王曉靜，王 磊，郜維棟

（天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300072）

管殼式換熱器廣泛應(yīng)用于過程行業(yè)中，很多國家都有其相應(yīng)的設(shè)計標準［1-4］。換熱器實際工作時的拉應(yīng)力對于換熱器的換熱管及管子與管板的連接結(jié)構(gòu)都有重大的影響，而該拉應(yīng)力的影響因素非常復(fù)雜，如換熱管溫度場、壓力場、管板變形等。對于多管程或多殼程的換熱器，由于各程流體溫度不同，換熱管各程的溫度相差非常大，進而造成不同部位的管子拉應(yīng)力相差很大。近些年來，許多研究人員利用有限元軟件對換熱器的溫度場、壓力場、應(yīng)力場等進行了模擬：Gao等［5］利用 Ansys對不同殼程的換熱器進行了熱應(yīng)力分析，得出了換熱管的拉應(yīng)力及易失效區(qū)域。郭崇志等［6］通過 CFD軟件對固定管板式換熱器的結(jié)構(gòu)整體進行了溫度場數(shù)值計算，并利用熱-結(jié)構(gòu)耦合分析技術(shù)進行了熱應(yīng)力分析，對換熱器各部分應(yīng)力水平進行了詳細的分析。

本研究中的管殼式換熱器是某石化企業(yè)焦油蒸餾裝置的配套換熱器，該換熱器為雙殼程、單管程，材料為0Cr17Ni12Mo2，殼程流體為蒸餾分離出的輕雜酚油，管程為冷卻水。該裝置在運行了3年后，打開換熱器發(fā)現(xiàn)，入口處擋板損壞嚴重，換熱器中換熱管斷裂泄露嚴重，且在靠近熱流體進口處斷裂最多。斷口處裂紋走向呈河流狀，如圖1所示。裂紋在擴展過程中受到管體阻礙，多次更改擴展方向，如圖2箭頭所示。停工維修過程中把泄露的換熱管進行了堵管，圖3中Ⅰ為堵管位置，即斷裂管位置。

圖1 換熱管斷裂形式Fig.1 Fracture pattern of the tube

圖2 換熱管斷口形態(tài)Fig.2 Fracture morphology of the tube

圖3 斷裂管位置Fig.3 Location of failed tubes

為了查明換熱器換熱管的斷裂原因，避免同類事故再次發(fā)生，本研究借助 Ansys Workbench13.0軟件模擬換熱器內(nèi)流體在給定工況下工作時的溫度場、壓力場，并借助單向流固耦合技術(shù)求得換熱器的真實應(yīng)力狀態(tài)，結(jié)合換熱管內(nèi)外流體的腐蝕特性和換熱管斷口宏觀、微觀的形貌分析，確定了換熱管斷裂的原因。

1 流固模型的建立和網(wǎng)格的劃分

由于換熱器幾何模型的復(fù)雜性以及計算機軟件和硬件技術(shù)的限制，采用數(shù)值計算的方法對換熱器進行研究時，對換熱器的幾何模型進行了一定程度的簡化，簡化的原則是：在不影響分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，盡量減少不必要的零部件，忽略對溫差熱應(yīng)力和壓力分布影響很小的結(jié)構(gòu)特征，以便對主要部件進行有效的分析建模。通過研究，建立了由換熱器固體區(qū)域、冷流體流動區(qū)域和熱酚油流動區(qū)域3個區(qū)域組成的流固模型，如圖4所示。換熱器的固體區(qū)域忽略了臥式支座，采用三維設(shè)計軟件pro/E建立了由管箱、管板、殼體、折流板和換熱管組成的簡化模型，如圖5所示，模型具體尺寸見表1。將建立的幾何模型通過轉(zhuǎn)換文件導(dǎo)入Workbench軟件中，利用其DesignModeler建模平臺創(chuàng)建冷流體流動區(qū)域和熱油流動區(qū)域。由于結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，模型的網(wǎng)格劃分采用自由劃分，劃分結(jié)果如圖6、圖7所示。冷流體、熱流體和固體區(qū)域的網(wǎng)格數(shù)分別大約為43萬、74萬和82萬。

