美国能源部国家实验室：高温核设备印刷电路板式换热器的新型分析方法

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摘要

印刷电路换热器（PCHE）在极高温反应器（VHTR）中的应用需要机械性能评估方法。PCHE形态由数千个毫米级通道组成，以提高热效率，封装在米级PCHE核心中。热机械蠕变疲劳瞬变下的PCHE几何形状导致其不同段（例如通道型核心、壁和集管）之间产生多轴相互作用。这些全局级别的交互会影响局部通道级别的响应。因此，按照ASME规范第III节第5部分的规定开发PCHE性能评估方法是需要填补的关键空白。ASME规范中没有可用的分析或设计方法来评估PCHE在高温和高压载荷下的全局和局部性能。本文批判性地评估了最近提出的一种两步分析方法，用于估计PCHE的全局相互作用和局部通道级响应。在这种新颖的分析方法中，通道型PCHE核心被具有代表性刚度特性的正交各向异性实心块所取代，用于全局热机械分析。随后的通道尺度子模型分析，包括详细的通道几何结构、载荷和弹性理想塑性（EPP）材料模型，估计PCHE性能评估的局部响应。本文批判性地评价了这种新技术在PCHE性能评估中的有效性。开发了模拟各种分析问题的有限元（FE）模型，并仔细审查FE分析结果。本研究的一个重要成果是验证了这项新型两步PCHE分析方法，可应用于VHTR中PCHE的性能评估。

1、引言

超高温反应器（VHTR）技术的最新进展促成了高温ASME规范第III部分第5节的制定。中间换热器（IHX）是VHTR中的关键部件[1,2]。具有高热效率的印刷电路换热器（PCHE）是VHTR中IHX的主要候选者。因此，迫切需要为高温核服务中的PCHE开发设计和分析方法。目前，非核应用中的PCHE设计已在第VIII节中得到确立；然而，针对ASME规范第III部分第5节的PCHE高温设计和分析方法尚不可用[3]。本研究通过批判性地评估最近提出的一种新型PCHE分析技术[4]，旨在填补这一空白。

PCHE（印刷电路换热器）制造包括蚀刻带有所需通道图案的薄板，然后通过扩散焊接工艺将其连接在一起。这种制造方式在米级PCHE核心单元中产生了数千个毫米级通道。PCHE单元经历热瞬变，导致不同PCHE部件（即核心、壁和集头）之间发生相互作用[2]。这些全局相互作用会影响局部通道的应力。因此，捕获全局相互作用是PCHE设计和分析中必不可少的步骤。由于在PCHE核心中对数千个被墙壁和集头包围的微型通道进行有限元分析在计算上不可行，Shaw等人[4]根据Nestell和Sham[2]的建议，采用具有代表性的正交各向异性固体替代通道核心进行全局分析，提出了一种新颖且实用的分析方法。尽管这种建模方法能够合理地提供全局响应的估计，但利用Shaw等人[4]提出的子建模技术来估算局部通道响应的分析方法尚未完全成熟。文献中已有研究通过二维分析捕捉通道尺度的性能[5–8]。这些通道数量较少的二维简化分析尚未证明能够解释不同PCHE部件对局部通道响应的全局影响。

Mahajan等人[9]指出，PCHE核心中的蠕变应变受其尺寸的影响。Shaw等人[10]也研究了核心尺寸的影响，得出了两个重要结论。首先，使用二维简化方法分析时，PCHE核心下结构应力集中区域的总等效应变较低，相比之下，使用从全局PCHE分析中提取的子结构进行分析时，总等效应变较高。这是因为广义平面应变条件和平面应力条件未考虑PCHE的全局变形或约束。其次，核心的不同区域表现出不同的应变响应。这种位置特异性的响应无法通过具有广义边界条件的简化方法获得。因此，需要一个分析程序，能够根据位置考虑对子结构的全局影响，从而有效分析高温下的PCHE结构性能。

