數(shù)72 W/(m2·℃)及溫度320℃;在換熱管內(nèi)表面施加對流傳熱系數(shù)72 W/(m2·℃)，溫度按T=(320+0.06xZ)℃在換熱管內(nèi)表面施加;在殼體內(nèi)表面，殼程側(cè)管板表面施加對流傳熱系數(shù)1733 W/(m2·℃)及溫度257℃;換熱管沿殼程方向伸出管板部分的外表面施加對流傳熱系數(shù)12287 W/(m2·℃)及溫度257℃;殼體保溫層外表面施加對流傳熱系數(shù)10 W/(m2·℃)及溫度20℃。

3.3.2 應(yīng)力場邊界條件

兩種模型根據(jù)工況分別在管程側(cè)管板表面、換熱管內(nèi)表面施加壓力0.5 MPa;殼程側(cè)管板表面、換熱管沿殼程方向伸出管板的外表面、殼程筒體內(nèi)表面施加壓力4.9 MPa;同時(shí)將熱分析所得到的節(jié)點(diǎn)溫度作為體積載荷施加到對應(yīng)節(jié)點(diǎn)上。

3.3.3 對稱邊界條件

兩種模型均在殼程筒體端面和換熱管端面約束Z向(沿?fù)Q熱管長度方向)位移;在結(jié)構(gòu)的XOZ和YOZ面加上對稱邊界條件，即這些面上的法向位移為零。

4 分析結(jié)果

4.1 工況一(溫差載荷作用工況)

高溫側(cè)模型溫度場云圖見圖6，7，應(yīng)力分布云圖見圖8，9;低溫側(cè)模型溫度場云圖見圖10，應(yīng)力分布云圖見圖11，12。

圖6 高溫側(cè)模型溫度場云圖

圖7 除去保溫層后的溫度場云圖

圖8 高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖9 熱端管板應(yīng)力分布云圖

圖10 低溫側(cè)模型溫度場云圖

圖11 低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖12 冷端管板應(yīng)力分布云圖

溫差載荷單獨(dú)作用工況下，高溫側(cè)模型沿隔熱澆注料及管板厚度方向溫度變化曲線見圖13;低溫側(cè)模型沿管板厚度方向溫度變化曲線見圖14。圖中A－A線表示管板圓弧過渡區(qū)沿厚度方向的溫度梯度變化;B－B線表示管板布管區(qū)孔橋處沿厚度方向的溫度梯度變化。由圖13可知，耐火隔熱澆注料對軸向傳熱有明顯的熱阻作用，減緩了管板兩側(cè)過大的溫差。在管子進(jìn)口端插入的一段陶瓷保護(hù)內(nèi)套管，也使高溫過程氣直接進(jìn)入浸泡在汽水混合物的管子內(nèi)，極大地降低了管頭及管板的溫度。由圖14可知，低溫側(cè)模型溫度梯度線較為平緩，說明由于管板的厚度不大，沿著管板厚度方向傳熱良好。

圖13 熱端管板(包括隔熱澆注料)沿厚度方向溫度變化曲線

圖14 冷端管板沿厚度方向溫度變化曲線

熱端管板上的應(yīng)力最大值發(fā)生在近中心處管板與換熱管連接接頭處，此外，在管板邊緣圓弧過渡區(qū)轉(zhuǎn)角內(nèi)外表面的應(yīng)力值也較高，布管區(qū)邊緣的換熱管越接近管板圓弧過渡區(qū)，相應(yīng)轉(zhuǎn)角部位的應(yīng)力值明顯增大。如圖15所示，取布管區(qū)中心、布管區(qū)中部及布管區(qū)邊緣的3根換熱管為例，研究換熱管外壁面應(yīng)力分布發(fā)現(xiàn):在與管板連接區(qū)域附近，換熱管應(yīng)力出現(xiàn)較大變化，而沿軸向方向遠(yuǎn)離與管板連接的區(qū)域，換熱管應(yīng)力分布均勻，變化緩慢;此外，在管頭處并不是所有管子的應(yīng)力分布都相同，而是管板中心及近中心位置的換熱管應(yīng)力高，布管區(qū)邊緣處換熱管應(yīng)力低。

圖15 熱端換熱管外壁應(yīng)力沿軸向分布曲線

冷端管板上的應(yīng)力最大值發(fā)生在管板邊緣圓弧過渡區(qū)轉(zhuǎn)角處內(nèi)表面，由計(jì)算結(jié)果知，低溫側(cè)溫差應(yīng)力并沒有在冷端管板上產(chǎn)生較高的熱應(yīng)力。

