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    固定管板釜式再沸器换热管轴向应力分析.pdf

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    固定管板釜式再沸器换热管轴向应力分析.pdf

    第43卷第5期 2014年9月 石油化工设备 PETROCHEMICAL EQUIPMENT Vo1.43 NO.5 Sept.2014 文章编号10007466201405004405 固定管板釜式再沸器换热管轴向应力分析 郑宝山 中国昆仑工程公司,北京100037 摘要建立了某固定管板釜式再沸器的有限元分析模型,计算了其操作工况下换热管的轴向应力, 并对换热管各项应力进行了评定,同时应用JB 47321995钢制压力容器分析设计标准所 述方法对该再沸器换热管轴向应力进行简化计算。结果表明,2种方法计算所得的最大轴向压应 力均位于管柬中心,其值仅相差4.5%;有限元法求得的换热管最大拉应力位于管柬上部,其值约 为JB 4732--1995{钢制压力容器分析设计标准简化方法计算结果的1.8倍,说明不宜采用简 化方法对固定管板釜式再沸器换热管轴向应力进行计算。 关键词釜式再沸器;换热管;轴向应力;有限元法 中图分类号TE965;TQo51.501 文献标志码A doi10.3969/j.issn.10007466.2014.05.010 Axial Stress Analysis of Tubes on Fixed Tubesheet Kettle-type Reboiler ZHENG Bao-shan China Kunlun ContractingEngineering Corporation,Beijing 100037,China 参考文献 [1] Mohinder L Nayyar.Piping Handbook[M].New YorkMcGrawHill,2000A30一A32. E2]Peng L C.Cold Spring of Restrained Piping System EJ].American Society of Mechanical Engineers,Pres sure Vessels and Piping DivisionPublicationPVP, 1988,139813-17. [3]方立.用CAESAR1I软件进行管道应力计算的几个问 题探讨[J].化工设备与管道,2004,4164043. 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ZHANG Gangben,PENG Xueyuan.The Applica tion of CAESARⅡin the Analysis of Reciprocating Pump Piping Vibration[J].Chemical Equipment and Piping,2007,5413841. 杜编 收稿日期2014-0328 作者简介郑宝山1972一,男,河北邯郸人,高级工程师,学士,从事压力容器设计及管理工作。 第5期 郑宝山固定管板釜式再沸器换热管轴向应力分析 AbstractA finite element analysis model of a fixed tubesheet kettletype reboiler was built,and the axial stress of tubes under operation condition was calculated and was acceptable after ua tion.Meanwhile,simplified axial stress calculation was done according to JB 47321995 Steel Pressure V sseZsDesign by Analysis.Both of the results indicate the maximum compressive stress of tubes is located at the bundle center,only 4.5 difference between them,and the maxi mum tensile stress based on the finite element is located at bundle top,1.8 times of that based on JB 47321995 Steel Pressure PZsDg g Analysis .After,compari son。