,

(1.中海石油氣電集團有限責任公司，北京 100027;2.哈爾濱工業(yè)大學,黑龍江 哈爾濱 150090)

LNG板翅式換熱器板翅結構熱應力分布規(guī)律分析

周丹1,麻宏強2

(1.中海石油氣電集團有限責任公司，北京 100027;2.哈爾濱工業(yè)大學,黑龍江 哈爾濱 150090)

為保證LNG板翅式換熱器冷箱安全運行，建立了板翅結構熱應力有限元耦合分析物理模型，采用熱-力直接耦合方法分析了大型LNG板翅式換熱器冷箱正常運行時板翅結構的熱應力分布規(guī)律，分析結果表明：實際運行工況下板翅結構的第一主應力、第三主應力以及基于第三強度理論的等效應力在釬焊位置處變化梯度較大，并且等效應力最大值出現(xiàn)在翅片和隔板釬焊位置處，從而使釬焊位置可能發(fā)生疲勞破壞；對于整個板翅結構，結構最薄弱區(qū)在最外層隔板與翅片的釬焊位置處。上述研究成果將為大型LNG冷箱內板翅式換熱器結構設計和安全可靠運行提供重要參考依據。

LNG;板翅式換熱器;熱應力;ANSYS模擬;有限元分析

power Group，Beijing 100027,China;2.Harbin Institute of Technology,Harbin 150090,China)

0 引言

由于板翅式換熱器結構緊湊、傳熱效率高、經濟性好以及可同時進行多種介質換熱等特點，其在天然氣液化工業(yè)得到廣泛應用[1-2]。目前，鋁制板翅式換熱器主要應用于小型LNG液化工廠，世界范圍內很少采用鋁制板翅換熱器作為大型LNG冷箱內的主低溫換熱器[3]；但是，隨著全球天然氣需求量日益增長，大型LNG冷箱相關技術應取得突破。板翅式換熱器作為大型LNG冷箱關鍵設備，其關鍵部件——板翅結構的熱應力集中嚴重影響其安全、可靠運行[4-5]。

國內外學者在板翅式換熱器局部熱應力方面做了大量研究，但主要集中在其釬焊殘余應力研究方面：如在高溫環(huán)境下，由于釬料與母材之間力學性能不匹配，在釬焊接頭處產生較大焊接殘余應力，這將嚴重影響其蠕變行為和壽命[6-7]，所以文獻[8-9]對板翅結構釬焊過程中的蠕變行為進行了研究，結果表明翅片和隔板釬焊位置處為板翅結構最容易破壞位置，最大殘余應力對其蠕變行為產生很大影響。文獻[9-10]采用有限元方法基于二維模型對三層板翅結構釬焊過程進行了熱-力分析，其表明隔板與翅片具有不同熱變形和應力應變分布特征，板翅釬焊接頭釬角處應力狀況復雜，易萌生裂紋導致板翅結構的失效。同時，文獻[11]采用熱-力順序耦合方法對板翅結構典型路徑釬焊過程中產生的殘余應力變化規(guī)律進行了研究，同樣得出最大殘余應力發(fā)生在翅片和隔板釬焊位置處。文獻[12]在文獻[13]二維分析的基礎上建立了三維模型，利用有限元軟件ABAQUS，對不銹鋼板翅結構在釬焊過程中產生的殘余應力及其高溫下的蠕變松弛行為進行三維有限元分析，結果表明在高溫環(huán)境下，由于蠕變松弛殘余應力大幅度下降，但是釬縫處仍然存在一定的殘余應力，其本質上是對前面分析方法的一種改進。上述文獻綜述表明，目前研究主要是基于熱彈塑性理論的板翅結構釬焊殘余應力以及高溫蠕變進行研究，而基于熱彈性理論的運行工況下板翅結構熱應力分布規(guī)律研究較少。

為保證大型LNG板翅式換熱器冷箱的安全可靠性運行，有必要研究實際運行條件下，板翅結構的熱應力分布規(guī)律。本文在板翅結構強度理論分析的基礎上，建立了板翅結構有限元數(shù)學物理模型，基于熱彈性理論采用熱-力直接耦合有限元方法分析了實際運行工況下板翅結構熱應力分布規(guī)律，得出了板翅結構熱應力集中區(qū)。

1 板翅結構強度理論分析

σr≤[σ]

(1)

其中等效應力σr可表示為

σr=σ1-σ3

(2)

式中 [σ]——許用應力/Pa；

σr——等效應力/Pa；

σ1——第一主應力/Pa；

σ3——第三主應力/Pa。

依據該理論，當板翅結構等效應力超過其對應許用應力時有可能引起板翅結構應力破壞，所以本文在板翅結構第一主應力、第三主應力分布規(guī)律分析的基礎上，分析了基于第三強度理論計算的等效應力的分布規(guī)律。

