欒振輝 陳濤

摘 要：以盤式干燥機(jī)加熱盤為研究對象，為了研究其內(nèi)部流場、溫度場及熱應(yīng)力分布情況，將加熱盤簡化為三通管結(jié)構(gòu)，提出了流-固-熱-力多耦合分析方法，建立有限元模型，聯(lián)合有限元軟件ABAQUS求解4種時間下（0s，30s，60s，90s）加熱盤的流場、溫度場以及熱應(yīng)力分布。結(jié)果表明模型內(nèi)通入高溫?zé)煔?，加熱盤入口處溫度最高，隨著時間變化30s之后流體模型內(nèi)高溫?zé)煔夥植季鶆?，溫度均?固體模型溫度場隨著時間變化，溫度升高，熱應(yīng)力逐漸增大，90s時熱應(yīng)力最大，發(fā)生熱應(yīng)力集中現(xiàn)象。

關(guān)鍵詞：加熱盤;流固耦合;數(shù)值模擬;熱應(yīng)力

中圖分類號：U173.2 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1672-1098（2021）02-0009-07

收稿日期：2020-11-10

作者簡介：欒振輝（1961-），男，安徽鳳臺人，教授，博士，研究方向：流體傳動與控制。

Numerical Analysis of Multiphysics Coupling of Right-angle Three-way Heating Structure

LUAN Zhenhui， CHEN Tao

（School of Mechanical Engineering， Anhui University of Science and Technology， Huainan Anhui232001， China）

Abstract：Taking the heating plate of the disc dryer as the research object， in order to study its internal flow field， temperature field， and thermal stress distribution， the heating plate is simplified to a three-way tube structure， and a fluid-solid-thermal-mechanical multi-coupling analysis method is proposed. The finite element model was established， and the finite element software ABAQUS was combined to solve the flow field， temperature and thermal stress distribution of the heating plate in 4 periods of time （0s， 30s， 60s， 90s）. The results show the followings. The temperature at the inlet of the heating plate is the highest when the high-temperature flue gas introduced into the model， and the high-temperature flue gas is well-distributed and the temperature is uniform in the fluid model after 30s The temperature field of the solid model changes with the time. The stress gradually increases with the increasing temperature， and the thermal stress is the largest after 90s with the thermal stress concentration.

Key words：heating plate;fluid-structure coupling;numerical simulation;thermal stress

盤式干燥機(jī)主要由多層固定空心加熱圓形載料盤及轉(zhuǎn)耙攪拌裝置組成，是一種立式連續(xù)的以熱傳導(dǎo)為主的干燥設(shè)備[1]，如圖1所示，其廣泛應(yīng)用于干燥、加熱、脫水等領(lǐng)域[2-3]。加熱盤是盤式干燥機(jī)的核心部件之一，其結(jié)構(gòu)為一空心圓盤，分為大小兩種，如圖2所示（以小加熱盤為例）。加熱盤工作時受到高溫?zé)煔庵苯幼饔茫瑢?dǎo)致其局部溫度過高且產(chǎn)生較大熱應(yīng)力，極易發(fā)生熱疲勞破壞。工程實踐中，經(jīng)常出現(xiàn)加熱盤過早損壞的情況。為了提高加熱盤的使用壽命，有必要對加熱盤的受熱情況進(jìn)行分析。

多物理場耦合分析是一種綜合考慮多種情況影響下的研究方法。文獻(xiàn)[4]建立流固共軛傳熱模型，對鈉泵機(jī)械密封摩擦副進(jìn)行流固熱耦合分析，對鈉泵機(jī)械密封結(jié)構(gòu)設(shè)計和改進(jìn)具有指導(dǎo)意義;文獻(xiàn)[5]建立熱力耦合模型，仿真分析了制動器的制動過程，聯(lián)立Manson-Coffin方程預(yù)測制動鼓的疲勞壽命;文獻(xiàn)[6]建立熱-流-固耦合模型，分析了不同工況下對單金屬密封端性能的影響;文獻(xiàn)[7]建立熱力耦合模型，通過預(yù)測模型耦合求解，驗證了預(yù)測模型結(jié)果符合實驗結(jié)果，對工程實踐有指導(dǎo)作用;文獻(xiàn)[8]建立熱力耦合模型，分析了不同工況下鎬形截齒的溫度分布，為進(jìn)一步研究截齒應(yīng)力提供了理論依據(jù);文獻(xiàn)[9]建立熱力耦合模型，分析了應(yīng)力分布、熱變形和溫度場情況，對高強(qiáng)度柴油機(jī)活塞結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有指導(dǎo)作用;文獻(xiàn)[10]建立流固耦合傳熱模型，分析了柴油機(jī)氣缸蓋的溫度場分布，并通過實驗驗證了模型的正確性;文獻(xiàn)[11]耦合多物理場建立流固耦合傳熱模型， 并用實驗驗證了可行性。 國外學(xué)者對流固耦合、 熱力耦合研究較多， 文獻(xiàn)[12]提出了三維弱耦合流體熱機(jī)械系統(tǒng)的形狀和拓?fù)鋬?yōu)化框架; 文獻(xiàn)[13]提出了將熱邊界條件納入CPFEM模型的方法;文獻(xiàn)[14]建立用有限體積法離散質(zhì)量、動量和能量守恒的宏觀控制方程， 模擬具有彎曲邊界的流體-固體共軛傳熱問題; 文獻(xiàn)[15]提出采用弱可壓縮光滑粒子流體力學(xué)（WCSPH）方法求解流體-固體共軛傳熱（CHT）內(nèi)流動問題; 文獻(xiàn)[16]基于熱耦合思想， 采用多目標(biāo)優(yōu)化方法對結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化。