it is not proper to analyze the axial stress of tubes on fixed tubesheet kettletype reboiler u sing the simplified . Key wordskettletype reboiler;heat exchanger tubes;axial stress;finite element 固定管板釜式再沸器为石油化工装置中的典型 设备之一I】],一般需要在壳程设置直径不同的简体, 中部大筒体用来提供蒸发空间,两端小筒体用来与 管板相连,依靠斜锥将大、小端筒体连接__2],基本结 构见图1。由于壳程大端筒体、斜锥和小端筒体为 偏心连接,因此在圆周上的不同位置,其轴向刚度并 不相同。而目前国内外标准中所阐述的理论模型并 未考虑该轴向刚度差异的影响。因元简单、有效的 解决途径,国内有工程设计人员忽略上述刚度差异 的影响,仅以小端筒体为基准利用JB 47321995 钢制压力容器分析设计标准进行设计 ],但 与实际情况究竟有多大差异,并无相关人员进一步 探讨。 图1 固定管板釜式再沸器简图 目前,压力容器设计有常规设计和分析设计2 种方法[4],前者一般以薄壳无力矩理论或薄板理论 计算结构应力,是一种基于经验的设计方法,采用第 一强度理论计算结构当量强度;后者是采用以极限 载荷、安定载荷与疲劳寿命为界限的塑性失效与弹 塑性失效为准则,是一种建立在详细应力分析基础 之上的设计方法,采用第三强度理论计算结构当量 强度。应力分析的手段有解析法、数值计算法、试验 应力分析等。数值计算法中的有限元法应用最多, 可以对超出常规设计标准规定范围及一些特殊的结 构进行有效分析。 文中应用有限元应力分析法对某固定管板釜 式再沸器进行整体建模,以操作工况为例对其换 热管应力进行分析,并与JB 47321995钢制压 力容器分析设计标准简化计算方法得到的 结果进行比较 ]。 1 设计参数及分析模型 1.1设计参数 文中所分析釜式再沸器图1壳体小端内径为 1 800 mm,大端内径为2 700 mm,整个壳体材质为 Qa45R,壁厚为16 mm;管箱筒体材质为Q345R TA1复合板,壁厚163mm;管板材质为16MnIlI TA1,厚度为8O10mm;换热管为正方形排 布,材料为TA1,规格为 19 mm1.3 mm,共计 2 560根。壳程操作压力为0.45 MPa,金属平均壁 温为122℃。管程操作压力为1.5 MPa,换热管金 属平均壁温为125℃。 1.2 模型 由于钛覆层在本设备中主要起抗腐蚀作用,故 应力分析建模过程中未予考虑。 忽略设备鞍座、接管、管箱封头等局部结构L5], 可取设备的1/4作为几何模型,见图2。 考虑到只重点分析换热管的应力情况,因此,有 限元分析选用SHELL 281单元模拟筒体及管板, 选用PIPE 288单元模拟换热管,在保证计算精度的 前提下,可大幅减少计算工作量。 对筒体、管板均采用四边形进行网格划分。 为保证换热管应力分析精确,靠近管板区域的换 热管网格划分较密,远离管板区域的网格适当稀 疏。网格划分后的模型见图2,其中换热管为部分 选择性显示,总共剖分为122 995个节点、94 052 个单元。 第5期 郑宝山固定管板釜式再沸器换热管轴向应力分析 设计标准的计算模型越来越完善 ],准确性亦越来 越高,国内也有学者致力于换热管的应力研究口 , 但均未考虑管板附加弯矩对换热管局部应力的影 响,在计算上存在一定的误差。以图4所示的上层 换热管为例,在换热管中间处,其轴向应力在圆周上 各个位置基本一致,约为52.1 MPa。而靠近管板 处,弯曲受拉侧应力达到 79.4 MPa,而弯曲受压侧 应力仅为24.8 MPa,两侧相差悬殊。对于薄管板热 交换器,在设计中考虑管板对换热管附加弯矩的影 响很有必要。根据分析设计的思想,因变形协调而 产生的局部应力为二次应力,针对靠近管板区域换 热管应力强度,可按应力强度s 、,进行评定。 2.4远离管板处换热管应力分析 图4显示,在远离管板处,附加弯矩对换热管应 力的影响迅速衰减,至第一块支持板之后,基本已无 影响。取换热管管长中间部分进行应力分析。 按图5所示分别提取路径1至路径5上的换热 管轴向应力,以距管束中心距离为横坐标,换热管轴 向应力为纵坐标,得到的关系曲线见图6,并且与文 献1-33简化方法的计算结果进行比较。 4 / 00000 / / 0000000‘ //\ O0ooooo0‘ , / \Oo0oo0000‘ /0 O0000000 / oo0 ooooo00 / ooo0o 000000 / oooo00 00000 , O0oo0o00 o000‘ . ,00000000o 000 f O0oooo000o 00 f 0ooooo0oo00 0 \f o000ooo000o0o l o0oooooooooO0 1 0oo0oo0ooo0 o \ 0oooooOoo0 o0‘ \ ooo0ooo0o o00‘ \ 0ooo00o0 O000 \ oooo0O o0000 4\\ogg8 8ooooo0o0。