2 有限元模型分析

2.1 模型簡化

板翅結構是LNG板翅式換熱器的核心部件，其主要由翅片、隔板通過不同疊積和適當排列釬焊而成，如圖1。由于其結構的周期性、重復性以及復雜性，需要對其做相應假設：

(1)板翅結構內部天然氣(NG)、混合冷劑(MR)交替流動，并進行逆流換熱，如圖1；

(2)忽略層數(shù)對板翅結構熱應力特性的影響；

(3)板翅結構整體材料與釬焊焊縫釬料均為AL3004?；谏鲜黾僭O可取四層流道進行分析；同時，考慮到板翅結構的周期對稱性以及在很短長度L內沿流道長度方向流體溫度變化較小，所以在與長度L垂直的截面上取一個周期(圖1虛線部分)，長度L方向取很小一段進行分析，簡化模型如圖2，網格模型如圖3所示，結構參數(shù)見表1。

表1 模型結構參數(shù)(層數(shù)從下向上一次遞增)

圖1 板翅式換熱器結構示意圖

圖2 板翅式換熱器結構簡化模型

圖3 簡化模型的局部網格

2.2 材料屬性

由于AL3004材料性能參數(shù)從常溫到低溫時變化較大，所以在整個分析過程中考慮了溫度對膨脹系數(shù)、彈性模量的影響，忽略了其對導熱系數(shù)、密度以及比熱容的影響，其詳細物性參數(shù)見表2。

表2 AL3004力學性能參數(shù)

2.3 有限元分析方法

ANSYS熱-力耦合分析方法主要有順序耦合和直接耦合，順序耦合是首先對板翅結構進行熱分析得出結構溫度場，然后將熱分析得到的結構溫度場作為結構分析的熱載荷加載到結構上進行結構應力分析；而直接耦合一般只涉及到一次分析，使用包括所有必要自由度的耦合場單元，通過計算包含所需物理量單元矩陣或載荷向量的方式進行耦合。由于翅片、隔板結構尺寸小，相對變形量大等特點，需要考慮溫度場與應變場相互影響，本文采用基于熱彈性理論的熱-力直接強耦合有限元方法；同時，板翅結構截面具有周期對稱性，采用周期性對稱邊界；天然氣、混合冷劑與固體壁面是一個對流換熱過程，其熱邊界采用對流換熱邊界，即

q=h(Tf-Tw)

式中q——壁面熱流密度/W·m-2;

h——冷熱流體對流換熱系數(shù)/W·m-2·K-1;

Tf——流體溫度/K;

TW——壁面溫度/K。

對于流道內部結構邊界，施加流體操作壓力；在板翅結構上頂面施加外力邊界，模擬外界對它的作用如圖3。

3 模擬結果分析

為分析LNG板翅式換熱器冷箱在實際運行過程中板翅結構熱應力分布規(guī)律，本節(jié)在表3邊界條件下對板翅結構熱應力進行模擬，并對圖3四條典型路徑的第一主應力、第三主應力以及基于第三強度理論計算的等效熱應力(式(2))變化規(guī)律進行分析，圖4是路徑1的熱應力分布規(guī)律，計算結果表明在翅片和隔板釬焊位置1、2處第一主應力、第三主應力和等效熱應力變化梯度較大，并且第一主應力和等效熱應力均達到最大值；圖5是路徑2的熱應力分布規(guī)律，結果表明在翅片結構局部突變位置4以及翅片和隔板釬焊位置2處第一主應力、第三主應力以及等效熱應力變化梯度較大，并且均達到局部最大，但對整個路徑來說，其最大應力仍處在翅片和隔板釬焊位置2處。圖6是路徑2的熱應力分布規(guī)律，通過圖6同樣得出在結構突變位置和翅片與隔板釬焊位置處第一主應力、第三主應力以及等效應力變化梯度較大，并且第一主應力和等效應力均出現(xiàn)峰值，但整個路徑的第一主應力和等效應力最大值仍然在翅片和隔板釬焊位置6處；圖7是路徑4的熱應力分布規(guī)律，與路徑1得出相同的結果，其最大熱應力分布在板翅結構翅片和隔板釬焊位置處。但通過圖4與圖7對比，可以得出路徑1釬焊位置處最大應力大于路徑4釬焊位置的最大應力，也就是說，最外層隔板與翅片的釬焊位置處是整個板翅結構的薄弱處。綜上所述在實際運行工況下板翅結構第一主應力、第三主應力以及基于第三強度理論的等效熱應力在翅片和隔板釬焊位置處變化梯度較大，并且等效應力達到最大值，這意味著翅片和隔板釬焊位置處為局部結構薄弱區(qū)，但對于整個板翅結構，其最不利點處在最外層隔板與翅片的釬焊位置處。

表3 邊界條件設置

圖4 路徑1應力變化

圖5 路徑2應力變化

圖6 路徑3應力變化

圖7 路徑4應力變化

4 結論

本文基于熱彈性理論建立了板翅式換熱器板翅結構物理模型，采用熱-力結構直接耦合方法模擬分析了大型LNG冷箱實際運行時內部板翅式換熱器板翅結構的熱應力分布規(guī)律，其模擬結果表明：

(1)大型LNG板翅式換熱器冷箱實際運行過程中，其翅片和隔板釬焊位置處承受著局部最大應力，該處易發(fā)生結構疲勞破壞。

(2)對于實際運行中的整個板翅式結構來說，其最大應力出現(xiàn)在最外層隔板與翅片的釬焊位置處，在板翅式換熱器結構設計中應予以注意。

[1]Liu, Z. and R.H.S. Winterton, A GENERAL CORRELATION FOR SATURATED AND SUBCOOLED FLOW BOILING IN TUBES AND ANNULI, BASED ON A NUCLEATE POOL BOILING EQUATION [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 1991. 34(11): p. 2759-2766.

