Содержание к диссертации
Введение
1 Анализ литературных данных 8
1.1. Температурное поле газоплотной (цельносварной) панели. постоянный тепловой поток. 8
1.2 Термические напряжения газоплотной (цельносварной) панели. 25
1.3 Темпера турное поле огневого листа. постоянный тепловой поток. балансовый метод 34
1.4 Температурное поле огневого листа. постоянный коэффициент теплоотда чи на внешней поверхности. 38
1.5 выводы и постановка задач исследования. 44
2 Экспериментальные исследования 46
2.1 Экспериментальная установка и методика проведения эксперимента 46
2.2 Расчет погрешностей и результаты эксперимента 59
3 Моделирование теплообмена для газоплотной панели 65
3.1 Упрощенная методика расчета температурного поля газоплотной панели. 65
3.2 Сравнение результатов расчетов по предлагаемой упрощенной методике с результатами, имеющимися в литера туре и полученными экспериментальными данными . 73
3.3 Выводы. 79
4 Моделирование теплообмена для огневого листа . 80
4.1 Основная методика расчета температурного поля огневого листа 80
4.2 Условие тепловой асимметрии. 87
4.3 Сравнение результатов расчета температурного поля по различным методикам 92
4.4 Сравнение результатов расчета температурного поля с полученными экспериментальными данными. 98
4.5 Влияние основных параметров на температурное поле. 103
4.6 Выводы 108
5 Напряженное состояние огневого листа 109
5.1 Напряжения и деформации огневого листа 109
5.2 Расчет напряжений в сварном шве по средним температурам участков 113
5.3 Влияние основных параметров на напряжения в сварном шве. сравнение результатов расчета с использованием предложенного и численного методов 116
5.4 Выводы 119
Заключение 120
Литература
- Термические напряжения газоплотной (цельносварной) панели.
- Расчет погрешностей и результаты эксперимента
- Упрощенная методика расчета температурного поля газоплотной панели.
- Сравнение результатов расчета температурного поля по различным методикам
Введение к работе
Актуальность темы. На сегодняшний день в металлургической промышленности имеется существенный потенциал для проведения энергосберегающих мероприятий Различные энергоемкие производства осуществляют выброс тепловой энергии, которую необходимо использовать
ОАО «Уралэнергоцветмет» разработана конструкция котла-утилизатора для утилизации теплоты отходящих газов за печами с плавкой в жидкой ванне Одним из основных элементов данной конструкции является огневой лист (Рис 1а). Наравне с использованием огневого листа для обеспечения герметичности топки котла-утилизатора при условии отсутствия в составе дымовых газов SO^, используют газоплотную панель (Рис 16).
Исследуемые в работе конструкции (Рис 1) позволяют добиться существенного упрощения процесса чистки и увеличить срок службы котла-утилизатора дымовых газов после печей цветной металлургии Первым шагом в проектировании стенки топки котла-утилизатора является определение ее минимального, с точки зрения металлоемкости, профиля Основное влияние на результат в данном случае оказывают предельная температура окалинообразования, температурные напряжения и в некоторых случаях температура конденсации водяных паров при повышенном содержании в газе диоксида серы Для проектирования поверхностей нагрева необходима разработка инженерной методики расчета температур поверхности и максимальных напряжений
III!
3 ' М^\ /У*?\ У\ J^Hv ' *>ИС" * Конструкции исследуемых
-Г— —| і—! —J— —|— —| 1—!—\- в работе газоплотных
^*Т=^ ^=^ ^=г=^ V^ поверхностей нагрева
^Ь~. ^=>. ^-^ ^=?v а — огневой лист, б — газоплотная
S^V.^VJ^^J^^- панель
Цель работы. Разработка методик расчета температурных полей и методов оценки максимальных напряжений поверхностей нагрева для топок котлов-утилизаторов (Рис 1)
В ходе выполнения работы поставлены и решены следующие задачи.
1 Разработана пригодная для инженерного использования методика расчета
температурного поля газоплотной панели В том числе
, Проведено сравнение результатов расчета по предложенной
инженерной методики с данными, имеющимися в литературе
Проведено сопоставление результатов расчета по предложенной
инженерной методике с полученными экспериментальными данными
2 Разработана пригодная для инженерного использования методика расчета
температурного поля огневого листа В том числе.