圖4 流固模型Fig.4 Fluid-Structure interaction model

圖5 換熱器縱剖面Fig.5 Longitudinal section of the solid model

圖6 自由網(wǎng)格劃分外觀Fig.6 Appearance of the free mesh

圖7 橫截面網(wǎng)格劃分Fig.7 Mesh of the cross section

表1 換熱器模型主要尺寸Table 1 Major dimensions of the model

2 流體流動的模擬計算

流體流動的模擬采用Workbench的CFX平臺進行模擬，是因為CFX強大的全隱式耦合算法允許同時考慮管外流體、管內(nèi)流體以及管壁部分的耦合傳熱［7］。綜合考慮求解計算的經(jīng)濟性和準確性，湍流模型選擇k-ε模型。換熱器管程走的是冷水，殼程走的是熱酚油，兩種液體的物性參數(shù)如表2所示。同時假定這些參數(shù)在流動過程中保持不變。換熱器流體流動模擬共有4種邊界條件：入口邊界條件、出口邊界條件、壁面邊界條件和域交界面邊界條件，其中域交界面設(shè)置在冷熱流體與換熱器的交界面處，其他邊界條件具體參數(shù)見表3。

表2 各冷熱流體的物性參數(shù)Table 2 Physical property parameter of cold and hot fluids

表3 流體流動的邊界條件Table 3 Boundary conditions for fluid flow

3 流體模擬結(jié)果討論

殘差取為10-4，計算收斂后全域（包括冷熱流體域和固體域）的溫度場分布和熱流體的壓力場分布如圖8和圖9所示。

圖8 換熱器溫度分布圖（縱切面）Fig.8 Temperature distribution of all domains in heat exchanger（longitudinal section）

從圖8的溫度云圖可以看出，換熱器外殼由于直接接觸高溫雜酚油，溫度非常高，因而會產(chǎn)生較大熱膨脹。從圖9的Ⅱ可以看出，由于入口處擋板的損壞，流體直接沖擊管束，使該處出現(xiàn)了1個狹窄的高壓區(qū)。流體在上部殼程的前3個折流板之間流動時壓力較大，經(jīng)過3個折流板之后壓力逐漸降低，趨于平緩。下部殼程的壓力基本保持不變，只是到了出口處壓力驟然降低，這是由于出口處流速增大，壓能轉(zhuǎn)變成了流體的動能。

4 換熱器的應(yīng)力分析

在Workbench里創(chuàng)建靜力分析模塊，將原來用作流體分析的冷熱流體域抑制，保留固體域，再在原固體域模型上添加換熱器支腿，構(gòu)成應(yīng)力分析的模型，進而對固體區(qū)域進行自由網(wǎng)格劃分。由于本研究采取單向流固耦合，故只需將CFX流體計算的溫度場和流體對固體壁面的壓力場加載到相對應(yīng)的體和面上，再在支腿的底面施加固支約束，即可進行求解計算［8］。

圖9 熱流體壓力分布圖（橫截面和中切面）Fig.9 Pressure distribution of hot fluid（cross section and longitudinal section）

由圖1和圖2可以看出，換熱管呈現(xiàn)脆性斷裂形態(tài)，故換熱管的軸向拉應(yīng)力是應(yīng)力分析的重點，計算結(jié)果如圖10和圖11所示。

從圖10可以看出，換熱管軸向所受拉應(yīng)力呈現(xiàn)由上到下逐漸減小的趨勢：前3排管子受拉，應(yīng)力值大小如表4所示。從第4排開始，管子開始受壓。從拉應(yīng)力數(shù)值上可以看出第1排管子所受拉應(yīng)力已經(jīng)超出了其材料的屈服極限σ0.2，但是還沒有超出其強度極限σb，而第2、第3排的管子所受軸向拉應(yīng)力就小得多，均在材料的屈服極限之下。

圖11的計算結(jié)果是利用了強度理論中的最大拉應(yīng)力準則，來計算該設(shè)備各處的安全因子fs［9］，其中Slimit為材料屈服極限，σ1為最大主應(yīng)力：

因此安全因子越小越容易失效。利用該準則得出的結(jié)果與圖10的結(jié)果是一致的：管子從下到上，安全因子越來越低，且第1排管子的安全系數(shù)最低，約為0.8，非常不安全。前3排管子的安全系數(shù)具體數(shù)值見表4所示。