Shaw等人[4]在全局分析之后提出了一个子模型分析步骤，结合全局分析结果来估计局部通道级响应。第一个弹性热机械全局分析步骤估计了核心、壁和集头之间的相互作用。随后的局部子模型分析具有详细的通道几何结构、载荷和弹性完美塑性材料模型，应用全局分析结果来估算局部通道尺度响应。弹性完美塑性（EPP）是一种非弹性材料模型，假定在屈服后没有应变硬化。EPP分析方法中的屈服应力选择是为了表示材料的时间和温度相关行为。因此，EPP分析程序为组件材料的高温粘塑性响应提供了约束[11]。因此，采用EPP程序进行子模型分析，因为该方法已被作为高温第III部分第5类A类组件分析的规范案例[12]。两步分析方法允许全局和局部比例模型进行交互。然而，发现了子模型分析结果的各种问题（Shaw等人[4]）。本文通过开发不同的有限元模型，模拟PCHE在不同全局和局部条件下的表现并进行分析，来研究这些问题。对分析结果进行了严格评估，以证明新颖的两步PCHE分析方法在执行基于ASME规范第III部分第5章评估时的有效性。

2、一种用于印刷电路热交换器的
新型两步分析方法及待解决的问题

Shaw等人提出了一种新的两步分析方法，用于评估高温核服务中的PCHE[4]。读者可参考原文了解拟议评估方法的详细信息。为了便于下文讨论，以下简要介绍所提出的两步分析方法及分析结果问题。Shaw等人[4]提议用相同尺寸的弹性正交各向异性实心核心代替通道式PCHE核心，如图1所示，以便在台式计算机上高效地执行全局弹性正交各向异性分析。Shaw等人已证明，进行全局弹性分析是合理的，因为大部分PCHE核心保持弹性，仅通道拐角处有局部无弹性区域。Shaw等人[4]还开发了一个方法，用于确定全局PCHE分析所需的正交各向异性特性。在第一个分析步骤中，进行全局热机械分析，以估计PCHE核心与侧壁、集管及各个核心区域之间在压力和温度瞬态载荷作用下的相互作用。全局弹性正交各向异性分析之后，在所需位置进行子模型分析，该子模型具有详细的通道几何形状，如图1所示，分析在空间温度和流体压力历史作用下的响应。图1中所示的子模型的六个切割边界被定义为由全局模型约束的子模型面。即，子模型分析通过实现全局分析节点结果作为边界条件来进行，从而将全局约束转移到子模型。最后，使用弹性完美塑性（EPP）材料模型进行子模型分析，以估计局部响应，从而评估PCHE在高温核服务中的性能。

图1 Shaw等人的两步分析方法——用弹性正交各向异性实心核心代替通道式核心进行PCHE全局分析，然后进行具有详细通道几何形状和热机械载荷的局部子模型EPP分析[4]

尽管所提出的方法能够捕获全局相互作用并确定局部响应，但尚不清楚这些局部响应是否能代表PCHE的实际响应。此外，图2中展示的局部响应存在一些需要进一步研究的问题。在图2的子模型分析结果中，观察到在切割边界附近出现应变跳跃（Shawetal.[4]）。全局正交各向异性实心模型与带有通道的局部子模型之间存在显著的几何差异。子模型中包含了尖锐的通道角，在这些地方发生了集中的非线性变形，而全局弹性分析则没有考虑通道角及其相应的非线性变形。此外，虽然全局分析采用弹性模型，但局部子模型分析则使用了弹性完美塑性（EPP）材料模型。

图2 沿2×2逆流子模型长度的总应变在中心（如图1所示），代表第5个周期的第二时间步

通常，子模型的切割边界应远离应力集中区。然而，PCHE通常在其整个长度上都有通道，因此切割边界与应力集中区的交集无法避免。这可能是通道角处在切割边界附近出现应变跳跃的原因。所提出的两步分析方法在计算上是高效的，但其在捕捉PCHE局部响应方面的整体准确性尚不明确。针对这些问题的研究将用于验证基于ASME规范第III节第5部分规定的高温性能评估的简化两步PCHE分析方法。

