邓小秋,习常清,赵建涛,段滋华,李志强

(1.太原理工大学 a.应用力学与生物医学工程研究所,b.化学化工学院,太原030024;2.中国科学院 山西煤炭化学研究所,太原 030001)

基于ABAQUS对流化床分布板的热-力耦合分析

邓小秋1a,习常清1a,赵建涛2,段滋华1b,李志强1a

(1.太原理工大学 a.应用力学与生物医学工程研究所,b.化学化工学院,太原030024;2.中国科学院 山西煤炭化学研究所,太原 030001)

建立了热-力耦合工况下具有开孔分布板的流化床反应器的有限元模型,用热/力序贯耦合方法对其温度场和热力学行为进行了分析,分别得到了分布板厚度、分布板与筒壁连接处的3种焊缝形状对于该局部结构应力的影响,以及流化床反应器分布板带孔对于结构应力的影响。球壳热应力数值模拟结果与理论分析结果具有很好的一致性,进一步验证了ABAQUS软件能够为流化床反应器的工程应用提供可靠的仿真分析。

流化床反应器;分布板;焊缝;热应力分析

射流流化床装置在煤气化、燃烧等方面有广泛的应用。分布板是保证流化床反应器正常工作的重要构件,对于流化床反应器的性能和操作具有决定性作用[1]。为了研制出分布性能良好的颗粒分布装置,以使强化传热及防、除垢效果达到最佳状态,姜峰等[2]设计出 3 种多孔板作为颗粒分布装置,刘燕[3]设计了两种用于液固循环流化床换热器中的颗粒分布板,陈杰勋等[4]的研究对理论研究和工业生产都有重要的指导意义。随着工业科学技术的发展,流化床装置越来越趋于大型化,因此要求内件带孔分布板的尺寸随之增大。在操作状态下,分布板上下面的温差可达到300 ℃以上,因此大尺寸的分布板在温差作用下,受热膨胀所引起的变形很大[5],而对分布板应力状态的研究文献较少。另外,其开孔区的应力状态也非常复杂:一方面,开孔破坏了分布板材料的连续性,削弱了原有的承载面积,在开孔边缘处必然会造成应力集中;另一方面,分布板与筒壁是通过焊缝连接在一起的,焊缝的尺寸如焊缝高度、过渡圆角等会形成局部结构不连续,从而形成局部不连续应力[6]。因此有必要对分布板的热应力状态进行进一步研究。

随着计算机技术的发展,有限元模拟法在工业焊接热循环、焊接应力和变形的预测等方面已经得到了广泛应用[7]。国外学者[8，9]使用模拟方法研究了流化床分布板内部流体流动特性和能量耗散,并通过实验对比确定了模拟方法的可靠性。将三维模型简化为二维模型是提高计算效率最有效的方法,Deng et al[10]使用ABAQUS模拟二维搅拌摩擦焊工艺,刘川等[11]使用二维焊接模型以及高斯热源模型对不锈钢板多道对接焊和p91管对接焊进行温度场模拟,模拟结果和试验结果符合较好。

为了确保流化床反应器的正常使用,分别拟定了分布板与筒壁连接处的三种焊缝形状,以及三种分布板厚度。通过大型有限元软件ABAQUS建立一种三维实体模型和九种二维轴对称模型,并对这些设计方案进行有限元分析比较,从而为流化床反应器确定较佳的结构设计方案,为流化床反应器实际工程应用提供理论依据。

1 模型建立

1.1 流化床模型介绍

采用二维轴对称单元(图1),设计了3种分布板厚度下3种焊缝方案(图2),整体结构包括分布板、圆筒壁与下部圆锥筒。

此时分布板板厚20 mm,选择方案一焊缝(图2-a)。孔的分布如图3所示,具体参数见表1。

同时,为对比二维模型有效性,建立1/4的三维实体模型(图4)。且圆筒壁高度为1 100 mm,圆锥筒高度1 000 mm。

1.2 有限元网格划分

二维轴对称模型局部网格划分如图5-a.对于相同厚度的焊缝,网格划分基本一致,并对焊缝处进行了细化。三维实体模型的局部网格划分如图5-b,为了保证计算精度,焊缝处横向细化至八层。三维实体模型共有1 566 762个节点,1 312 808个单元。

