預(yù)冷器在水壓試驗(yàn)中管板嚴(yán)重變形原因

高程 張丹 張玉明 雒定明 魏泳濤

摘要：

為確定高壓原料天然氣預(yù)冷器在水壓試驗(yàn)中嚴(yán)重變形的原因，利用ANSYS得到受接觸約束的換熱管的臨界失穩(wěn)載荷，并將換熱管簡(jiǎn)化為非線性彈簧單元，完成預(yù)冷器在換熱管失穩(wěn)后的水壓試驗(yàn)過程的數(shù)值模擬。數(shù)值結(jié)果與水壓試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好，表明換熱管的失穩(wěn)是水壓試驗(yàn)中管板嚴(yán)重變形的主要原因。研究成果可為改進(jìn)預(yù)冷器的設(shè)計(jì)提供參考。

關(guān)鍵詞：

高壓預(yù)冷器； 非線性失穩(wěn)； 臨界失穩(wěn)載荷； 安全性評(píng)定； 有限元

中圖分類號(hào)： TQ053.2

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： B

Cause of serious deformation of precooler tube-sheet

in hydraulic test

GAO Cheng1， ZHANG Dan1， ZHANG Yuming2， LUO Dingming2， WEI Yongtao1

（1. School of Architecture and Environment， Sichuan University， Chengdu 610065， China；

2. Southwest Company， China Petroleum Engineering Co.， Ltd.， Chengdu 610065， China）

Abstract：

To determine the cause of serious deformation of a precooler for high-pressure raw natural gas in hydraulic test， the critical buckling load of the heat-exchange tube subjected to contact constraint is obtained by ANSYS， the heat-exchange tube is simplified as a nonlinear spring element， and the numerical simulation of the hydraulic test process of the precooler is completed， in which lots of heat-exchange tubes are unstable. The numerical results agree well with the test data， and it demonstrates that the instability of the heat-exchange tube is the main reason causing serious deformation of the precooler tube-sheet in hydraulic test. The research results can provide reference for the improvement of precooler design.

Key words：

high pressure precooler； nonlinear buckling； critical buckling load； safety assessment； finite element

收稿日期： 2017-12-13

修回日期： 2018-01-09

作者簡(jiǎn)介：

高程（1992—），女，四川德陽(yáng)人，碩士研究生，研究方向?yàn)楣こ探Y(jié)構(gòu)優(yōu)化，（E-mail）670578647@qq.com

通信作者： 魏泳濤（1971—），男，四川樂山人，教授，博士，研究方向?yàn)橛?jì)算力學(xué)，（E-mail）wyt2119@scu.edu.cn

0 引 言

高壓原料天然氣預(yù)冷器（以下簡(jiǎn)稱預(yù)冷器）是天然氣脫水脫烴工藝裝置的關(guān)鍵設(shè)備，某型預(yù)冷器結(jié)構(gòu)見圖1。其工作原理為：高壓原料天然氣在流經(jīng)1 232根19.0×3.2 mm換熱管內(nèi)側(cè)時(shí)，與換熱管外側(cè)的低溫、低壓天然氣進(jìn)行熱交換，以便分離出原料天然氣中的凝析水、凝析油等雜質(zhì)。各換熱管穿過支撐板和上/下折流板上的19.5 mm圓孔，兩端焊接在兩側(cè)的管板上。支撐板及上/下折流板的軸向位置由10根定距管固定，而定距管固接在右側(cè)管板上。管板、支撐板、上/下折流板上的開孔布局見圖2。目前，我國(guó)預(yù)冷器設(shè)計(jì)方法多基于薄管板技術(shù)。[1-6]管板兩側(cè)天然氣壓差所產(chǎn)生的軸向壓力由管板和換熱管共同承擔(dān)。為避免換熱管因過大軸向承壓而失穩(wěn)，GB 151—1999[7]推薦按歐拉臨界載荷公式確定換熱管的失穩(wěn)載荷，薛明德等[8]建議可將穩(wěn)定安全因數(shù)取為1.5。隨著預(yù)冷器直徑的增大，采用薄管板技術(shù)降低管板的抗彎剛度，使得換熱管的軸向壓力增大，從而更容易失穩(wěn)。預(yù)冷器在水壓試驗(yàn)后管板產(chǎn)生嚴(yán)重變形，可能造成管板使用壽命大大縮短，影響整個(gè)設(shè)備的安全，造成工程的巨大損失。本文采用非線性有限元分析方法，確定該型設(shè)備在水壓試驗(yàn)中產(chǎn)生嚴(yán)重變形的主要原因，并對(duì)已產(chǎn)生嚴(yán)重變形的設(shè)備進(jìn)行設(shè)計(jì)工況下的安全性評(píng)定，從而為改進(jìn)預(yù)冷器的設(shè)計(jì)方法提供參考。