圖11 最大拉應(yīng)力準則得出的安全因子云圖（橫截面和縱切面）Fig.11 Safety factor contour by using maximum tensilestress criterion（cross section and longitudinal section）

綜合以上分析可以看出，換熱器在溫度載荷和壓力載荷的共同作用下，上部靠近熱流體入口的管子拉應(yīng)力很大，已經(jīng)超出了材料的屈服極限，最易失效。從計算結(jié)果的數(shù)值上可以看出該分析的結(jié)果是合理的，并且分析的結(jié)果與實際中管子斷裂的位置極其吻合，證明了該有限元模擬分析的正確性。

同時需要說明的一點是對于不同結(jié)構(gòu)的管殼式換熱器，換熱管的軸向拉應(yīng)力狀態(tài)是非常復(fù)雜的，其影響因素有很多，例如：換熱管與管板的連接方式、管子內(nèi)外的壓力分布、管程殼程的溫度分布、流體內(nèi)所含雜質(zhì)對換熱管的污染等。對于不同管程或不同殼程的換熱器，換熱管的應(yīng)力分布也會大不相同，因為各管程或殼程的溫度、壓力分布都會有很大差別；同時流體的進出口位置也會對換熱管的壓力、溫度分布有很大影響。本研究主要研究換熱器在特定管程和殼程下的溫度分布和壓力分布對換熱管應(yīng)力分布的影響，對其它不同結(jié)構(gòu)的換熱器該結(jié)果并不一定適用，但是研究方法是可以借鑒的。

表4 前3排管子的軸向拉應(yīng)力值和安全因子值Table 4 Axial tensile stress values and safety factor for the first three row tubes

5 換熱管斷裂原因分析

由流固耦合分析可知斷裂的換熱管在實際工況中承受了很大的拉應(yīng)力，同時考慮到換熱管內(nèi)側(cè)接觸含氯冷卻水，外側(cè)接觸含硫輕質(zhì)雜酚油，內(nèi)外均受腐蝕作用：氯離子使奧氏體不銹鋼表面的鈍化膜受到破壞，在拉伸應(yīng)力的作用下，鈍化膜被破壞的區(qū)域就會產(chǎn)生裂紋，成為腐蝕電池的陽極區(qū)，連續(xù)不斷的電化學(xué)腐蝕導(dǎo)致金屬的斷裂［10］；S元素對金屬的腐蝕是由于其沿晶界滲入并與金屬發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，生成松散的或具有脆性的硫化物［11］。

由圖1、圖2和圖12可以看出，換熱管斷口是典型的脆性斷裂，且裂紋在擴展過程中受到管體阻礙，多次更改擴展方向，呈現(xiàn)樹枝分叉狀態(tài)；裂紋以穿晶形式擴展，局部晶面上還可觀察到腐蝕坑的形貌。這些都是應(yīng)力腐蝕開裂的典型特征［12-13］。因此可以判斷換熱管斷裂的原因很可能是由于進入換熱器的輕雜酚油溫度過高，換熱器上層的換熱管直接受流體沖擊且處于高拉應(yīng)力水平，同時在腐蝕介質(zhì)氯和硫的作用下，發(fā)生了應(yīng)力腐蝕開裂。

圖12 換熱管斷口微觀圖Fig.12 Micro-Morphology of the tube crack

6 結(jié)論

采用AnsysWorkbench軟件的單向流固耦合技術(shù)，首先利用CFX模塊對換熱器進行了流體流動模擬，得到了換熱器流體域和固體域的溫度場以及流體域與固體域交界處的壓力場；再通過域和邊界處的數(shù)值傳遞，將溫度場和壓力場傳輸?shù)焦腆w模型上，模擬換熱器的真實應(yīng)力狀態(tài)，最后結(jié)合換熱管內(nèi)外介質(zhì)的腐蝕性以及換熱管斷口形態(tài)，得出換熱管斷裂的原因是由于其在實際工況下處于高拉應(yīng)力水平，同時在腐蝕介質(zhì)氯和硫的作用下，發(fā)生了應(yīng)力腐蝕開裂。

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