图1 二维轴对称模型(单位：mm)Fig.1 2D axisymmetric model

图2 三种焊缝方案(单位：mm)Fig.2 Three schemes of weld shapes

表1 分布板上孔的具体布置

图3 有孔的分布板Fig.3 Distribution plate with holes

图4 三维实体模型Fig.4 3D entity model

1.3 材料属性

整体结构(包括焊缝)的材料参数参考Q345R,其热力学性能均与温度相关,各参数如表2[12]所示。

图5 有限元网格划分Fig.5 Finite element mesh (a) 2D local mesh;(b) 3D local mesh

表2 Q345R热力学参数随温度的变化

2 结果可靠性分析与验证

2.1 机械载荷作用验算

为了验证有限元计算的可靠性,将数值计算得到的应力数值解与对应的理论解析解作了对比。为了消除应力集中带来的影响,数值计算分别选取圆筒壁最高处的轴向应力σ′与薄壁圆筒理论解析解[13]作对比,分布板对称中心的切向应力στ与对应的薄膜理论解析解作对比。

表3为分布板厚度为25 mm时,三种焊缝方案下,圆筒壁最高处的轴向应力以及分布板对称中心的切向应力στ分别与对应的理论解析解的对比情况。可以看出,数值计算得到的圆筒轴向应力σ′与理论解误差小于1.25%。而分布板对称中心的切向应力στ与理论值产生了较大误差,这是因为分布板受焊缝约束影响,导致数值结果不均匀。通过数值对比足以说明，球壳受机械应力的计算是可行的，可以认为使用ABAQUS计算机械作用下的应力是可靠的。

表3 圆筒壁轴向应力理论解与数值解对比

2.2 温度载荷作用验算

为了验证温度载荷作用下有限元计算的可靠性,建立了轴对称的二维球壳模型,将其在温差作用下的切向热应力数值解στ与对应的弹性热力学经典球壳热应力理论解析解[14]做了对比。

表4为球壳在温差作用下的切向热应力数值解στ与对应的理论解析解的对比。可以看出,二者误差小于2.2%。由以上验证结果发现,ABAQUS模拟热力学问题精度较高,本次分析是可靠的。

表4 球壳中心切向热应力理论解与数值解对比

3 模拟结果与分析

3.1 计算工况

为了充分理解温度载荷和机械载荷的作用机理,对每种模型分别进行以下5种工况的计算:

1) 结构从初始温度20 ℃,分别升高到分布板上侧370 ℃,下侧150 ℃,圆筒360 ℃,圆锥筒150 ℃,只有温差作用的工况;

2) 26 t催化剂作用在分布板上侧的静床工况;

3) 结构受1)与2)耦合作用的工况;

4) 分布板上侧与下侧分别作用均布应力70 kPa,77.5 kPa的操作工况;

5) 结构受1)与4)耦合作用的工况。

3.2 二维模型不同焊缝形状

因篇幅有限,本文只给出了具有典型意义的分布板厚度为30 mm时第二种焊缝方案在各种工况下局部区域温度场和Tresca应力分布[12],以及Tresca等效应力最大值点,如图6所示。

图6 方案二(分布板厚度30 mm)局部应力云图Fig.6 Local stress cloud of the second scheme (with distribution plate’s thickness is 30 mm) (a) temperature filed;(b) temperature stress;(c) static stress;(d) coupled static-temperature stress; (e) operated stress;(f) coupled operated-temperature stress

由图6可以看出,单独作用静床载荷时的Tresca等效应力最大值点发生在A区,单独作用操作载荷时的Tresca等效应力最大值点发生在B区,有温差参与作用或者只有温差作用时Tresca等效应力最大值点也都发生在B区。

不考虑压力容器的疲劳,因而在应力校核时,不考虑峰值应力。不同区域的温度不同,根据应力规范校核得到的Q345R材料应力强度的许用极限也不同[15]。表5给出了不同分布板厚度下,三种焊缝方案指定区域最大等效应力对比值。由表5中数据可以看出:

1) 温差是影响应力的最主要因素。

2) 静床载荷和温差耦合作用时的最大等效应力反而比温差单独作用时的最大等效应力要小。这是因为，温差作用下焊缝区域上侧受压,下侧受拉；静床载荷作用下焊缝区域上侧受拉,下侧受压；二者相互削弱使得耦合作用最大等效应力比单独作用温度载荷要小。同理,当操作载荷单独作用时,分布板焊缝区域上侧受压,下侧受拉,与温差作用相互增强，使得耦合最大等效应力比温差单独作用时更大。

3) 虽然分布板厚度增加时,机械载荷作用下的应力明显降低,但是分布板厚度的改变对有温差作用情况的等效应力影响均较小。

4) 三种焊缝方案均可以作为流化床分布板结构设计的选择。方案二更优,而方案三的焊缝处最大等效应力要比前两个方案大很多,尤其是机械载荷作用下引起的最大等效应力很大。