Проведено сравнение результатов расчета по предложенной методике с результатами расчета с использованием численного метода
Проведено сопоставление результатов расчета по предложенной методике с полученными экспериментальными данными
Проведен анализ влияния геометрических параметров огневого листа на величину и характер температурного поля.
Рассмотрен вопрос влияния тепловой асимметрии на характер температурного поля
3 Проведена оценка максимальных температурных напряжений в конструкции огневого листа В том числе
Проведено выявление критических точек огневого листа с помощью определения поля напряжений численным методом
Проведен анализ влияния геометрических параметров огневого листа на величину и характер напряжений в критических точках
Достоверность и обоснованность результатов обеспечивается соответствующей точностью и тарировкой измерительных систем, применением современных численных методов решения, удовлетворительным согласованием полученных результатов с экспериментальными данными; соответствием полученных результатов современным физическим представлениям, применением сертифицированного, лицензионного программного комплекса ANSYS (лиц согл № 00106919) для расчетных исследований
Научная новизна:
-
Разработана аналитическая методика расчета температурного поля огневого листа Проведено сравнение результатов расчета по предложенной методике с результатами расчета численным методом и с полученными экспериментальными данными
-
Проведено исследование поля напряжений огневого листа с использованием численного метода Впервые разработана аналитическая методика оценки напряжений в критических точках огневого листа для анализа влияния его геометрических параметров на величину напряжений
Практическая ценность:
-
Выбор геометрических размеров элементов газогоготной панели на основе расчетов по предлагаемой методике позволит избежать интенсивного окалинообразования и увеличить тем самым срок службы котла
-
Выбор геометрических размеров элементов огневого листа на основе расчетов по предлагаемой методике позволит избежать конденсации паров серной кислоты на поверхности листа и увеличить тем самым срок службы котла
3 Выбор геометрических размеров элементов огневого листа по предлагаемой методике позволит избежать разрушения сварного шва и повысить тем самым надежность конструкции
Автор защищает:
1 Аналитическую методику расчета температурного поля газоплотной панели
2. Аналитическую методику расчета температурного поля огневого листа.
-
Результаты экспериментальных исследований температурного поля газоплотной панели и огневого листа.
-
Методику оценки максимальных температурных напряжений огневого листа
Апробаиия работы. Основные результаты диссертационной работы докладывались и обсуждались на. IV отчетной конференции молоды ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ (Екатеринбург, 2003), Всероссийской студенческой олимпиаде, научно-практической конференции и выставке студентов, аспирантов и молодых ученых (Екатеринбург, 2003), VII Всероссийском совещании-выставке по энергосбережению (Екатеринбург, 2006), XI отчетной конференции молодых ученых ГОУ ВПО УГТУ-УПИ (Екатеринбург 2007), XIII Международной научно-практической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых "Современные техника и технологии" (Томск, 2007); XVI Школе-семинаре молодых ученых и специалистов под руководством академика РАН А И. Леонтьева (Санкт-Петербург, 2007)
Публикации По теме диссертации опубликовано 8 печатных работ, из них 2 статьи в реферируемых изданиях по списку ВАК
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, заключения общим объемом 125 страниц, в том числе 53 рисунка, 11 таблиц Список литературы включает 43 наименования
Термические напряжения газоплотной (цельносварной) панели.
Температурные напряжения принято делить на две основные группы: местные, возникающие в результате неравномерности температурного поля в сечении оребренной трубы, и напряжения, вызванные неравномерностью средних интегральных температур сечений оребренных труб по всей цельносварной конструкции. Первые во многом определяют геометрические размеры перемычки между трубами и имеют решающее значение при больших потоках и относительно низких температурах среды в целом. Вторые оказывают существенное влияние на конструкцию топки в целом. Они связаны с гидродинамической схемой котла, расположением и конструкцией креплений экранов к каркасу, распределением тепловосприятия по участкам экрана, конструкцией горелочных устройств и т.д.
При расчете температурного режима газоплотной панели определяются максимальные температуры: температура лобовой образующей трубы и температура вершины ребра, которые должны быть ниже температуры интенсивного окалинообразования для выбранной марки стали. Для определения температурных напряжений, где этих температур недостаточно, необходимо знать температурное поле как в трубе, так и в ребре.