依次开发了三个模型，并使用ANSYS软件对其进行分析，以研究上述问题的原因。第一个模型分析了在轴向静拉载荷下的V形缺口杆。该模型用于研究应力集中区域与切割边界相交时的子建模问题。第二个模型分析了在通道压力和外力作用下的单个通道块，以模拟PCHE的局部应力状态。该模型用于研究材料从弹性正交各向异性固体模型到EPP分析模型的转换。最后一个模型是实验室规模的PCHE，具有6行8列通道，并在温度和压力载荷下进行分析，以研究在蠕变-疲劳型载荷下较小PCHE几何形状中出现的问题。以下对这三个模型及其分析结果进行了严格评估，以确定Shaw等人[4]提出的两步分析方法在高温核服务中用于PCHE的ASME规范评估的有效性。

3、V型缺口杆分析（模型I）

如图3所示，选择了一个应力集中因子为4的V形缺口棒材，用于评估当切割边界与应力集中区域相交时的子模型分析技术。考虑的V形缺口尺寸为：缺口宽度（d）=100mm，根部半径（ρ）=0.04d，棒材宽度/深度（D）=0.7d，子模型长度为5D或350mm，缺口角度为60°。子模型区域及位置如图3所示。在全局分析中，轴向位移δ=0.35mm被指定，而子模型分析则规定了基于全局分析结果的五个切割面上的节点位移。以下分析了两种情况：

图3 受拉V型缺口杆模型（模型I），用于全局和子模型局部分析

3.1 情况I-使用粗略全局网格和细化子模型网格进行分析

图3显示了使用粗网格的全局模型和细化网格的子模型。有限元网格的生成采用了集成度降低的20节点砖单元。全局和子模型分析均在室温下使用弹性完美塑性（EPP）材料模型进行。分析中使用的材料属性为合金800H，E=196GPa，σ₀=172MPa，ν=0.339。从全局和子模型分析中获得的沿V型缺口根部的等效总应变响应如图4a所示。从该图中可以看出，与子模型分析相比，全局分析中的应变较小。这主要是由于全局分析中缺口根部网格密度较低，表明全局网格的尺寸比子模型网格更粗。图4a中还指出，在全局模型的自由表面和子模型的切割边界附近，缺口根部的应变发生了跳跃。全局模型中的应变跳跃是由于从平面应力状态到平面应变状态的过渡引起的。为了进一步探讨子模型分析中应变跳跃的原因，进行了V型缺口模型的案例II分析，分析内容如下。

图4 来自全局和子模型EPP分析的沿V型缺口根部的等效总应变：（a）粗网格全局和精细子模型（不一致）网格（模型I-情况I）；（b）一致的全局和子模型精细（收敛）网格（模型I-情况II）；D为V型缺口杆的宽度/深度

3.2 情况II-具有一致的全局网格和子模型网格的分析

对于这种情况，首先对全局网格进行细化，以使V型缺口应变响应收敛。然后，在子模型分析中，使用相同的收敛网格对子模型区域进行分析。子模型区域的全局网格密度与子模型网格密度相同（未显示）。全局模型分析和子模型分析的其他所有特征保持一致。情况II分析的结果如图4（b）所示，在该图中，可以观察到子模型分析中的应变跳跃消失，而全局模型分析中的应变跳跃仍然出现在接近自由表面的位置。对V型缺口杆进行的两种分析情况总结见表1。Shaw等人[10]对这些分析进行了详细讨论。

表1 V型缺口杆（型号I）EPP分析汇总表

上面给出的V型缺口响应表明，图4（a）中子模型分析的应变跳跃是由网格细化或全局模型与子模型之间的网格不一致引起的。通过对子模型网格的细化，全局节点之间的子模型节点在切割边界上的位移会根据形状函数进行插值。这一步似乎是子模型分析中应变跳跃的原因之一。全局模型与子模型之间的网格一致性使得切割边界附近的约束与全局模型的约束保持一致。然而，全局分析中的应变跳跃是由自由表面附近的平面应力到平面应变的转变引起的，这一点通过图4（a）和4（b）中的全局模型结果得到了验证。这两幅图还表明，子模型缺口根部中心区域（即远离切割边界）的等效总应变值不受全局模型网格细化的显著影响。这表明，为了提高计算效率，全局模型的网格可以采用较粗的划分；而对于设计和分析而言，可以使用远离子模型切割边界的应变值。