圖 1 某型預(yù)冷器結(jié)構(gòu)，mm

a） 管板

b） 支撐板

c） 上折流板

d） 下折流板

圖 2 管板、支撐板、上/下折流板的開孔布局，mm

1 預(yù)冷器的有限元模型

高壓預(yù)冷器采用理想彈塑性材料，其性能參數(shù)

見表1。

表 1 材料性能參數(shù)

1.1 有限元離散

預(yù)冷器設(shè)備結(jié)構(gòu)復(fù)雜，如各管板、支撐板、上/下折流板上均有上千個(gè)圓孔，且換熱管均與多個(gè)圓孔形成接觸關(guān)系。在建立預(yù)冷器有限元模型時(shí)，為控制合理的計(jì)算規(guī)模，在進(jìn)行有限元離散時(shí)需作適當(dāng)簡(jiǎn)化。

（1） 整個(gè)結(jié)構(gòu)左右對(duì)稱，只需對(duì)結(jié)構(gòu)一半進(jìn)行建模。x軸沿水平直徑，y軸豎直向上，z軸沿預(yù)冷器外筒軸線，預(yù)冷器左右對(duì)稱面為yz面，橫截面為xy平面。

（2） 不考慮預(yù)冷器外筒上的局部開孔、連接法蘭對(duì)設(shè)備的影響，將其簡(jiǎn)化為帶半球體端頭的均勻壁厚外筒。預(yù)冷器外筒和管板采用ANSYS中的8節(jié)點(diǎn)SHELL281單元離散，有限元網(wǎng)格分別見圖3和4。

圖 3 預(yù)冷器外筒的有限元網(wǎng)格

圖 4 預(yù)冷器管板的有限元網(wǎng)格

（3） 將支撐板和折流板上的圓孔簡(jiǎn)化成邊長(zhǎng)為直徑的方孔。簡(jiǎn)化后，換熱管沿水平x或y向與支撐板或折流板的間隙不變，但可大大降低支撐板和折流板的網(wǎng)格規(guī)模，易于實(shí)現(xiàn)接觸判斷。為便于定義換熱管與支撐板或折流板上的孔洞內(nèi)壁構(gòu)成的接觸對(duì)，使用8節(jié)點(diǎn)三維實(shí)體單元SOLID185對(duì)支撐板和上/下折流板進(jìn)行離散，有限元網(wǎng)格見圖5。

圖 5 支撐板和上/下折流板有限元網(wǎng)格

（4） 將定距管與支撐板、折流板和管板的連接簡(jiǎn)化為剛性連接，定距管使用2節(jié)點(diǎn)BEAM188梁?jiǎn)卧x散，通過ANSYS的“點(diǎn)焊”功能模擬定距管與支撐板、折流板和管板的剛性連接，見圖6。

（5） 換熱管使用3節(jié)點(diǎn)的PIPE289單元離散，并采用MPC184中的剛性梁?jiǎn)卧M換熱管與管板的剛性連接，見圖7。

（6） 采用TARGE170單元/CONTA175單元模擬預(yù)冷器外筒內(nèi)壁與支撐板/折流板側(cè)面構(gòu)成的接觸對(duì)，以及換熱管與支撐板、折流板上的孔洞內(nèi)壁構(gòu)成的接觸對(duì)。所有接觸算法均采用拉格朗日乘子算法。