В [6] впервые ставится вопрос напряженного состояния газоплотной панели. Вопрос о распределении температурных напряжений является наиболее сложным. В работе [3] при расчете температурных напряжений в ребре принято одномерное распределение температуры без учета изменения ее по толщине. В работе [8] показано, что плоское односвязной области, вызывает только одно напряжение, перпендикулярное плоскости температурное поле ребра, удовлетворяющее уравнению стационарного поля температур в изменения температуры.
Если принять, что ось ребристой трубы не искривляется и концы ее жестко заделаны, то к расчету напряжений можно применить уравнения плоского деформированного состояния. Предполагается, что взаимное влияние трубы и ребра на осевые напряжения azz (Рис. 1.6) распространяется на все сечение ребристой трубы, а влияние остальных напряжений — на ограниченную область ребра у стыка. В этом случае в ребре возникает только осевое напряжение.
Подставляя формулу (1.12) в выражение для напряженного состояния стержня о = -сстЕ t, получили для осевых напряжений в ребре газоплотной панели:
В работе [17] приведены формулы расчета температурных напряжений в толстостенном цилиндре для случаев равномерного внутреннего обогрева и неравномерного наружного. Используя эти результаты и формулу (1.3) для симметрично расположенного прямоугольного ребра, представленную как
Следует отметить, что для упрощения выводов температура охлаждающей жидкости была принята О С (собственно, как и предыдущих работах), и поэтому tp и tK являются разностью температур в данной точке и температур среды.
В работе [7] предложена методика определения оптимального профиля газоплотной панели, который можно выбрать, рассчитав температуры и напряжения для ряда толщин и высот ребер при заданном диаметре трубы. Результаты расчета приведены на Рис. 1.7, где линия АВ ограничивает размеры ребер по допустимой температуре, a CD по допустимому напряжению при данной температуре.
В работе [19] основным предметом исследования и расчетов являются температурные напряжения на наружной и внутренней поверхностях трубы. В этом случае радиальные и касательные напряжения равны нулю, а формулы для расчета окружных и осевых напряжений значительно упрощаются и выводятся из (1.38). Напряжения в свободной трубе находятся сложением: zz zz zz . Таким образом, если известны температура какой-либо точки оребренной трубы и температура корня ребра, расчет температурных напряжений в этой точке проводится по приведенным выше формулам. Расчет I и І в [19] производился по номограмме.
Одиночная оребренная труба, обогреваемая с одной стороны лучистым тепловым потоком, под действием неравномерного по сечению температурного поля и температурных напряжений деформируется, как показано на Рис. 1.8. Вследствие этих деформаций вершины ребер поворачиваются одна относительно другой на угол V, равный 2(vmp+vp), где 1)р- взаимный угол поворота образующих ребра; vmp - угол поворота точки К на наружной поверхности трубы.
Схема деформаций одиночной оребренной трубы Т.к. трубы в панели сварены между собой, то в действительности взаимный угол поворота вершин ребер оказывается равным нулю, и на вершине возникает термоупругий момент, величина которого может быть найдена по формуле М = - (1.52) где в - взаимный угол поворота вершин ребер от действия единичного распределенного момента. Не вдаваясь в подробности математических выводов приведем лишь конечные результаты:
Для определения изгибающего момента Л/ в каком-либо сечении трубы необходимо умножить значение момента М, найденного по формуле (1.52), на ординату эпюры единичного момента (Рис. 1.9). Рис. 1.9. Эпюра изгибающих моментов в сечении оребренной трубы с несмещенными ребрами от действия единичного момента
В цельносварной панели от действия термоупругого момента возникают дополнительные температурные напряжения. Величины этих напряжений, которые будут являться окружными напряжениями (Tw в трубе и напряжениями 7тв ребре, определяются по формуле: 6М„„ (1-55) т = ± Вторая компонента напряженного состояния (дополнительные осевые напряжения Gz) определяется при цилиндрическом изгибе через коэффициент Пуассона: в трубе а2-\і-(У(р и ребре (jz=fi-ax, где crw и JX находятся по формуле (1.55).