4、通道压力和拉力作用下的单通道块分析
（模型II）

一个尺寸为43mm×355mm×138mm的长方体块，带有直径18mm的半圆形通道孔，如图5所示，选择该模型用于进一步研究上述两步PCHE分析问题。通道拐角使用通道直径的0.01倍圆角半径进行建模，以实现通道应力集中结果的收敛。全局模型和子模型的有限元网格采用了20节点的砖单元，并使用了低阶积分方法。底面沿Y方向的位移受到约束，并通过简单支撑来防止刚体运动。位移规定为0.005×模型深度(355mm)=1.775mm，作用于顶部表面节点的Y方向。这种拉伸载荷用于模拟PCHE核心中的热载荷，特别是在冷却瞬变期间。通道壁上的通道压力规定为5MPa。该模型针对以下三种情况进行了分析。

图5 用于EPP分析的具有粗网格的单通道块全局模型和具有细化网格的子模型（不一致网格模型II-情况I）

4.1 情况I-粗网格全局模型和细化网格子模型分析

案例I的全局模型分析使用了粗网格，随后进行了细网格的子模型分析，如图5所示。子模型的网格细化是为了获得解的收敛性。全局和子模型分析均在室温下采用弹塑性材料模型（EPP）。用于模型I分析的合金800H的材料特性（E=196GPa，σ₀=172MPa，ν=0.339）也被用于此次分析。来自全局和子模型分析的沿通道角长度的等效总应变响应如图6所示。在该图中，Shaw等人[4]提出的所有分析问题，即子模型在切割边界附近出现应变跳跃，以及与全局分析相比，子模型分析中由于网格细化导致的等效塑性应变值的增加，即使在全局分析中没有正交各向异性实心核心，仍然可以观察到。由于这两个响应特征与子模型网格细化相关，接下来将进行网格一致性的全局和子模型分析。

图6 来自全局粗网格和子模型细化网格（不一致网格模型II-情况I）的通道拐角处的等效总应变EPP分析

4.2 情况II-子模型区域全局模型与子模型中的相同细化网格

在情况II中，所有建模特征与情况I相同，唯一不同的是全局模型网格被细化，以使其与子模型区域的子模型网格相同。这意味着子模型分析不需要进行网格细化来确保解的收敛。来自情况II的全局和子模型分析的等效总应变响应如图7所示。在该图中，未观察到子模型分析中的切割边界应变跳跃。此外，全局和子模型分析的应变值完全一致，如图7所示。此结果再次证实，子模型分析期间的网格细化，即全局模型和子模型之间的网格不一致，导致了子模型分析中切割边界附近的应变跳跃。在单通道模型中观察到的应变跳跃与V型缺口模型中观察到的应变跳跃本质上相似。与V型缺口模型中的应变相比，单通道模型中的应变较大，这表明应力集中因子对分析响应的影响。上述分析结果清楚地表明，全局模型与子模型之间的网格一致性是避免应变跳跃的关键步骤。然而，细化网格的全局分析违背了使用子模型分析技术的目的。从上述结果可以看出，即使在缺乏网格一致性的情况下，远离切割边界的子模型分析应变值仍然能够提供收敛的全局分析应变值（参见图4a和4b，以及图6和7）。因此，切割边界附近的应变跳跃不会影响远离切割边界的分析响应。接下来，将通过Shaw等人[4]开发的两步正交各向异性固体全局模型和随后的通道子模型分析，进一步评估单通道模型中的这些观察结果，以便用于VHTR应用中的PCHE评估。

图7 来自全局模型和子模型的沿通道角的等效总应变，具有一致细化网格，用于（模型II-情况II）EPP分析

4.3 情况III：正交各向异性全局和通道子模型分析

对于情况III分析，槽状块被替换为相同尺寸的实心弹性正交各向异性块（比较图5和图8），用于全局分析。采用Shaw等人[4]提出的确定弹性正交各向异性特性的方法，得到的特性如表3所示。需要注意的是，这些弹性正交各向异性特性应近似槽状块沿三个正交方向的变形特性。在全局分析中不能施加通道压力，因为通道块已被固体正交各向异性块替代。因此，全局分析中的载荷是在全局模型顶面沿Y方向的位移，该模型使用了粗网格的20节点实体单元（参见图8中的插图）。针对单通道块进行的三个分析案例见表2。Shaw等人[10]对这些分析案例进行了全面的解释。以下是用于执行子模型分析的全局分析结果。