圖 6 定距管與支撐板、折流板和管板的剛性連接

圖 7 換熱管有限元離散及與管板的剛性連接

預(yù)冷器的有限元模型共有275 336個(gè)單元、311 582個(gè)節(jié)點(diǎn)。

1.2 位移約束及載荷條件

施加位移約束以消除預(yù)冷器的剛體位移模式，即在對(duì)稱面yz面上施加對(duì)稱約束條件，在兩側(cè)管板底部施加y向約束，在外筒底部的中點(diǎn)處施加z向約束。

預(yù)冷器所受載荷包括自重及在水壓試驗(yàn)或設(shè)計(jì)工況下因內(nèi)部壓差產(chǎn)生的載荷（見圖1），作用在管箱內(nèi)壁面、管板外側(cè)面及各換熱管內(nèi)壁面的原料氣或水壓強(qiáng)即為管壓，作用在管板內(nèi)側(cè)、兩管板間的外筒內(nèi)壁面及各換熱管外壁面的低溫天然氣或水壓強(qiáng)即為殼壓。

在水壓試驗(yàn)的數(shù)值模擬中，加載順序?yàn)椋鹤灾剌d荷→管壓加載至16.5 MPa→管壓卸載至0→殼壓加載至12.4 MPa→殼壓卸載至0；對(duì)水壓試驗(yàn)后殘余變形的預(yù)冷器設(shè)計(jì)工況分析時(shí)，管壓和殼壓同步加載至13.2和9.9 MPa，且管壓作用壁面的溫度為45 ℃，殼壓作用面的溫度為-32 ℃；預(yù)冷器外部參考溫度為20 ℃。

2 水壓試驗(yàn)過程的有限元分析

在預(yù)冷器水壓試驗(yàn)過程中，基于小變形、幾何線性條件下的有限元模擬，兩管板殘余變形量的數(shù)值模擬結(jié)果分別為2.91和3.82 mm，這與水壓試驗(yàn)結(jié)果明顯不符。基于大變形、幾何非線性的有限元分析表明，當(dāng)管壓加載至4.95 MPa左右時(shí)，會(huì)遇到因換熱管單元出現(xiàn)過大變形而引發(fā)的收斂困難，且分析過程終止。

幾何非線性因素對(duì)水壓試驗(yàn)過程的數(shù)值模擬產(chǎn)生如此大的影響，其原因在于：在管壓階段，換熱管在自重及管板外側(cè)水壓作用下，其彎曲變形和軸向壓縮會(huì)相互耦合，即換熱管可能發(fā)生屈曲失穩(wěn)。小變形假設(shè)不考慮這種耦合，而在大變形、幾何非線性情況下，換熱管的壓彎耦合效應(yīng)會(huì)被自動(dòng)計(jì)入，因此分析過程的收斂困難預(yù)示換熱管可能已進(jìn)入失穩(wěn)狀態(tài)。

可初步判斷，預(yù)冷器在水壓試驗(yàn)中管板產(chǎn)生嚴(yán)重變形的原因是內(nèi)部換熱管已進(jìn)入失穩(wěn)狀態(tài)?；谝陨吓袛?，需確定換熱管的臨界失穩(wěn)載荷。

2.1 換熱管臨界失穩(wěn)載荷

依據(jù)各換熱管受支撐板、上/下折流板的約束情況，將換熱管分為4個(gè)分區(qū)，見表2。換熱管與支撐板、上/下折流板上的圓孔（0.35 mm的間隙）構(gòu)成接觸約束，同時(shí)支撐板和折流板與預(yù)冷器外筒內(nèi)壁也存在3 mm的徑向間隙，換熱管臨界失穩(wěn)載荷計(jì)算模型見圖8。在自重作用下，換熱管將與支撐板、折流板發(fā)生接觸，各支撐板、折流板也會(huì)與外筒內(nèi)壁發(fā)生接觸。

表 2

換熱管分區(qū)