基于國內(nèi)外學(xué)者對流固耦合、熱力耦合分析研究較多，而流固耦合研究變形固體在流場作用下的各種方式以及固體變形對流場的影響，熱力耦合研究應(yīng)力場與溫度場之間相互作用的過程，通常對這兩種方法單獨(dú)進(jìn)行研究，而綜合研究較少。物理現(xiàn)象通常都不是單獨(dú)存在的，在工程實踐中，流場、溫度場及應(yīng)力場之間是相互作用、相互影響的，需要進(jìn)行綜合考慮。為此，提出一種多物理場耦合分析方法，綜合考慮多種情況，相比較單個物理場分析或兩個物理場分析更具有實用性。

因此，針對加熱盤的傳熱過程及熱應(yīng)力，本文擬用流-固-熱-力多耦合分析方法，探究其內(nèi)部流場、溫度場、熱應(yīng)力分布情況。鑒于加熱盤傳熱過程比較復(fù)雜，本研究擬將加熱盤簡化為三通結(jié)構(gòu)進(jìn)行研究，通過建模及仿真分析研究其內(nèi)部情況，最后通過實物模型進(jìn)行實驗室驗證。

1 理論模型

1.1 流體域方程

加熱盤內(nèi)高溫?zé)煔饬鲃幼裱|(zhì)量守恒定律、動量守恒定律、能量守恒定律[17]。

ρft+xjρfvi=0（1）

ρfvit+xiρfvivj=-pxi+xiμ·vixi（2）

ρEt+SymbolQC@·vρE+p=SymbolQC@·keffSymbolQC@T-∑jhjJj+τeff·v+Sh（3）

式中：v為流體速度;ρf為流體密度;下標(biāo)i，j=1，2，3，表示3個方向的分量，t為時間;p為流體壓力;μ為動力粘度;ρ為流體的密度，E為流體微團(tuán)的總能，τeff為有效應(yīng)力，hj為組分j的焓，keff為有效導(dǎo)熱系數(shù)，Jj為組分j的擴(kuò)散通量，Sh為包括化學(xué)反應(yīng)熱及其他體積熱的源項。

1.2 固體域方程

Msd··+Csd·+Ksd+τs=0（4）

式中：Ms為固體單元質(zhì)量矩陣，d為固體單元的位移矢量，Cs為固體單元阻尼矩陣，Ks為固體單元剛度矩陣，τs為固體單元受到的應(yīng)力。

固體區(qū)域增加了由溫差引起的熱變形為

fT=αT·SymbolQC@T（5）

式中：αT為與溫度相關(guān)的熱膨脹系數(shù)。

1.3 流-固耦合界面方程

流體和固體區(qū)域采用直接流-固耦合方法，實現(xiàn)固體傳熱和流體傳熱的耦合，得到所需要流體流場以及流體和固體溫度場，滿足能量連續(xù)性條件溫度和熱流密度相等[18]?？刂品匠虨?/p>

Tf=Ts（6）

qf=-λfTfn=-λsTsn=qs（7）

式中：Tf為流體溫度，λf為流體導(dǎo)熱系數(shù)，Ts為固體溫度，λs為固體導(dǎo)熱系數(shù)，qf為流體側(cè)熱流密度，qs為固體側(cè)熱流密度，n為為流-固交界面法向量。

2 有限元建模

為簡化計算，將圖2所示的加熱盤的進(jìn)口端理想化為一個直角三通模型，一個入口和兩個出口的截面尺寸均為40mm×40mm，入口長度為200mm，兩個出口相距400mm，壁厚為6mm。高溫?zé)煔庥扇肟诙肆魅?，兩個出口端流出。通過FSI（Fluid-Structure-Interaction）耦合ABAQUS軟件的傳熱模塊（Heat transfer）和流體模塊（CFD），模擬高溫?zé)煔庠诹鲃舆^程中與三通模型之間的傳熱過程。

首先，采用DC3D8單元對直角三通實體模型劃分網(wǎng)格，經(jīng)試算確定網(wǎng)格尺寸為10mm，為有效表征三通模型壁厚方向的溫度梯度，壁厚劃分三層單元，如圖3所示。直角三通模型的內(nèi)表面定義為流固耦合界面，外表面施加表面膜約束實現(xiàn)對流換熱，空氣的自然對流換熱系數(shù)為10W/（m2·K），環(huán)境溫度為20℃。直角三通實體模型的材料為不銹鋼，相關(guān)熱力學(xué)參數(shù)如表1所示。

