换热器应力分析翻译Word格式文档下载.docx
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提出了一种基于等效均质固体应力分析方法的概念。
津田等人[11]。
采用全隐式的数学均匀化方案的周期性弹性非弹性固体，分析了微细板翅结构均质化的行为。
据透露，板翅结构中的弹性和塑性范围内具有显著的各向异性和可压缩性。
然后津田和大野[12]开发了一个更准确的双工模式，进一步探讨高温下的板翅结构多轴载荷。
islamoglu[13-14]研究了圆形翅片陶瓷管的稳态传热和热应力。
结果表明，翅片直径和不均匀的传热系数是影响应力分布的主要因素。
ponyavin等人[15]。
研究了流体流动传热，化学反应，和一个陶瓷板壳式换热器作为硫酸分解制氢在SEI的热化学循环应力性能。
为了得到更精确的温度梯度，ANSYS软件分析失败的概率是输出FLUENT软件的热应力的结果。
公等人[16]。
研究了板翅结构的残余应力，发现在钎焊中由于机械性能不匹配的基体金属和填充金属之间的连接处发生了较大的残余应力。
在文献中讨论了，影响钎料的钎焊温度，厚度，及残余应力和拉伸强度的几何条件和保温时间的细节[17-20]。
王等人[21]。
提出在回转空气预热器的扇形板的热变形。
结果发现，最大变形发生在回转预热器的热气体侧到冷空气侧热端的外边缘。
李等人[22].分析了热应力和伸长的激光棒的冷却液温度条件下的纵向应变显著上升。
结果表明，在纵向方向上的热应力的变化可以忽略不计，牵引自由边界条件下的热应变的变化具有重要意义。
高温换热器宜采用刺刀管结构，因为只有在其他浮动端可以自由收缩和扩张时内外管才固定在管板的一端[23-25]。
Nagarajan等[26,27]，应用硫酸分解陶瓷刺刀管，调查和比较了流体流动，传热和恒定的外壁温度下化学反应和测量外壁温度，分析了不同类型的催化剂对分解率的影响。
奥多赫蒂等人[28]。
测试了刺刀管的传热速率，结果表明，在一个范围内的雷诺数和壳侧混合比的压降和传热效果明显。
奥多赫蒂等人[29]，进一步研究环应用在刺刀管环部分的传热强化效果。
获得环的最佳高度比和螺距环高度比。
日本原子能研究所[30]设计了刺刀管蒸汽转化炉的高温工程试验堆（氢生产系统）。
传热面积和氦的气体侧的传热系数的盘式片能显著增加。
马等人[31]。
根据实验提高刺刀管的综合传热性能，介绍了一种新型的内、外翅片和证明其巨大的潜力。
传热和内翅片的刺刀管的流体流量，属于新的主要传热元件，在文献[32]中详细讨论。
同时，由Wang等人分析了侧鳍分布在截面的影响和翅片图案沿流向对传热和压降的性能[33-34]。
对传热系数的提高，优化的双管内翅片通过调整几何参数包括翅片的数量，翅片高度，翅片厚度，以及内、外管[35]半径比。
然而，目前对刺刀管结构的研究，集中在流体流动和传热性能，但很少在可靠的文献公开。
事实上，在高温下严重的热应力变形，可能还是由于沿轴向和径向方向[36]存在的大温度梯度。
在以前的研究[31-32]提出的可用于高温环境下高达9000C的流体流动和传热性能的刺刀管是目前的内翅片管的前身。
本研究的目的是建立一个缩小尺寸的模型来研究高温工况下的应力和变形分布结构。
此外，本研究综合分析应力和热传递性能，开发一个可靠和更高效的换热结构的目的。
2.物理和数值模型
内翅片管是图1中所示的刺刀。
传统的刺刀管由两个同心的内管和外管组成。
内管为两端开口，外管只有在一端是开放的。
冷流体从内管进入和从环形部分流出，或反之亦然。
热流体从环形流入外管的外表面而加热冷流体。
为了提高传热性能，提出了焊接在外管的内表面有纵
图1内翅片刺刀管示意图
向平直。
横截面呈现在图2和基线设计相应的几何参数见表1。
翅片管的材料是高温合金Inconel625。
Inconel625材料的性能列于表2。
材料的性能是各向同性的温度依赖性。
由于在横截面的几何对称性，半波长领域作为计算域，如图3所示。
对于边界条件，面ACMK，面FGRQ，面GITR，面BDNL，面DEPN和面HJUS设置为对称的条件。
面对面开kmnl位移限制在Z方向的刺刀结构，而面ACDB面的传统结构gijh也限制在Z方向。
0.1MPa和0.45MPa空气侧压力分别被应用到面对所有翅片管的内表面。
剩余的面设为自由边界条件。
结果分析后定义两路径：
路径1指直线从V1到V2的路径点，而路径2是指直线W1，W2点对点。