4.2 工況二(殼程壓力和溫差載荷同時(shí)作用工況)

高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖見圖16，17;低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖見圖18，19。

圖16 工況二高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖17 工況二熱端管板應(yīng)力分布云圖

圖18 工況二低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖19 工況二冷端管板應(yīng)力分布云圖

在溫差載荷和殼程壓力共同作用的工況下，冷、熱端兩塊管板上的應(yīng)力最大值均發(fā)生在管板邊緣圓弧過渡區(qū)轉(zhuǎn)角內(nèi)表面上。在與管板連接區(qū)域附近，換熱管應(yīng)力出現(xiàn)較大變化，而沿軸向方向遠(yuǎn)離管板的區(qū)域，換熱管應(yīng)力分布均勻，變化緩慢;此外，管頭處換熱管的應(yīng)力變化為中心及近中心處應(yīng)力值低，邊緣處換熱管應(yīng)力高，見圖20。

圖20 熱端換熱管外壁應(yīng)力沿軸向分布曲線

4.3 工況三(管程壓力和溫差載荷同時(shí)作用工況)

高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖見圖21，22;低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖見圖23，24。

圖21 工況三高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖22 工況三熱端管板應(yīng)力分布云圖

在溫差載荷和管程壓力共同作用的工況下，由于管程壓力值很小，冷、熱端兩塊管板上的應(yīng)力分布與溫差載荷單獨(dú)作用的工況相似。

圖23 工況三低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖24 工況三冷端管板應(yīng)力分布云圖

4.4 工況四(管、殼程壓力和溫差載荷同時(shí)作用工況)

高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖見圖25，26;低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖見圖27，28。

圖25 工況四高溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖26 工況四熱端管板應(yīng)力分布云圖

圖27 工況四低溫側(cè)模型應(yīng)力分布云圖

圖28 工況四冷端管板應(yīng)力分布云圖

在溫差載荷和管、殼程壓力共同作用的工況下，由于管程壓力值很小，冷、熱端兩塊管板上的應(yīng)力分布與在溫差載荷和殼程壓力共同作用的工況相似。

由表3知，在以上4種計(jì)算工況中，冷、熱端兩塊管板應(yīng)力最大的工況均為溫差載荷與殼程壓力同時(shí)作用的工況二。此外，由4種工況的對比可知，熱端管板受溫差載荷產(chǎn)生的熱應(yīng)力影響較大，冷端管板受溫差載荷產(chǎn)生的熱應(yīng)力影響很小。

表3 4種工況下高、低溫管板應(yīng)力強(qiáng)度最大值比較

5 討論

(1)對于承受較大溫差應(yīng)力的管殼式廢熱鍋爐薄管板，增加管板的轉(zhuǎn)角半徑R值，可以部分地補(bǔ)償換熱管管束與殼體因溫差變形不一致而產(chǎn)生的熱應(yīng)力，但是轉(zhuǎn)角半徑R值加大，要么減少布管區(qū)范圍，要么加大殼體直徑，設(shè)計(jì)時(shí)有一定的局限性。而采用管板及管頭高溫?zé)岱雷o(hù)結(jié)構(gòu)相比之下更為重要，其改善管板熱應(yīng)力的作用非常顯著。

(2)對比管殼式廢熱鍋爐薄管板在4種工況下的計(jì)算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，管板上由溫差載荷引起的熱應(yīng)力不應(yīng)忽視。實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)對廢熱鍋爐薄管板進(jìn)行詳細(xì)的熱應(yīng)力分析。

(3)應(yīng)力分析的結(jié)果顯示:當(dāng)布管區(qū)邊緣某一根或某幾根換熱管靠近管板邊緣圓弧過渡區(qū)轉(zhuǎn)角時(shí)，相應(yīng)部位轉(zhuǎn)角處的應(yīng)力強(qiáng)度值越大。換熱器布管時(shí)應(yīng)盡量均勻布管，避免單根換熱管過于接近管板邊緣圓弧過渡區(qū)，引起管板轉(zhuǎn)角處應(yīng)力強(qiáng)度值增大。

(4)對管板進(jìn)行應(yīng)力評定時(shí)，應(yīng)根據(jù)計(jì)算工況的不同，選擇管板邊緣圓弧過渡區(qū)轉(zhuǎn)角處或布管區(qū)換熱管與管板連接接頭處作為評定的關(guān)鍵部位。

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