李 康 蒲 亮 王國平 侯文輝 何 昆

(1西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院 西安 710049)

(2中國科學(xué)院高能物理研究所東莞分部 東莞 523803)

(3西安廣核閥門有限公司 西安 710021)

1 引言

隨著現(xiàn)代技術(shù)的發(fā)展，液氫、液氧以及液化天然氣等得到廣泛的應(yīng)用。低溫液體的液化分餾、運(yùn)輸和貯存都需要用到大量的低溫閥門，因此低溫閥門的用途越來越廣泛。低溫閥門工作介質(zhì)的溫度在120 K以下，為了保證閥門在的安全運(yùn)行，設(shè)計(jì)過程中必須考慮機(jī)械強(qiáng)度和傳熱的要求。

數(shù)值模擬是超低溫閥門研究和設(shè)計(jì)的一種手段，通過模擬可以對閥門的設(shè)計(jì)提出改進(jìn)意見，從而減小設(shè)計(jì)和試驗(yàn)的成本。利用ANSYS有限元分析軟件，金滔［1］等對所設(shè)計(jì)低溫閥門的動態(tài)傳熱過程進(jìn)行模擬和分析，丁小東［2］等對所設(shè)計(jì)低溫閥門的穩(wěn)態(tài)傳熱過程了模擬和分析，都提出在閥桿部分增加絕熱層可以解決冷態(tài)試驗(yàn)時填料函降至零度以下的問題。吳若菲［3］利用ANSYS軟件對通徑DN15的 LNG船用超低溫閥門進(jìn)行穩(wěn)態(tài)模擬，研究了閥頸厚度、閥頸與閥桿之間間隙對填料函溫度的影響。朱立偉［4］利用ANSYS軟件對通徑為DN15的LNG超低溫球閥在低溫下的應(yīng)力分布進(jìn)行了模擬分析，根據(jù)應(yīng)力集中情況對閥門的設(shè)計(jì)提出了改進(jìn)意見。

本論文針對中國散裂中子源科研平臺系統(tǒng)中某通徑為DN25的液氫低溫截止閥，通過ANSYS有限元分析進(jìn)行穩(wěn)態(tài)的數(shù)值模擬，計(jì)算閥門在低溫下的傳熱以及應(yīng)力分布，為閥門結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐。

2 模型描述

2.1 幾何模型

液氫低溫閥門為通徑DN=25 mm的低溫截止閥，閥門簡圖如圖1所示。

圖1 低溫閥門結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of cryogenic valve

2.2 模型簡化

對閥門進(jìn)行有限元分析，首先需要對閥門模型進(jìn)行簡化:(1)去掉手輪、防扭轉(zhuǎn)裝置和波紋管，手輪、防扭轉(zhuǎn)裝置和波紋管對閥門傳熱和應(yīng)力分布的影響很小。(2)進(jìn)、出口接管薄壁段加厚為管道壁厚。將焊接用的薄壁段加厚為管道厚度，閥體的模擬更加接近其工作狀態(tài)。閥門簡化后的物理計(jì)算模型見圖2。

圖2 閥門簡化后的物理計(jì)算模型Fig.2 Physical simulation model of cryogenic valve

2.3 數(shù)學(xué)模型

2.3.1 傳熱計(jì)算數(shù)學(xué)模型

閥門熱分析屬于非線性熱分析，三維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱方程為:

自然對流:

式中:n為壁面外法線方向，h為對流傳熱系數(shù)，Tw為固體壁面溫度，Tf為周圍流體溫度。

輻射:

式中:ε為實(shí)際物體表面發(fā)射率，σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)，Tw為輻射面的熱力學(xué)溫度，Te為外部空間的熱力學(xué)溫度。

2.3.2 應(yīng)力計(jì)算數(shù)學(xué)模型

本文的應(yīng)力分析為靜應(yīng)力分析，微元體的靜力平衡方程為:

式中:σ為正應(yīng)力，τ為切應(yīng)力，X、Y、Z分別為對應(yīng)方向上的體積力。熱應(yīng)力在方程中可以作為體積力。熱應(yīng)力只能引起線性應(yīng)變而不能產(chǎn)生切向應(yīng)變。對于各項(xiàng)同性的彈性物體，熱應(yīng)變?nèi)缦?

