基于有限元法的非對稱管殼式換熱器管板分析

周文

（衢州市特種設備檢驗中心)

基于有限元法的非對稱管殼式換熱器管板分析

周文*

（衢州市特種設備檢驗中心)

非對稱管殼式蒸發器是低溫余熱發電的核心設備，在近年來應用越來越廣泛。為了研究非對稱管殼式蒸發器管板的應力分布情況，通過有限元法對蒸發器建立了合理的三維模型。通過計算蒸發器在設計工況下的三種不同載荷，得到管板的應力分布情況。最后，根據管板的應力分布情況，分別對管板的設計、制造和檢驗提出了合理的建議。

蒸發器管板非對稱管殼式換熱器有限元應力

0 前言

膨脹機蒸發器是低溫余熱發電的主要裝置之一，隨著近幾年能源和環境問題日益受到關注，該裝置已廣泛應用于石油和石油化工部門的氣體加工工業、蒸汽與各種氣體的減壓工程、能量回收、發電工程等應用場合[1]。膨脹機蒸發器殼程介質為制冷劑，管程為蒸汽。為了給殼程一個氣相膨脹空間，蒸發器設計成上下非對稱管板結構，換熱管布置在管板下半部。目前，國內換熱器設計采用的標準是GB/T 151—2015《熱交換器》[2]，但是該標準不適用于部分布管等載荷條件特殊的管板計算。由于非對稱管板形狀和受力情況比較復雜，對于非對稱管板的厚度計算還沒有具體的公式，現在普遍認為采用有限元法[3-6]對于復雜的結構進行分析能得到不錯的效果。本文通過采用ANSYS對設計的某膨脹機管板進行強度校核，給工程使用提供了理論依據。

1 蒸發器結構和參數

蒸發器為固定管板式換熱器，管板下面的換熱管采用對稱式布置，共有換熱管1850根，其管板結構如圖1所示。

蒸發器主要參數如表1所示，管板的結構參數如表2所示。

圖1 管板結構

表1 蒸發器參數

表2 管板結構參數

2 蒸發器模型

2.1 有限元建模

蒸發器結構較復雜，內部換熱器管數量多。為了減少計算的量，本次有限元模型采用1/4模型。本次模擬主要是計算管板的厚度，在計算過程中只考慮與管板有關的法蘭以及管板、殼體和換熱管，而忽略了殼體內部的其它非承壓部件。由工作參數可知，蒸發器的工作溫度為94～100℃，由于法蘭、管板、殼體和換熱管在94～100℃范圍內，線膨脹系數很小，可以忽略不計。本次有限元分析過程中未考慮溫度場對管板的影響。

2.2 網格劃分

模型采用了solid95單元對模型進行網格劃分。為了減少計算量，殼體和換熱管先對底面采用PLANE82網格進行劃分，然后對面單元拉伸建模，管板其它部分由于結構的不均勻性采用了六面體自由網格劃分方法，共有609 524個節點。網格的劃分如圖2所示。

圖2 有限元網格

2.3 邊界載荷和約束情況

由于在建模過程中采用1/4模型，換熱管和殼體底部及殼體與管板YZ面采用對稱約束，在殼體底部對其中一個節點固定約束。管板在工作中承受管程壓力、殼程壓力、墊片壓緊力和螺栓預緊力的作用。其中管程壓力和殼程壓力為已知條件，墊片壓緊力和螺栓預緊力采用GB 150[7]進行計算。計算得到墊片壓緊力為4.92 MPa，單個螺栓的預緊力為13 338 N。在模擬計算過程中考慮到換熱器的工作情況，有可能管程先升壓，然后殼程升壓，或者殼程先升壓然后管程升壓等情況。因此，在工作中控制不理想的情況下，最惡劣的工作環境就有可能是管程單獨承受工作壓力、殼程單獨承受壓力或者兩者都達到設計壓力三種情況，本文分別對這三種情況進行施加載荷。

3 計算結果分析

從計算結果可以看到忽略殼體底部固定約束對殼體的應力分布影響，殼體的應力處于一個較均勻的水平，如圖3所示，即殼程單獨受壓時的情況。根據筒體受內壓的理論計算公式σ=pd/(2t)，可以得到理論值為σ=109.75 MPa，與ANSYS計算值108 MPa的誤差只有1.6%，所以認為該模型是準確可靠的。最大應力如圖4所示。

圖3 vos Mises應力圖

圖4 vos Mises最大應力值

從計算結果看，三種加載情況下最大應力值都出現在管板與筒體連接的焊縫上。根據這三種加載情況的模擬分析可以知道，當管程和殼程同時承受設計壓力時，最大的vos Mises應力值為128 MPa，一次薄膜應力為62.5 MPa，彎曲應力為39.8 MPa，一次薄膜應力和彎曲應力為主要的應力來源，見圖5。當單獨管程承受壓力時，最大的vos Mises應力值為68.7 MPa，其中一次薄膜應力為

51.3 MPa，一次薄膜應力占應力的主要部分，如圖6所示。但是這兩種情況下vos Mises應力值都小于材料工作溫度下的許用應力189 MPa[7]。當殼程單獨承壓時，最大的vos Mises應力為201.9 MPa，一次薄膜應力為101 MPa，一次薄膜應力加彎曲應力為157.8 MPa，一次薄膜應力和一次薄膜應力加彎曲應力都小于許用應力，符合標準的要求[8]，詳如圖7所示。對殼體直徑以內的管板vos Mises應力進行查看，如圖8所示，最大應力為131 MPa，最大應力值出現在最靠近管板中間的管孔上，主要原因是在這個位置有一個較大的彎曲應力，彎曲應力為102 MPa。而在管板的未布管區可以看到，在中間位置應力也明顯比兩邊大，這主要是在管板的未布管區上同樣承受著一個較大的彎曲應力，應力值為82 MPa左右。

圖5 管程、殼程同時承壓的最大應力

圖6 管程單獨承壓的最大應力

圖7 殼程單獨承壓的最大應力

4 結論

（1）根據計算結果可以得知，在管板的設計厚度和三種載荷條件下，管板的最大應力均滿足標準的要求，該管板厚度符合要求。

圖8 殼體直徑以內管板vos Mises應力

（2）從分析結果可以知道，管板的最大應力值出現在管板與殼體連接的焊縫位置，該位置的焊縫為角接接頭。在實際的生產過程中，可以通過采取加墊板或者氣保焊打底、埋弧自動焊焊接的方法確保該焊縫的焊接質量。

（3）從三種加載情況來看，在承受單獨殼程壓力時，管板承受的vos Mises應力最大。因此，今后在相同設計條件下，在分析管板應力時可以只對殼程承壓情況進行分析，這樣就能夠減少很大的計算量。

Analysis of Tube Sheet for Asymmetric Tube-shell Heat Exchanger Based on Finite Element Method

Zhou Wen

Asymmetric tube-shell evaporator is the core equipment for low temperature waste heat power generation,which has been more and more widely used in recent years.In order to study the stress distribution of the tube sheet of asymmetric tube-shell evaporator,a reasonable three-dimensional model was established by using finite element method.The stress distribution of the tube sheet was obtained by calculating the three different loads under the design conditions of evaporator.Finally,according to the stress distribution,reasonable suggestions for design,manufacture and testing of the tube sheet were put forward.

Evaporator;Tube sheet;Asymmetric;Tube-shell heat exchanger;Finite element;Stress

TQ 051.5

10.16759/j.cnki.issn.1007-7251.2016.12.012

*周文，男，1983年生，碩士研究生，工程師。衢州市，324000。