图8 具有正交各向异性实体粗网格的单通道块模型，用于全局弹性分析，以及用于（模型II-案例III）EPP分析的细化网格子模型，具有详细的通道几何形状和压力载荷。

表2 单通道块（模型II）EPP分析汇总表

表3 用于II-CaseIII型全局弹性分析的合金800H单个半圆形通道块的正交各向异性特性

该子模型包括类似于模型II中情况I和II的详细通道几何结构。对于载荷，除了通道壁上的压力外，还在子模型的切割边界上规定了全局弹性正交各向异性分析的节点位移。使用EPP材料模型对子模型进行分析，并对网格进行细化以实现收敛。图9显示了情况I、II和III沿通道拐角的等效总应变响应。由于情况III的全局分析是弹性正交各向异性，因此子模型切割边界处的应变很小，如图9所示。同时，远离切割边界的应变值与情况I和II分析中的应变值相当。值得注意的是，情况II分析在全局模型和子模型区域中使用了相同的精细收敛网格。这种一致的网格划分为单通道模型的应变响应提供了最佳估计。另一方面，情况III的全局模型是具有粗网格的正交各向异性实体块，而子模型则采用收敛的细网格。尽管存在这些显著差异，但远离切割边界的应变值与情况II的值相当。这些结果表明，Shaw等人[4]提出的两步PCHE分析方法在VHTR核服务PCHE的设计和分析中具有潜力。因此，接下来将在热机械蠕变疲劳载荷条件下进一步评估实验室规模的PCHE的两步方法。

图9 模型II中情况I至III子模型分析沿通道拐角的等效总应变

5 、实验室规模的PCHE分析（模型III）

一个全米尺度的PCHE装置包含数千个微米级通道，为这些通道的详细几何形状进行有限元分析非常耗时，因此不适合用来对Shaw等人[4]为PCHE开发的两步分析方法进行批判性评估。因此，选择了一个具有6行8列半圆形通道的实验室规模PCHE（图10）进行进一步评估。该PCHE是使用ASME规范第VIII部分第1节的公式以及根据ASME规范第III部分第5节的要求由Mahajan[13]开发的Alloy800H许用应力进行设计的。设计压力为5MPa，设计温度为750°C。Shaw等人[4]和Mahajan等人[9]详细描述了PCHE的设计方法。图10展示了该设计PCHE的尺寸。这种实验室规模的PCHE使得使用台式计算机进行建模和网格划分的计算变得可行。

图10 实验室尺度的PCHE模型（模型III）尺寸详情

PCHE热通道和冷通道中的温度历史如图11a和11b所示。然而，在带通道的实验室规模PCHE的全局分析中（下文案例I），将热通道和冷通道温度的平均值作为加载条件施加到PCHE核心，这也是在两步分析中施加给PCHE正交各向异性实心核心的热载荷（下文案例II）。在这些分析中规定平均核心温度载荷，可以进行病例I和II结果的比较。

图11 分析中规定的PCHE载荷历史：（a）通道压力历史，（b）通道流体温度历史，以及（c）PCHE核心全局分析的平均温度分布，以及用于子模型分析的热、冷温度

5.1 案例I-通道式PCHE粗网格全局模型与细网格子模型的弹性完美塑性分析

案例I的全局EPP分析是在具有详细通道几何形状的通道式PCHE核心上进行的，通道角采用通道直径1%的圆角半径建模。全局模型采用简支支撑以防止刚体运动。在全局分析中，PCHE使用粗网格的20节点单元进行网格划分，而在子模型分析中，网格经过细化以保证分析的收敛。需要注意的是，即便对于实验室规模的PCHE，精细网格的全局EPP分析也非常耗时，因此在此不进行此类分析。

案例I的PCHE全局分析使用了EPP材料模型，并采用了表4中列出的扩散键合800H的伪屈服应力（来源：Shaw等人[4]）。随后的子模型位于PCHE核心的中心，如图12所示，选定该位置进行局部分析。局部子模型使用细化网格，并采用EPP材料模型进行分析。子模型热通道和冷通道的温度历史在子模型热分析中根据图11c所示的位置和平均温度进行了规定。