其次，基于直角三通實體模型，建立三維流場模型如圖3所示。采用FC3DB單元對其進(jìn)行離散，單元網(wǎng)格尺寸與直角三通實體模型相一致，即為10mm。流場模型的入口流速為3.5m/s，入口溫度為800℃，出口表壓為0MPa。流場模型的外表面（除去一個入口和兩個出口）定義為流固耦合界面。流場模型通過這個流固耦合界面實現(xiàn)煙氣與直角三通模型內(nèi)表面之間的傳熱，煙氣、模型的相關(guān)力學(xué)參數(shù)如表1所示。

最后，將直角三通實體模型計算的瞬態(tài)溫度場導(dǎo)入ABAQUS/Standard模塊，采用順序熱應(yīng)力耦合分析技術(shù)計算直角三通實體模型響應(yīng)的熱應(yīng)力。在該靜力學(xué)計算模塊，直角三通實體模型由C3D8R單元進(jìn)行離散，網(wǎng)格尺寸與傳熱模型一樣。固定直角三通實體模型的底面，以限制其剛體位移，詳細(xì)的計算流程如圖4所示。

3 結(jié)果分析

根據(jù)高溫?zé)煔獾倪M(jìn)口流速， 計算其雷諾數(shù)為1 201.5，故可判斷為層流狀態(tài)。圖5給出了直角三通內(nèi)部煙氣流動90s時刻的速度場分布，顯然可見煙氣的最大流速位于進(jìn)口直邊段的中心位置，兩端出口直邊段的流速十分均勻。圖6展示了煙氣在流動0s、30s、60s和90s時刻的溫度分布。從圖6中可以看到，在0s時刻，高溫?zé)煔忾_始進(jìn)口端向內(nèi)部流動，30s后高溫?zé)煔獾臏囟葓龌颈３植蛔儯@是因為煙氣從進(jìn)口端流到出口端只要0.12s（t=（0.22+0.2）/3.5），30s后煙氣自身的溫度分布基本保持穩(wěn)定了。

圖7所示為高溫?zé)煔馀c直角三通接觸面沿路徑的溫度分布情況。由圖7可見，高溫?zé)煔馔獗砻妫鞴恬詈辖缑妫┥系臏囟日w上沿其流動方向逐漸減?。催M(jìn)口端溫度最高，出口端溫度最低），但在三通內(nèi)部煙氣流速變向的位置溫度產(chǎn)生的波動。隨著時間的增加，煙氣同一位置上的溫度逐漸升高，說明在流固傳熱過程中，三通實體模型的溫度逐漸升高，如圖8所示。在三通模型內(nèi)部的流固耦合界面上選取三個位置，分別記為A、B和C，其中A點位于進(jìn)口端，B點位于拐角處，C點位于出口端。A、B和C三個位置處的溫度隨時間的變化如圖9所示，顯然可見，三個位置處的溫度都隨時間逐漸增大，但A點溫度升高的速率最大，B點次之，C點最小，三點位置處的溫度變化與圖8相一致。

將圖8中的溫度場導(dǎo)入ABAQUS靜力學(xué)模塊中，進(jìn)行順序熱力耦合計算，得到三通實體模型的熱應(yīng)力分布如圖10所示。顯然可見，與圖8相一致，隨著煙氣流動時間的增加，直角三通實體模型響應(yīng)的熱應(yīng)力逐漸增大。由于直角三通的底面固定，限制了溫度變化引起的變形，因此直角三通底部的熱應(yīng)力較大。在直角三通底部建立一條路徑，沿該路徑分布的熱應(yīng)力如圖11所示。由圖11可見，隨著高溫?zé)煔饬鲃訒r間的增加，路徑上相同位置響應(yīng)的熱應(yīng)力逐漸增大，與圖10相一致;對于相同的高溫?zé)煔饬鲃訒r間，沿圖11（a）分布的熱應(yīng)力呈現(xiàn)近似對稱分布，進(jìn)口端和出口端的熱應(yīng)力較小，拐角處的熱應(yīng)力最大，這與實際加熱盤隔板處易產(chǎn)生裂紋的現(xiàn)象相吻合，其主要可歸結(jié)兩方面原因：（1）進(jìn)口端和出口端有一面是自由的，對溫度變化引起的熱變形的約束較弱;（2）由圖7（b）可見拐角處的溫度產(chǎn)生波動，產(chǎn)生較大熱變形，進(jìn)而誘導(dǎo)較大的熱應(yīng)力。

4 結(jié)論

（1）高溫?zé)煔馔獗砻嫔系臏囟日w上沿其流動方向逐漸減小，但在三通內(nèi)部，隨著時間的增加，煙氣同一位置上的溫度逐漸升高。

（2）隨著高溫?zé)煔饬鲃訒r間的增加，三通實體模型響應(yīng)的熱應(yīng)力逐漸增大。

上述結(jié)論與實際加熱盤過早失效的現(xiàn)象相一致，這為下一步加熱盤的結(jié)構(gòu)優(yōu)化奠定了基礎(chǔ)。

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（責(zé)任編輯：李 麗）