Расчет погрешностей и результаты эксперимента
Погрешности приборов. Пределы допускаемых погрешностей для лабораторного термометра ТЛ-4 составляет, согласно паспорту, АТЛ=±0,2 С.
Фактические поправки в поверяемых отметках шкалы для двух термометров представлены в Табл. 2.2. Данные Табл. 2.2 приведены в паспорте на термометры.
Для получения фактического значения температуры необходимо прибавить поправку к измеряемой величине.
Т.к. термометр помещен в гильзу, необходимо вводить поправку на выступающий столбик ртути, которая рассчитывается по формуле [26]: & = Р 2 ( 2 )], (2-8) где: /? - коэффициент видимого расширения. Для ртути 0,00016; п\ - высота гильзы, 150 мм; «2 - высота выступающего столбика ртути, выраженная в делениях шкалы термометра. Для термометра измеряющего температуру воды на входе эта величина изменялась незначительно и составила 14 делений, а для температуры на выходе из установки менялась от 77 до 90 С. Соответственно, п2 лежало в диапазоне 21-34. tj - положение столбика ртути, соответствующее верхней границе гильзы. Составляет 56 С Um - температура корпуса термометра внутри гильзы. Измерение температуры термопарой показало следующие результаты: для термометра на входе в установку - 60 С, на выходе из установки - 67- 78 С. Необходимо отметить, что точные значения этих температур (так же, как и величины пі) влияют на измерение разности температур теплоносителя незначительно. І2 - показания термометра от верхней границы гильзы. Рассчитывается как разность величины измеряемой температуры и // U.C. - средняя температура выступающего столба. Для термометра на входе в установку составляет 9-11 С, а на выходе из установки - 25-30 С
Таким образом, рассчитанная по (2.8) абсолютная погрешность для термометра, измеряющего температуру на входе в установку At = -0,029 С; для термометра, измеряющего температуру на выходе из установки, At = -0,036 С. Относительная погрешность данной поправки составляет не более 0,05%, поэтому данной погрешностью в дальнейшем можно пренебречь.
Основные характеристики счетчика горячей воды СГВ, используемого совместно с секундомером для измерения расхода воды, представлены в При этом абсолютная инструментальная погрешность счетчика горячей воды СГВ Лу=1л. Абсолютная инструментальная погрешность секундомера Ах, исходя из возможностей реакции человека, принимается 0,5 с.
Термопары хромель-капель ТХК для измерения температур поверхности газоплотной панели имеют погрешность ЛТХк- 0,2 мВ до температуры 300 С [26]. Их тарировка осуществлялась по образцовому термометру.
Характеристики кабельных хромель-алюмелевых термопар КТХА для измерения температур поверхности огневого листа и стенок реторты представлены в Табл. 2.4
Кабельные термоэлектрические преобразователи (КТП) изготовлены из термопарного кабеля с минеральной изоляцией (MgO), заполняющей все пространство между стальной оболочкой из жаростойкой стали и хромель-алюмелевыми термоэлектродами. Чувствительным элементом КТП служит термопара, полученная путем сварки термоэлектродов со стороны рабочего торца внутри оболочки.
Тарировка КТХА осуществлялась по образцовому термометру. Погрешность КТХА составляет АКТХА ±0,16 МВ ДО температуры 300 С [26]. При температуре более 300 С ЛКТХА =±0,105 мВ. Погрешность прямых измерений.
Для определения погрешности прямых измерений необходимо [27] определить инструментальную погрешность. Для термопар инструментальная погрешность приводится в мВ, ее перевод в С осуществляется по формуле: АС=±- (2.9) где А - угловой коэффициент прямой аппроксимирующей численные значения термо-ЭДС. в зависимости от значений температур. Для ТХК АТХК=0,0769, для КТХА АКТХА=0,0404.
Упрощенная методика расчета температурного поля газоплотной панели.
Рассмотрим трубу с прямоугольным ребром постоянной толщины (Рис. 3.1). Температура среды tc в трубах с охлаждающей водой постоянна по их длине, следовательно, температура металла меняется только в плоскости чертежа. Коэффициенты теплопроводности X металла труб и ребра считаем одинаковыми и не зависящими от температуры.