式中:ε為正應(yīng)變，γ為切應(yīng)變，α為彈性物體線脹系數(shù)，Δt為物體溫度變化。

物體的總應(yīng)變由熱應(yīng)變和機(jī)械應(yīng)變構(gòu)成，總應(yīng)變?nèi)缦?

式中:E為彈性模量，μ為泊松比，ε0為熱應(yīng)變［4-5］。

2.4 有限元分析建模

2.4.1 定義材料

閥門主體材料選用316不銹鋼，其物理性質(zhì)見表1［3，6］。波紋管材料為 316L，填料為聚四氟乙烯。由于閥門主體為316，其它材料對閥門整體的溫度分布和應(yīng)力分布影響不大，所以材料定義為單一材料。

表1 不銹鋼物性表Table 1 Physical property of stainless steel

2.4.2 邊界條件設(shè)置

(1)法蘭以下部分安放在真空罐中，表面設(shè)置為第三類邊界條件，輻射換熱，輻射發(fā)射率 ε=0.4［7］;

(2)法蘭以上部分的外表面設(shè)置為第三類邊界條件，自然對流換熱，對流傳熱系數(shù)h=10 W/(m2˙K);

(3)閥體內(nèi)壁和閥瓣外壁與液氫接觸，定義為第一類邊界條件，溫度T=19.15 K，載荷P=2.5 MPa;

(4)環(huán)境溫度設(shè)為298 K。

2.4.3 接觸設(shè)置

根據(jù)閥門的安裝、焊接及工作狀態(tài)，運(yùn)動部件(閥桿、閥瓣等)與靜止部件(閥體、法蘭、支架等)之間接觸的部分設(shè)為無摩擦接觸，靜止部件之間設(shè)置為固連配合，閥體進(jìn)出口接管處以及法蘭上表面由于要進(jìn)行焊接定位，設(shè)為固定約束。

2.4.4 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分如圖3所示。在沒有考慮密封壓比的情況下，閥門打開工況下的應(yīng)力場與閥門關(guān)閉工況下應(yīng)力場區(qū)別不大，全開工況下填料函處溫度更低［3］，因此選擇閥門全開情況進(jìn)行模擬。

圖3 DN25低溫閥門網(wǎng)格劃分(網(wǎng)格數(shù)量為44萬Nodes)Fig.3 Mesh of simulation valve

3 模擬結(jié)果及分析

3.1 閥門低溫下溫度場計(jì)算

從圖4和圖5可知，閥門的低溫區(qū)主要集中在與液氫接觸的閥體部分，長頸管與閥桿管存在明顯的溫度梯度，形成了很好的軸向隔熱效果。填料函下表面溫度為296 K，閥門整體漏熱量為9.210 W，其中軸向漏熱0.584 W，閥體輻射漏熱4.291 W，長頸管輻射漏熱4.335 W。

圖4 閥門低溫下的溫度分布圖(單位:K)Fig 4 Temperature distribution of cryogenic valve

圖5 長頸管(A-A’)和閥桿管(B-B’)沿軸向的溫度變化曲線Fig.5 Temperature curve of long nick pipe and stem tube with axial direction

閥門漏熱主要來源于閥體及長頸管的輻射漏熱，因此減小輻射漏熱是減小閥門整體漏熱的關(guān)鍵?？梢酝ㄟ^表面處理降低閥門表面的發(fā)射率，也可以通過包覆隔熱層的方法減少輻射漏熱，隔熱層需要對閥體及長頸管同時進(jìn)行包覆。發(fā)射率降低到ε=0.08［6］，閥門整體漏熱量可減小到3.5 W，填料處溫度降低為293.75 K。