[2]Peng, H. and X. Ling, Optimal design approach for the plate-fin heat exchangers using neural networks cooperated with genetic algorithms [J]. Applied Thermal Engineering, 2008. 28(5-6): p. 642-650.

[3]Ligterink, N.E., S.V. Hageraats-Ponomareva, and J.F.M. Velthuis, Mechanical integrity of PFHE in LNG liquefaction process [C]// in 2nd Trondheim Gas Technology Conference, M. Barrio and H.J. Venvik, Editors. 2012. p. 49-55.

[4]Picard, F., et al., Modelling and Dynamic Simulation of Thermal Stresses in Brazed Plate-Fin Heat Exchanger[C]// 16th European Symposium on Computer Aided Process Engineering and 9th International Symposium on Process Systems Engineering, 2006. 21: p. 659-664.

[5]Mizokami, Y., et al. Development of structural design procedure of plate-fin heat exchanger for HTGR[J]. Nuclear Engineering and Design, 2013. 255: p. 248-262.

[6]Aiyangar, A.K., et al. The effects of stress level and grain size on the ambient temperature creep deformation behavior of an alpha Ti-1.6 wt pct V alloy[J]. Metallurgical and Materials Transactions a-Physical Metallurgy and Materials Science, 2005. 36A(3): p. 637-644.

[7]Galli, M., J. Botsis, and J. Janczak-Rusch, Relief of the residual stresses in ceramic-metal joints by a layered braze structure[J]. Advanced Engineering Materials, 2006. 8(3): p. 197-201.

[8]Jiang, W.C., et al. Finite element analysis of creep of stainless steel plate-fin structure[J]. Acta Metallurgica Sinica, 2007. 43(5): p. 539-545.

[9]Jiang, W.C., et al. The effect of filler metal thickness on residual stress and creep for stainless-steel plate-fin structure [J]. International Journal of Pressure Vessels and Piping, 2008. 85(8): p. 569-574.

[10]Jiang, W.C., et al. Numerical modelling and nanoindentation experiment to study the brazed residual stresses in an X-type lattice truss sandwich structure [J]. Materials Science and Engineering a-Structural Materials Properties Microstructure and Processing, 2011. 528(13-14): p. 4715-4722.

[11]Xie, Q.Y. and X.A. Ling, Numerical Analysis of Residual Stress for Copper Base Brazed Stainless Steel Plate-Fin Structure[J]. Journal of Materials Engineering and Performance, 2010. 19(5): p. 611-615.

[12]Jiang, W.C., J.M. Gong, and S.T. Tu, A new cooling method for vacuum brazing of a stainless steel plate-fin structure [J]. Materials &Design, 2010. 31(1): p. 648-653.

[13]Jiang, W.C., et al. Finite element analysis of the effect of welding heat input and layer number on residual stress in repair welds for a stainless steel clad plate [J]. Materials &Design, 2011. 32(5): p. 2851-2857.

ThermalStressDistributionofPlate-finStructureinLNGPlate-finHeatExchanger

ZHOU Dan1，MA Hong-qiang2

(1.CNOOC Gas &

In order to ensure the safe operation of large-scale cold-box, a finite element model (FEM) based on thermal elastic theory was proposed to simulate thermal stress distribution of plate-fin structure in large LNG cold box under the normal operating conditions. Thermal-stress direct coupling method was adopted in this analysis. By the thermal stress distribution in four paths marked in the structure, it is found that, in actual operating conditions, the first principal stress and the third principal stress reach to maximum value in brazed joint, the stress gradient is larger than that of other region and a crack would be occurred in this region. And the equivalent thermal stress based on third strength theory was also calculated in four paths. The result is consistent with the simulation results. Meanwhile, it also concluded that the most dangerous region is the outermost brazed joint between plate and fin for the whole plate-fin structure. These results will provide some constructive instructions in the design and safe operation for large-scale LNG cold-box.

LNG;plate fin heat exchanger;thermal stress;ANSYS;finite element analysis

2014-03-15修訂稿日期2014-05-07

國家高技術研究發(fā)展計劃(863計劃)(2013AA09A216)

周丹(1964～)，男，工學碩士，高級工程師，長期從事LNG和油氣儲運相關技術研究及管理工作。

TK172;TK225

A

1002-6339 (2014) 04-0291-04