Рассмотрим участок шириной s/2 и длиной 1м. При этом разделим всю конструкцию на четыре отдельных элемента (Рис. 3.1). . Расчетная схема газоплотной панели
Труба разделяется на три участка. На участке 1 (Рис. 3.1) с температурой tl =ti(y/) тепловой поток q подводится с внешней стороны трубы. Величина воспринимаемого теплового потока зависит от угла if/. Данная зависимость выражается коэффициентом облученности рт. С внутренней стороны теплота отводится к воде при постоянном коэффициенте теплоотдачи а (граничные условия III рода).
На участке 2 (Рис. 3.1) труба имеет температуру t2=t2(y). С внешней стороны на участок поступает теплота q2, воспринятая ребром: где (ррР рассчитывается по (1.11). С внутренней стороны теплота отводится к воде при постоянном коэффициенте теплоотдачи а (граничные условия III рода).
На участке 3 (Рис. ЗА) труба имеет температуру t3=tj(if/). С внутренней стороны теплота отводится к воде с постоянным коэффициентом теплоотдачи а (граничные условия III рода). С внешней стороны на этом участке трубу можно считать теплоизолированной ввиду значительного термического сопротивления воздуха за панелью.
Участок газоплотной панели 4 (Рис. 3.1) рассматриваем как стержень, температура которого меняется только по его длине и постоянна по толщине в каждом сечении. Температура огневого листа на этом участке t4 =t4(x). От газов к металлу подводится тепловой поток q. Величина теплового потока по координате х зависит от коэффициента облученности рр. С внутренней стороны на этом участке стержень можно считать теплоизолированным ввиду значительного термического сопротивления воздуха и изоляции в межтрубном пространстве за газоплотной панелью.
Дифференциальные уравнения, описывающие изменение температуры по длине четырех зон газоплотной панели при граничных условиях второго рода (заданный постоянный тепловой поток с внешней стороны), будут иметь следующий вид [29]:
Одной из важнейших количественных характеристик поля облученности являются геометрические характеристики излучения: локальные (для каждой точки поля) и интегральные (для поля в целом). Они показывают, какая часть лучистой энергии, испускаемой одним телом, падает на другое тело или отдельные его точки. Иначе говоря, эти коэффициенты определяют соотношение количества энергии, посылаемой на облучаемую поверхность (или точку), ко всему полусферическому излучению энергии излучающей поверхности.
Рассмотрим коэффициенты облученности для газоплотной панели. Условия прямого обмена энергией излучения между телами 1 и 2 в непоглощающей среде с видимыми поверхностями F] и F2 определяются угловыми коэффициентами [10]: (3.4)
Здесь г — расстояние между центрами элементарных площадок dFt и dF2 на поверхностях F/ и F2; /?/ и fi2 — соответствующие углы между нормалью к одной площадке и направлением на другую (Рис. 3.2).
Получить аналитическое решение двойного интегрирования (3.6) и (3.7) не представляется возможным. Возникает необходимость производить замену на функцию вида: (рт=кгу/3 +к2-у/2+к3-у/ + к4 (3.8)
Определить же коэффициенты к], к2, кз и к4 не представляет особого труда в пакете Excel, а также в любом математическом пакете, используя функцию интерполяции по 5-ти известным точкам.
Для расчетных данных гн = 2\мм, s = 82лш, b = 4мм, h = 20мм (Рис. 3.1) коэффициенты аппроксимационных кривых (3.8) составят kj=0,0676; к2--0,4135; к3=0,0494; и к4=1.
С точностью менее 3% для ребра возможна замена локального коэффициента облученности рр, зависящего от х, на средний коэффициент облученности ребра ррср, определяемый по (1.11).
Сравнение результатов расчета температурного поля по различным методикам
На Рис. 5.6 представлено влияние основных параметров на величину напряжений, а также сопоставление результатов расчетов по предложенному упрощенному методу с результатами расчетов при использовании численного метода.
Очевидно, что термические напряжения зависят от распределения температур в конструкции. Таким образом, величины, незначительно изменяющие температуры на участках 3 и 4 ( 5, dH и SJ, практически не влияют и на напряжения. Например, при незначительном увеличении температуры огневого листа с ростом толщины трубы д (Рис. 4.18) напряжение в точках А к В остается практически неизменным (Рис. 5.6в). Отклонение расчетных данных от данных численного метода не превышает 15% и в среднем составляет 9%.