3.2 閥門低溫下的應(yīng)力計(jì)算

圖6、圖7、圖8分別為只加機(jī)械載荷和只加熱載荷時閥門的位移圖和應(yīng)力圖。熱載荷引起的位移量和應(yīng)力值都遠(yuǎn)大于機(jī)械載荷引起的位移量和應(yīng)力值。閥門的溫度梯度沿X方向，因此閥門的熱位移主要集中在X方向。機(jī)械應(yīng)力主要集中在閥桿管部分，平均為34.5 MPa，抽氣孔處存在應(yīng)力集中，最大應(yīng)力為82.899 MPa。熱應(yīng)力主要集中在長頸管部分，平均為102 MPa，兩端存在熱應(yīng)力集中，C端最大應(yīng)力達(dá)151.39 MPa，D端的最大應(yīng)力為112 MPa。為了保證閥門具有足夠的強(qiáng)度和良好的密封性，應(yīng)對長頸管兩端進(jìn)行結(jié)構(gòu)強(qiáng)化，如提高焊接工藝，增加厚度等。

圖6 只加2.5 MPa機(jī)械載荷的閥門總變形圖和應(yīng)力圖Fig.6 Total deformation and stress of cryogenic valve under 2.5 MPa

閥體在進(jìn)出口接管部分由于受到固定約束而產(chǎn)生較大的應(yīng)力集中，最大應(yīng)力為153.61 MPa，發(fā)生在入口接管E處。閥體表面在管道變形處也出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，見圖9。

綜上分析，約束和表面變形對熱應(yīng)力影響較大，且易產(chǎn)生熱應(yīng)力集中。閥門加工和安裝時，應(yīng)盡量減少表面變形和對閥門的約束。閥門安裝可在進(jìn)出口接管處連接較長的緩沖段來減小閥體的約束。在有表面形狀改變的地方可以通過加工倒角或圓角的方法減小應(yīng)力集中。

圖7 只加溫度載荷的閥門變形圖Fig.7 Total deformation of cryogenic valve under temperature load

圖8 只加溫度載荷的閥門應(yīng)力圖(單位:MPa)Fig.8 Stress of cryogenic valve under temperature load

圖9 閥體部分熱應(yīng)力圖(單位MPa)Fig.9 Thermal stress distribution of valve body

圖10為同時加機(jī)械載荷和熱載荷時閥門的總位移圖和應(yīng)力圖，最大應(yīng)力為153.19 MPa，小于材料的屈服強(qiáng)230 MPa。由于熱載荷引起的熱應(yīng)力和熱位移遠(yuǎn)大于機(jī)械載荷引起的應(yīng)力和位移，因此閥門的應(yīng)力和位移量主要取決于熱載荷。

圖10 同時加機(jī)械載荷和熱載荷的閥門總變形圖和應(yīng)力圖Fig.10 Total deformation and stress of cryogenic valve under both mechanical load and temperature load

4 結(jié)論

本論文基于ANSYS有限元分析軟件對DN25液氫低溫截止閥進(jìn)行了低溫下的有限元分析，得到了閥門的溫度和應(yīng)力分布，主要結(jié)論如下。

(1)DN25液氫低溫閥門的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理。低溫下長頸管和閥桿管自下而上存在明顯的溫度梯度，填料函處溫度達(dá)到設(shè)計(jì)要求，閥門最大應(yīng)力小于材料許用應(yīng)力。

(2)閥門漏熱主要來自閥體和長頸管的輻射漏熱。通過降低閥體表面的發(fā)射率可大大降低漏熱量。

(3)閥門所受應(yīng)力主要來自低溫下的熱應(yīng)力。長頸管應(yīng)力較大，且兩端存在明顯的應(yīng)力集中。閥桿管主要受到沿軸向的機(jī)械應(yīng)力，且在抽氣孔處產(chǎn)生應(yīng)力集中。閥體進(jìn)出口接管處由于受到約束也存在應(yīng)力集中。

(4)表面形狀變化和約束會產(chǎn)生熱應(yīng)力集中。閥門安裝可在進(jìn)出口接管處連接較長的緩沖段，盡量減小對閥體的約束。在有表面形狀改變的地方可以通過加工倒角或圓角的方法減小應(yīng)力集中。

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