6 \\ O 00000000 \\ /OOoOOooo0I \ 00000000l 1 \ o00oo00 c \00000I \\ 径l 图5换热管轴向应力提取路径 从图6中可以看出,沿路径1~路径5,换热管 轴向应力均呈现出四周大、中间小的特点,随着换热 管的位置逐渐靠近管束中心,其轴向应力亦随着渐 渐降低,在达到0后,转变为负值,即拉应力转变为 压应力,并缓缓增大,在管束中心处达到压应力最大 值。经有限元方法计算得到最大压应力值为 17.7 MPa,采用文献I-3-]简化方法计算得到的数值 为18.5 MPa,二者仅相差4.5 。 图6不l司径向位置换热管轴向应力 图6表明,尽管换热管的轴向应力变化趋势相 同,但距管束中心距离相等、不同路径下换热管轴向 应力并不相等。路径1和路径2所代表的上部换热 管受拉应力大一些,而路径3、路径4和路径5所代 表的中下部换热管受拉应力较小。以路径1为例, 其最外侧换热管轴向拉应力为52.1 MPa,而路径4 最外侧换热管的轴向拉应力仅为23.9 MPa,前者约 为后者的2.2倍,为文献E33简化方法计算结果的 1.8倍最外层换热管拉应力为29.2 MPa,相差悬 殊。但路径3、路径4、路径5上的换热管轴向应力 基本相当,并且与文献E3]简化方法的计算结果基本 一致。 最外圈换热管轴向应力与换热管圆周位置的关 系见图7。由于采用文献[33简化方法计算时,相等 圆周位置上各换热管轴向应力相同,因此图中表示 为一条直线。 目 L -叵 薜 她 蕻 圈 电、 _ 三二二文献 3 简化方法 . / ..一 换热管圆J剞位置 图7最外圈换热管轴向应力与圆周位置关系 图7中显示,整个外圈上部的管子受拉应力均 较大,与文献[3]简化方法的计算结果有较大的差 别。中、下部的管子轴向应力值相对比较接近,并且 与文献E31简化方法的结果差异不大。此种情况的 原因在于,壳体斜锥在不同圆周位置上轴向刚度并 不相同,锥角较大处刚度较差,在同样载荷条件下斜 锥易变形,因而对该区域换热管造成较大影响。锥 角较小处刚性较好,斜锥对该区域换热管轴向应力 石油化工设备 2014年第43卷 影响比较小。 在路径1、路径2所代表换热管区域,文献[3] 简化方法与有限元实际分析结果相差较大,实际设 计中不宜采用文献I-3]简化方法进行设计。 2.5 换热管应力评定 根据文献[7]的规定,换热管应力是否合格,可 按表1换热管应力种类及许用极限所列内容进行评 定,表中量符号意义见文献E7]。 表1换热管应力种类及许用极限 应力种类 应力许用极限 不计膨胀差 计人膨胀差 注E,r]i一57.2 MPa,LdJ 一46.7 MPa,LgJ一28.6 MPa。 对所述釜式再沸器的操作工况进行核算,考虑 热膨胀差的影响,因此应按计入膨胀差时的应力许 用极限进行评定。在远离管板区域,换热管轴向拉 应力最大值 一51.1 MPa≤3[ ],评定合格;轴向 压应力最大值 ≤17.7 MPa≤[ ] 且 ≤Eo] , 评定合格。换热管拉脱力根据文献E7-1的公式进行 计算,本例中 一52.1 MPa,换热管金属截面积a一 72.29 mm。,焊角高度z一2.5 mm,换热管外径d一 19 mm,计算可得换热管拉脱力q一 25.2 MPa 7【C‘ ≤3Eq-],评定合格。另外,考虑到管板对换热管局部 区域的附加弯矩作用,在接近管板区域,提取换热管 应力强度最大值sⅣ一8o.9 MPa≤31-a],,评定合格。 3 结语 利用有限元法和文献1-33中所述简化方法分别 对同一固定管板釜式再沸器的换热管应力进行了分 析和简化计算,结果表明 1操作工况下,换热管轴向拉应力、压应力、拉 脱力均评定合格。 2有限元法计算的中心区域换热管轴向应力 与文献E3-1简化方法计算结果仅相差4.5 。 3有限元法计算的外部区域换热管轴向拉应 力与文献I-3-1简化方法计算结果差异较大,前者最大 值为后者的1.8倍。 4针对本文所述釜式再沸器结构,不宜忽略 壳体大端及斜锥的影响,而仅以壳体小端筒体为基 准采用文献I-3-1方法进行估算。 5对固定管板釜式再沸器换热管的轴向应 力,有限元分析方法比采用文献I-3]简化方法计算更 合理,计算结果更准确。 参考文献 Eli秦书经,叶文邦.换热器[M].北京化学工业出版社, 2003. 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