在分析过程中，采用了以下假设：
（1）当不包括球型封头和其它连接件时应考虑直线部分内翅片
刺刀管；
（2）不考虑蠕变效应。
图2内翅片刺刀管的横截面
3.数值法
弹性热力学应力方程，包括平衡方程，结构方程和应变协调方程[38]。
表1几何参数的基准线设计
变量
数值
外管外径（Do，mm）
28
外管内径（Di，mm）
26
内管外径（do，mm）
14
内管内径（di，mm）
12
展开鳍片长度管截面（If，mm）
242.9
波的横截面的数（N）
15
散热片平均厚度（
，mm）
0.2
管长度与鳍片（L，mm）
182
内翅片和内筒表面之间的差距（
（1）平衡方程
（2）结构方程
（3）应变协调方程
其中正常应变εx，εy，εz，剪切应变GXY，GYZ，GZX定义如下：
表2Inconel625材料性能[37]
T/K
294
366
477
589
700
811
922
1033
1144
-
12.8
13.1
13.3
13.7
14.0
14.8
15.3
15.8
E（GPa）
207.5
204.1
197.9
191.7
185.5
178.6
170.3
160.6
147.5
0.278
0.280
0.286
0.29
0.295
0.305
0.321
0.340
0.336
求解应力方程之前，从FLUENT的参考文献中获得的固体部分的温度分布的结果。
该flowand温度分布是由流体和固体区域耦合分析区进行[39]。
目前所有的热应力和变形分析是在名义流动和传热条件下。
干燥空气以均匀的速度和600
C恒温从内管进入和环形空间流出。
进口雷诺兹数是恒定在14117。
高温烟气沿刺刀管外表面流动。
分析其传热系数为92W/（平方米）和自由流温度在950℃以上，温度分布是提供作为体载荷的应力分析。
结合结构的边界条件和载荷，位移U，V，W和von米塞斯应力，通过在ANSYS软件平台求解上述方程[40]。
Von米塞斯应力的定义是S如下：
4.网格和代码验证
因为有限元模型类似于板翅式结构，为验证网格和数值方法，建立了一板翅式模型。
所测试的板翅式模型的尺寸为如下：
板的厚度为0.8毫米，散热片厚度为0.3毫米，散热片间距是4.2毫米和散热片高度为3.2毫米。
边界条件同传统内部翅片管模型一样，但考虑板翅式结构的特殊特性而限制了底面的位移。
在比较中间部分翅片的平均VonMises应力与公式中（6），提出了评估板翅式结构的应力[41,42]。
其中，s是VonMises应力，p为板翅式通道中的压力差，m是翅片间距，和tf是翅片厚度。
f是决定于翅片使的削弱系数，这里1.0的纵向普通散热片没有开口。
图3.计算域和数值模型
由公式计算出的结果之间的最大偏差和计算的结果是小于6％。
被用于后面计算的数值方法和有限元具有相同的网格密度，如图4所示.内翅片刺刀管模型包含379809六面体元素和447018节点。
图4.有限元网格划分
5.结果与讨论
5.1热负荷的影响
内翅片刺刀管的温度，如图5所示，这是通过从有限元体积法方法来实现数据内插。
观察到的最大温度是在外管的最右侧，而最小的温度在内管的最左侧。
各部分诸如外管，内管或内翅片的温度沿正Z轴方向上逐渐上升，由于流体沿该方向流动，并通过所述外管被逐渐加热。
由于加热外管的耦合效应，并冷却内管，在每一个截面上温度沿径向方向上升。
因此，产生沿轴向和径向方向上显著温度梯度。
可以预料，大热应力发生在内翅片刺刀管。
图5内翅片刺刀管（K）的温度分布
图6（a）表示内翅片刺刀管与温度负荷的VonMises应力分布。
除了最左边的位置，附近的自由端应力沿轴向几乎是相同的。
在内翅片和内管（路径2），以及内翅片和外管（路径1）的关节存在较大的应力，由于该结构的不连续的变化。
相同的应力问题存在于板翅式结构。
Jiang等[17]。
研究了填充金属结构的效果和关节上的抗张强度，并试图通过优化以减小热应力的填充金属的厚度。
人们发现，过薄填充金属将导致圆角的质量差，而太厚填充金属将产生更多的脆变和裂纹。
此外，它是很难根据我们的高温真空钎焊实验，以产生定期和一致的填料结构为关节。
因此它是必要的结构优化的新方法，这将在第5.3节中讨论优化结构。
为了比较的热负荷和对应力压力负荷的影响，VonMises应力的温度负荷如图6所示（b）。
没有热负荷情况下的应力保持沿轴向恒定的，而这种情况下自由端的热负荷的变化很大，因为这种情况下温度负载比边缘效应更为敏感。