表5 不同分布板厚度下3种焊缝方案的指定区域Tresca最大等效应力对比

3.3 三维模型分布板带孔

图7 静床压力和温度作用下的焊缝处应力云图Fig.7 Stress nephogram of static-temperature for weld

图8 操作压力和温度作用下的焊缝处应力云图Fig.8 Stress nephogram of operated-temperature for weld

三维实体模型模拟了两种机械与温度耦合作用下的应力状态,包括静床与温度耦合作用和操作与温度耦合作用。图7和图8分别为静床载荷与温度载荷耦合作用、操作载荷与温度载荷耦合作用时的局部应力云图。三维计算模型建模时圆锥筒的高度比实际要小,所以计算得到的操作与温度共同作用下的应力比实际偏小。分析发现，静床载荷与温度载荷耦合作用时等效应力最大值位置在分布板中心附近,操作载荷与温度载荷耦合作用下的等效应力最大值位置在焊缝附近,且孔的应力集中对应力的分布具有一定的影响。

表6对比了二维轴对称无孔模型和三维开孔实体模型的Tresca最大等效应力,发现两者的数值差别小于5%。由此可以看出，开孔对于分布板最大等效应力影响不大。

表6 二维轴对称无孔模型和三维开孔实体模型最大等效应力对比

4 结论

本文利用ABAQUS有限元分析软件建立了热-力耦合作用下具有开孔分布板的流化床反应器的有限元模型,研究了分布板厚度、分布板与筒壁连接处三种焊缝形状对于该局部结构应力的影响,以及流化床反应器分布板带孔对于结构应力的影响,得到了如下主要结论:

1) 采用通用有限元软件ABAQUS对流化床反应器开孔分布板以及焊缝区域进行了有限元建模,发现危险点在焊缝区域以及锥体与筒壁连接区域,且当操作载荷和温度载荷耦合作用时应力最大。

2) 根据数值解与理论解析解的对比验算,发现ABAQUS在计算温度和机械载荷作用时的结果精确度较高,进一步说明了使用ABAQUS进行热力耦合分析是可行的,其方法简单,避免了大量实验,节约了资源,可以成为实际工程应用中有力的仿真分析工具。

3) 上述3种分布板厚度下,3种焊缝方案均可以作为流化床分布板结构设计的选择,第二种方案最优。设计时,需结合实际工况,综合考虑。

4) 通过对三维开孔实体模型的有限元分析发现,开孔对分布板最大等效应力影响小于5%,对分布板等效应力分布影响较大。

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(编辑：张红霞)

Thermal-mechanical Coupling Analysis of Fluidized Bed Distributor Based on ABAQUS

DENG Xiaoqiu1a,XI Changqing1a,ZHAO Jiantao2,DUAN Zihua1b,LI Zhiqiang1a

(1a.InstituteofAppliedMechanicsandBiomedicalEngineering,TaiyuanUniversityofTechology,1b.CollegeofChemistryandChemicalEngineering,TaiyuanUniversityofTechnology,Taiyuan030024,China; 2.InstituteofCoalChemistry,ChineseAcademyofSciences,Taiyuan030001,China)

Finite element model for the fluidized bed reactor with perforated distributor under thermal-mechanical coupling load was employed to analyze its temperature field and thermo-mechanical properties using the sequential thermal-mechanical coupling. The influence of distributor thickness, weld shapes of joint linked between the distributor and supporting wall and the perforating on the structure stress was investigated.The numerical simulation results of spherical shell thermal stress agree well with the theoretical analytical solution, which proves that ABAQUS software is capable of providing reliable simulation analysis for the practical engineering application of fluidized bed reactor. Significant foundation is provided for the design of the fluidized bed reactor based on the simulation results.

fluidized bed reactor;distributor;weld;thermo-mechanical analysis

1007-9432(2015)05-0623-06

2014-05-07

国家自然科学基金资助项目(11072166)；山西省高等学校优秀青年学术带头人支持计划

邓小秋(1988-),男,广州惠州人,硕士,主要从事有限元计算及固体力学分析,(E-mail)mutudeng@126.com

李志强(1973-),男,教授,主要从事爆炸冲击动力学与计算力学研究,(E-mail)lizhiqiang@tyut.edu.cn

O347

A

10.16355/j.cnki.issn1007-9432tyut.2015.05.027