圖 8 換熱管臨界失穩(wěn)載荷計(jì)算模型

基于非線性有限元方法確定換熱管在含接觸約束下的臨界失穩(wěn)載荷。換熱管仍然采用PIPE289單元模擬；支撐板、折流板簡(jiǎn)化為剛體，并施加y向位移約束，預(yù)冷器在自重作用下各支撐板、折流板的y向位移見表3；用TARGE170單元、CONTA175單元模擬換熱管與圓孔構(gòu)成的點(diǎn)（面）接觸，采用基于拉格朗日乘子的接觸算法。

表 3 支撐板、折流板的y向位移

mm

在換熱管一端以每步0.01 mm施加軸向壓縮位移直至計(jì)算發(fā)散，讀取最后一個(gè)收斂步所對(duì)應(yīng)的軸力，即為換熱管的臨界失穩(wěn)載荷。為確保得到臨界失穩(wěn)載荷的準(zhǔn)確值，將換熱管單元長(zhǎng)度取為5～100 mm進(jìn)行網(wǎng)格劃分，分別計(jì)算其臨界失穩(wěn)載荷，其結(jié)果一致。各區(qū)域內(nèi)換熱管的臨界失穩(wěn)載荷見表4。其中，列出在小變形下得到的各區(qū)換熱管的最大軸力，I、III和IV區(qū)中換熱管的最大壓縮軸力超過對(duì)應(yīng)的失穩(wěn)載荷。

表 4 各區(qū)域內(nèi)換熱管的臨界失穩(wěn)載荷

各區(qū)換熱管臨界的失穩(wěn)載荷對(duì)應(yīng)的應(yīng)力均小于換熱管所用材料的屈服應(yīng)力，即換熱管的失穩(wěn)仍是彈性失穩(wěn)。換熱管在失穩(wěn)前的剛度接近其理論軸向抗壓剛度2 686.52 N/mm，說明失穩(wěn)前各換熱管的承載形式為軸向承壓。

2.2 水壓試驗(yàn)的數(shù)值模擬

水壓試驗(yàn)過程數(shù)值模擬的關(guān)鍵是對(duì)含有失穩(wěn)換熱管的預(yù)冷器的后屈曲分析。對(duì)預(yù)冷器的分析涉及材料彈塑性、大變形以及數(shù)千組接觸約束等非線性因素，且分析規(guī)模龐大，即便應(yīng)用可求解后屈曲問題的弧長(zhǎng)法[9]，在計(jì)算分析中仍然遇到極大的收斂困難。

為此，對(duì)預(yù)冷器有限元模型做如下進(jìn)一步簡(jiǎn)化。

（1） 每根換熱管使用一個(gè)COMBIN39非線性彈簧單元模擬，非線性彈簧單元變形-軸力圖見圖9。換熱管失穩(wěn)前為軸向承壓，其軸向剛度見表4。假設(shè)換熱管失穩(wěn)后為零剛度，非線性彈簧的卸載路徑平行于加載路徑。若非線性彈簧軸力大于對(duì)應(yīng)換熱管的臨界失穩(wěn)載荷，即可判斷換熱管已失穩(wěn)。

圖 9 非線性彈簧單元變形-軸力圖

（2） 將換熱管簡(jiǎn)化為非線性彈簧后，在支撐板、

折流板上無法施加各換熱管的自重載荷。因此，在支撐板、折流板上施加y向指定位移約束，綜合體現(xiàn)換熱管和外筒內(nèi)壁與支撐板、折流板的接觸，其間不再設(shè)置接觸單元。

分析表明，在管壓加載至4.95 MPa時(shí)，已有換熱管出現(xiàn)失穩(wěn)（見圖10），這與原模型在4.95 MPa無法收斂是相吻合的。失穩(wěn)后的換熱管承載力有限，會(huì)增大周圍未失穩(wěn)換熱管的壓縮軸力，從而使更多換熱管進(jìn)入失穩(wěn)狀態(tài)。加載至16.50 MPa后的失穩(wěn)換熱管見圖11。