图12 PCHE通道粗网格全局模型和细网格子模型，用于模型III-案例IEPP分析

表4 用于EPP分析的扩散键合合金800H的伪屈服应力[13]

σY：扩散键合800H的真实材料屈服应力。

σal：作为屈服应力使用的时间和温度依赖的许用应力，表示在10000小时的0.9%偏移。

σPYS：伪屈服应力：σY和σal的最小值。

5.2 案例II-正交各向异性固体印刷电路换热器芯全局与通道子模型分析

通道PCHE核心被实心块替代，如图13所示，具有弹性正交各向异性特性，具体参数见表5。侧壁和集管使用各向同性弹性材料属性建模。用于热机械分析的全局模型网格较为粗糙，但子模型网格进行了细化，如图13所示，以确保分析收敛。与案例I（图11c）相同，案例II中规定了相同的平均温度历史。采用正交各向异性固体进行PCHE核心建模，仅对集管处施加压力载荷。局部子模型模拟了PCHE核心的通道级响应，且子模型的所有其他特征与案例I相同。表6总结了为实验室规模PCHE进行的两种分析案例。Shaw等人[10]对此分析进行了全面的解释。

图13 PCHE正交各向异性实心核心粗网格全局模型与通道细网格子模型，用于不一致网格模型III-案例IIEPP分析

表5 与温度相关的正交各向异性弹性特性，用于模型III-案例III的全局弹性分析中的通道PCHE核心[4]

表6 实验室规模PCHE（模型III）EPP分析汇总表

来自案例I和II全局分析的热分析温度曲线如图14所示。如前所述，在全局分析中规定了相同的平均温度曲线，因此两个子模型的温度曲线和热梯度相似，如图15所示。还应注意，子模型分析中引入了通道几何形状、通道压力和通道温度。为了实现两个水平方向相邻通道之间的热相互作用，全局分析中的温度边界条件仅在子模型的顶部和底部切割表面的节点上规定。整个载荷历史的温度，包括热流体和冷流体的梯度（图11）在子模型中进行了计算，热流体与冷流体之间的温差为10°C。热通道温度通过在子模型位置的核心平均温度上增加5°C来指定，而冷流体温度则通过从平均温度中减去5°C来指定。子模型位置的平均温度由全局分析得出。热流体和冷流体的温度及其梯度被规定在通道的内壁上。合金800H的温度相关热属性在子模型分析中进行了定义。

图14 停留时间结束时，PCHE全局热分析的温度分布（时间步长—图11中的III）：（a）模型III-案例I，和（b）模型III-案例II

图15 停留时间结束时，子模型热分析的温度分布（时间步长—图11中的III）：（a）模型III-案例I，和（b）模型III-案例II

如图16所示，来自案例I和案例II分析的通道拐角（图12和图13中的Z方向）沿线的等效总应变分析结果。结果所示的通道拐角位置在图16中通过一个圆圈标出。所绘制的应变值是停留时间结束时（图11中的405小时）第五个周期的响应。在图16中，Z=0和Z=48分别表示子模型的前后切割边界，在这些位置上来自全局分析的位移被规定。应变值随着距离切割边界的增加而逐渐增大，这表明之前所示的网格不一致性（全局模型为粗网格，子模型为细网格）的影响。此前也已经表明，中心通道长度周围的应变值代表了PCHE的局部响应。

图16 来自模型III的第5周期停留期结束时沿子模型通道拐角的等效总应变——案例I和案例II分析

从图16可以观察到，案例I和案例II分析的应变强度定性上相似，但由于通道温度和压力的不同，大小有所不同。尽管存在这种差异，但如果比较中心通道的应变强度，可以观察到案例II分析中子模型的左侧冷流体通道处获得了最大应变（图16a中为0.042%），这就是为PCHE提出的两步分析方法。因此，如果使用Shaw等人[4]提出的两步分析方法进行PCHE的ASME规范性能评估，子模型的最大局部应变强度将确保该核心位置的保守设计。

几个循环后的调稳（shakedown）是ASME第III部分设计EPP方法中的一项基本检查[12]。因此，案例I和案例II分析的应变历史如图17所示，结果表明调稳检查已经通过。在该图中，值得注意的是，案例I分析中的应变响应（包含全局和子模型分析中的通道）比案例II的响应更能代表PCHE的响应，也表明了调稳已完成。