它也可以清楚地看出温度负载的应力远大于未经温度负载。
所以可以得出结论认为，在高温换热器中，造成热应力主要原因是高温负荷，而不是压力载荷。
图6内翅片刺刀管的shovon
Mises应力分布（PA）
如图7所示，有温度载荷的情况下最大变形量为1.764毫米，没有温度荷载的情况下变形是可以忽略的。
温度载荷的情况下的膨胀是非常明显的，主要发生在轴向方向上，变形最大的位置是1.764毫米。
它是由较大的温度梯度产生就像自由膨胀材料沿此方向伸长。
图7.内翅片刺刀管变形分布（M）
5．2管式效果
在传统的管壳式换热器，换热管两端固定在管板。
为了验证刺刀结构的优势，建立了传统的内翅片管模型。
内管和外管的两端的位移被限制在z方向。
图8显示了冯米塞斯应力分布。
内翅片的两端附近有两应力松弛位置。
与图6（a）相比，即使是最小的应力也大于刺刀管的最大应力。
大应力超过最高温合金的屈服应力极限。
图9给出了变形分布。
与图7（a）相比，由于两端的约束少变形比刺刀管多了。
固定端的膨胀约束引起应力集中。
因此，自由端的目的是减少各结构的高温应力的重要结构。
在高温式换热器中刺刀结构优于传统的管。
在图9中虽然变形边界是相同的，但右侧变形大于左侧。
原因是温度和温度梯度高于左侧。
图8vonMises应力传统管（PA）的分布
5.3缺口效应
在基础线设计之初，对内翅片管换热器用于冷却间多级压缩机作为参考[、34]传热结构。
在这些设计中，散热片安装在环和跨越全宽。
因此，计划基线设计内翅片连接在内管的设计过程中。
然而，在本研究中温度高达418兆帕的最大应力操作条件下，存在较大的热应力。
考虑到可靠性，在以后的优化设计中，提出了内翅片与内管不焊接在一起，这样他们可以自由膨胀或收缩和膨
图9传统的管（米）的变形分布
胀不互相影响。
差距是为了进一步优化获得最佳的结构，具有传热性能好、能与基线设计相比降低热应力。
在第一阶段，对内翅片管内表面之间的不同间隙的传热和压降性能进行了研究[31,32]。
如图10所示，基线设计的间隙小于1mm时温度升高和传热速率几乎相同。
然而，当间隙超过1毫米，他们减少的差距显著增加。
在这一部分中，与内翅片管内表面之间的不同间隙的热应力和变形的影响。
图11显示了内翅片刺刀管的VonMises应力分布有0.5毫米的间隙。
在大多数地方，VonMises应力不超过100MPa，尤其是内管和外管。
与图6相比
（一），由于0.5毫米的差距应力比基线设计，扩展连接内管和内翅片。
因此，间隙对热应力的降低有显著影响。
内翅片刺刀管的冯米塞斯应力分布与间隙0.5毫米，1毫米，2毫米和3毫米，沿路径1和2与基线设计相比，如图12所示，以路径1的应力逐渐降低，从0.5毫米到3毫米间隙增大比基线设计小得多。
然而，VonMises应力的影响沿路径2表现不同趋势。
间隙小于1mm时，应力比基础线设计大一点，但它变小的间隙大于1mm时。
这是造成的应力集中发生在薄的内翅片的中间部分时，内管是由内翅片分离。
较长的间隙，较短的内翅片和较小的变形和应力。
但所有的应力值限制在高温合金的屈服应力可接受的范围内。
因此，根据耦合考虑传热和受力性能建议内翅片与内管不应焊接在一起，它们之间的间隙应小于1毫米和刺刀管环的高度为6毫米。
图10温升和热传递率与差距
图110.5毫米的间隙内翅片卡口管VonMises应力（Pa）
图12间隙对VonMises应力效应
6.结论
在本文中，已在平台ANSYS软件研究用于高温换热器热应力和内翅片刺刀管变形。
根据数值分析，由于加热外管和冷却管内产生的耦合效应发现明显的温度梯度沿轴向和径向方向。
在高温式换热器中高应力和变形的主要原因是高温负荷而不是压力作用。
大应力产生于内翅片与内管接头，和由于结构的不连续变化的内翅片与外管。
在高温式换热器中自由端是非常重要的减少热应力形式以至于刺刀结构优于传统的管。
本文建议内翅片与内管不应焊接在一起，它们之间的间隙应小于1毫米和根据考虑耦合传热和受力性能认为刺刀管环的高度应为6毫米。
致谢
这项工作是由国家自然科学基金国际合作与交流项目（批准51120165002），国家高技术R＆D项目中国（批准号：
2007AA05Z204），以及基础研究基金中央高校的支持。
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