圖 10 加載至4.95 MPa后的失穩(wěn)換熱管

圖 11 加載至16.50 MPa后的失穩(wěn)換熱管

管板凹陷量的水壓試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果見表5，兩者吻合較好，說明采用非線性彈簧單元模擬換熱管，能較好地反映實(shí)際的水壓試驗(yàn)過程。分析結(jié)果表明，換熱管因過大軸向壓力失穩(wěn)，是管板產(chǎn)生嚴(yán)重（殘余）變形的最主要原因；同時(shí)，由于結(jié)構(gòu)失穩(wěn)后通常呈現(xiàn)出復(fù)雜的變形行為，甚至出現(xiàn)負(fù)剛度，而假定換熱管失穩(wěn)后為零剛度，因此管壓卸載后殘余變形的計(jì)算值與試驗(yàn)數(shù)據(jù)差別較大。

表 5 管板凹陷量的水壓試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果

mm

3 設(shè)計(jì)工況分析及安全性評(píng)估

3.1 預(yù)冷器在設(shè)計(jì)工況下分析

在水壓試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果的基礎(chǔ)上繼續(xù)進(jìn)行設(shè)計(jì)工況的加載。與水壓試驗(yàn)不同，設(shè)計(jì)工況下管壓與殼壓同步加載，即管板兩側(cè)的壓差遠(yuǎn)小于水壓試驗(yàn)。

左側(cè)管板中面和內(nèi)側(cè)面的第三強(qiáng)度理論等效應(yīng)力（即應(yīng)力強(qiáng)度）的分布見圖12和13。外筒中面和外側(cè)面等效應(yīng)力分布見圖14和15。

圖 12 左側(cè)管板中面應(yīng)力強(qiáng)度，MPa

圖 13 左側(cè)管板內(nèi)側(cè)面應(yīng)力強(qiáng)度，MPa

圖 14 外筒中面應(yīng)力強(qiáng)度，MPa

圖 15 外筒外側(cè)面應(yīng)力強(qiáng)度，MPa

3.2 設(shè)計(jì)工況下的安全性評(píng)估

對(duì)經(jīng)水壓試驗(yàn)后具有殘余變形的預(yù)冷器，基于JB 4732—1995[10]進(jìn)行設(shè)計(jì)工況下的安全性評(píng)定。JB 4732—1995要求：經(jīng)過應(yīng)力線性化得到的一次總體薄膜應(yīng)力SI應(yīng)小于材料的設(shè)計(jì)應(yīng)力；一次局部薄膜應(yīng)力SII應(yīng)小于設(shè)計(jì)應(yīng)力的1.5倍；一次加二次彎曲應(yīng)力SIV應(yīng)小于設(shè)計(jì)應(yīng)力的3.0倍。由于外筒和管板采用殼單元，因此外筒中面的應(yīng)力強(qiáng)度為SI；管板因其上有大量開孔，其中面上的應(yīng)力強(qiáng)度為SII。外筒和管板的頂面或底面應(yīng)力強(qiáng)度為SIV。[11]

管板和外筒的安全性評(píng)定見表6，對(duì)在水壓試驗(yàn)后產(chǎn)生嚴(yán)重變形的預(yù)冷器，在設(shè)計(jì)工況下其主體結(jié)構(gòu)，即管板和外筒，仍滿足安全性評(píng)定要求。

表 6 管板和外筒的安全性評(píng)定

4 結(jié) 論

對(duì)高壓預(yù)冷器結(jié)構(gòu)的水壓試驗(yàn)過程進(jìn)行數(shù)值模擬，管板殘余變形的數(shù)值結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。得到如下結(jié)論：

（1） 換熱管在水壓試驗(yàn)的管程加載階段的失穩(wěn)是導(dǎo)致預(yù)冷器管板產(chǎn)生嚴(yán)重變形的主要原因。

（2） 采用具有零剛度特性的非線性彈簧單元模擬換熱管能較好地反映預(yù)冷器在換熱管失穩(wěn)后的水壓試驗(yàn)過程。

（3） 在水壓試驗(yàn)中已產(chǎn)生嚴(yán)重殘余變形的換熱器，在設(shè)計(jì)工況下其外筒和管板滿足JB 4732—1995的安全性評(píng)定要求。

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