图17 来自模型III的5个周期沿子模型通道拐角的等效总应变——案例I和II分析

上述结果表明，先进行全局固体正交各向异性弹性分析，再进行局部通道子模型EPP分析，提供了一种有效的PCHE评估分析方法。因此，Shaw等人[4]提出的两步分析方法被证明适用于VHTR中PCHE的机械性能评估。

6、结论

本研究批判性地评估了Shaw等人[4]提出的一种新的两步分析方法，用于评估高温核服务中的PCHE。所提出的两步分析方法首先用固体弹性正交各向异性核心代替通道式PCHE核心，用于热机械全局分析，该分析可以通过台式计算机高效且有效地执行。随后，在所需位置选择具有2×2个通道的子模型进行局部EPP分析，规定通道温度和压力历史以及从全局分析确定的切割边界的约束。从全局模型到子模型的几何结构和载荷的剧烈变化可能会引发整体两步分析方法准确性的问题。此外，还确定了来自所提出的两步分析方法的子模型分析响应中的各种问题。通过依次开发和分析代表PCHE几何特征的三种不同模型，研究了这个问题和分析结果问题。
模型I是受拉力作用的V形缺口杆，这证明了PCHE子模型分析中切割边界附近应变跳跃的原因。证明应变跳跃是由全局粗网格和子模型细网格之间的网格不匹配引起的。基于形函数插值将全局非收敛切割曲面节点结果插值到全局节点之间的子模型节点是应变跳跃的原因。当全局网格和子模型网格保持一致时，应变跳跃消失的演示验证了这一观察结果。可以认为细网格全局分析结果比粗网格全局分析结果更准确。但是，优化全局模型网格以提高精度违背了使用子模型技术的目的。然而，沿通道长度在中央子模型区域周围一致和不一致分析结果的验证证明了使用粗网格全局和细网格子模型分析进行PCHE评估是合理的。
这些问题通过模型II进一步评估，模型II是在内压和拉应力作用下的单个半圆形通道块。模型II比模型I的V形缺口更接近地模拟了PCHE通道的拐角条件。模型II分析了三种情况：案例I-粗网格全局和细化网格子模型分析，案例II-一致的全局和子模型网格分析，最后，案例III-弹性正交各向异性全局分析，然后是通道子模型分析。具有一致全局网格和子模型网格的模型II-案例II分析有望最准确地表示PCHE响应。因此，通过比较案例I和III分析的响应，再次验证了子模型切割边界附近的应变跳跃是由全局和子模型网格不一致引起的。来自中央子模型区域周围两步分析的子模型响应也可以合理地表示PCHE响应，以便进行分析和设计。对于具有对称和均匀载荷的简单分析，我们观察到应变值非常迅速地稳定下来，随后保持恒定。这些稳定的应变值可用于目标位置的性能评估。
最后，模型III是实验室规模的PCHE，针对两种情况进行了分析：情况I-网格不一致的通道PCHE全局和通道子模型分析；情况II-网格不一致的正交各向异性实体PCHE全局和通道子模型分析。来自这两种情况的局部子模型应变响应表明，远离切割边界的应变响应可以合理地代表PCHE响应。对于像本例这样具有不对称和非均匀载荷的分析，应变值不会像前一种情况那样稳定。对于这种情况，Shaw等[4]讨论了子模型的最小长度和位置，以获得可接受的性能评估结果。通道压力和温度会影响应变响应。但是，如果使用2×2通道子模型分析中的中心区域最大通道角应变值来设计PCHE，则设计将是保守的。此外，两步分析还根据ASME规范第III部分第5部分的规定模拟响应的调整。因此，根据所提出的分析结果，可以得出结论，Shaw等人[4]提出的两步PCHE分析方法可用于评估高温核服务中的PCHE。请注意，本研究将PCHE组件视为与保守性相关的非安全组件，与第III部分第5部分A类组件一致。

翻译转自“Critical Evaluation of a Novel Analysis Technique for Assessment of Printed Circuit Heat Exchangers in High-Temperature Nuclear Service”

来源：多相流在线

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首次发布时间：2025-02-12

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