Таким образом, с достаточной уверенностью можно утверждать, что влияние диаметра трубы dH и величины зазора д3 на напряжения будет несущественным.
Рост теплового потока приводит к пропорциональному росту температур участка листа 3 и участка трубы 4 (Рис. 4.15), что обуславливает пропорциональный рост напряжений (Рис. 5.6а).
Влияние коэффициента теплоотдачи к воде а становится несущественным уже начиная со значения 3000 Вт/м К (Рис. 5.66), т.к. при больших значениях а (Рис. 4.16) температурное поле всей конструкции остается практически без изменений.
С ростом толщны листа Ь температура участка 3 увеличивается (Рис. 4.17) и, следствательно, увеличивается разность между среднеитегральной температурой участка 3 и общей среднеинтегральной температурой конструкции, что приводит к росту напряжений (Рис. 5.6г). Отклонение расчетных данных от данных численного метода Аа для точки А с ростом b уменьшается, т.к. из-за роста усилий на изгиб уменьшаются деформации. Аа для точки В остается практически постоянным.
При увеличении ширины непровара дтпр растет перепад температур участков 3 и 4 (Рис. 4.22), что приводит к росту напряжений в точках А и В (Рис. 5.6ц). Отклонение расчетных данных от данных численного метода Ав с ростом днепр для точки А постепенно снижается , а для для точки В растет из-за изогнутой формы участка 4.
Рост ширины сварного шва L приводит к снижению напряжений (Рис. 5.бе) из-за снижения перепада температур между участками 3 и 4 (Рис. 4.21). Отклонение расчетных данных от данных численного метода Аа при малых L составляет в среднем 8%.
Увеличение шага экрана не влияет на геометрию участков 3 и 4, а приводит лишь к росту воспринятого теплового потока (Рис. 4.19). В связи с этим температурные напряжения линейно увеличивается (Рис. 5.6ж).
Расчет поля напряжений огневого листа численным методом показал, что максимальные напряжения возникают в области сварного шва. Напряжения в любой другой части огневого листа на порядок меньше, чем в области сварного шва.
Предложена методика расчета по средним температурам участков, позволяющая с достаточной для инженерной практики точностью оценить температурные напряжения огневого листа в области сварного шва для существующих конструкций огневых листов и провести анализ влияния различных параметров на величину напряжений.
Температурное напряжение огневого листа в первую очередь зависит от величины теплового потока, с его ростом линейно растут разности температур листа и трубы и, соответственно, напряжения.
Влияние геометрических параметров трубы (8, dH) в пределах их возможных значений на напряжения в сварном шве несущественно. При проектировании оптимальной конструкции огневого листа, взяв за критерий надежности напряжения в сварном шве, существенными будут как размеры составляющих конструкции Ъ и s, так и технология производства (сварки), непосредственно влияющая на параметры L и Онепр
1. Разработана и предложена инженерная методика расчета температурного поля для газоплотной панели взамен используемой точной методики. Расхождение методик не превышает 1%. Результаты расчета по предлагаемой методике имеют удовлетворительную сходимость с данными эксперимента.
2. Разработана и предложена аналитическая методика расчета температурного поля огневого листа. Результаты расчета по предлагаемой методике имеют удовлетворительную сходимость с результатами расчетов с использованием численного метода и с данными эксперимента.
3. Изучено влияние геометрических параметров огневого листа на его температурный режим. Определено, что наибольшее влияние на температуру поверхности листа оказывают толщина листа (Ь), шаг экрана (s), ширины сварного шва (L) и непроваренного участка (днепр).
4. Проведен расчет поля напряжений огневого листа численным методом. Определено, что наибольшие напряжения возникают в области сварного шва.
5. Разработана и предложена методика расчета напряжений в сварном шве огневого листа по средним температурам участков, необходимая для анализа влияния геометрии огневого листа на величину температурных напряжений в сварном шве. Определено, что наибольшее влияние на напряжение в сварном шве оказывают толщина листа (Ь), шаг экрана (s), ширины сварного шва (L) и непроваренного участка (д„епр).
