李艷芹，丁昌，吳超，張德海

（鄭州輕工業(yè)大學(xué) a.機(jī)電工程學(xué)院；b.能源與動(dòng)力工程學(xué)院，鄭州 450002）

在化工、石油、動(dòng)力、食品以及其他工業(yè)部門中，管殼式換熱器是目前應(yīng)用最廣泛、最重要的一種換熱器型式，在工業(yè)生產(chǎn)中占據(jù)著主導(dǎo)地位，其中固定管板式換熱器使用量占最大比例[1—2]。固定管板式換熱器結(jié)構(gòu)主要由管箱、管板、殼體、封頭、管子等零部件組成，而管板是管殼式換熱器的主要受壓元件。

早在2000 年馬永其就對(duì)“薄管板”問(wèn)題和危險(xiǎn)工況進(jìn)行了深入研究，并論述了標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的局限性，提出運(yùn)用有限元法對(duì)管殼式換熱器管板進(jìn)行整體模擬分析的方法[3]。關(guān)婷等利用SolidWorks 軟件建立管板的三維模型，對(duì)管板進(jìn)行了應(yīng)力應(yīng)變及溫度應(yīng)變的分析，為提高和改善管板的結(jié)構(gòu)性能提供了理論依據(jù)和實(shí)際方法[4]。楊連紅等[5]和占雙林等[6]先后利用Ansys 和SolidWorks 對(duì)管板6 種工況下的應(yīng)力進(jìn)行了分析研究和強(qiáng)度校核，并提出對(duì)應(yīng)的改善方案和優(yōu)化措施。

用于吸收變換氣過(guò)熱的鍋爐給水預(yù)熱器，也是固定管板式換熱器的一種。文中主要研究鍋爐給水預(yù)熱器管板在給定工況下的應(yīng)力狀態(tài)以及完成工作狀態(tài)下的強(qiáng)度校核，并提出提高和改善管板結(jié)構(gòu)性能的實(shí)際方法，對(duì)節(jié)約材料、降低成本有著至關(guān)重要的作用。

1 預(yù)熱器初始參數(shù)和設(shè)計(jì)結(jié)果

設(shè)計(jì)的鍋爐給水預(yù)熱器是用于吸收變換氣的高溫以提高鍋爐給水溫度的列管式換熱器，預(yù)熱器管程內(nèi)介質(zhì)為變換氣，其為有毒氣體，因此在換熱管內(nèi)要提高其密封效果。低溫給水走殼程，以逆流的形式與管程變換氣完成換熱，以提高鍋爐給水的溫度，進(jìn)而達(dá)到鍋爐給水標(biāo)準(zhǔn)，節(jié)省燃料。設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。經(jīng)工藝計(jì)算確定設(shè)備公稱直徑為1000 mm，換熱管規(guī)格為Ф25 mm×2 mm，管間距為32 mm，長(zhǎng)度為2500 mm，需要換熱管790 根。換熱器材料參數(shù)如表2，其中材料數(shù)據(jù)取自GB 150.2，熱分析材料參數(shù)如表3，其中材料數(shù)據(jù)取自GB 150.2。

表1 換熱器初始參數(shù)Tab.1 Initial parameters of heat exchanger

表2 換熱器材料參數(shù)表Tab.2 Parameters of heat exchanger material

表3 熱分析材料參數(shù)Tab.3 Parameters of thermal analysis material

2 管板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)簡(jiǎn)述

管板是換熱器的主要受壓元件，起支撐固定換熱管的作用，管板結(jié)構(gòu)的正確合理設(shè)計(jì)對(duì)換熱設(shè)備的安全運(yùn)行有著極其重要的意義。基于設(shè)計(jì)條件要求，遵照GB/T 151[7]，對(duì)該鍋爐給水預(yù)熱器的管板進(jìn)行結(jié)構(gòu)選型及厚度計(jì)算。

管板的選型和選材是根據(jù)GB/T 151 選擇e 型連接方式，該連接方式中管板與殼程圓筒連為整體，其延長(zhǎng)部分兼作法蘭，用螺柱、墊片和管箱連接。依據(jù)GB 150.2[8]給出的材料特性，并結(jié)合設(shè)計(jì)條件要求選擇16Mn 鍛件作為管板材料。

管板布管方式是采用換熱管正三角形標(biāo)準(zhǔn)排列方式，換熱管外徑及管中心距如圖1 所示。管板計(jì)算厚度計(jì)算見式（1）。

圖1 布管尺寸Fig.1 Size of cloth tube

式中：δ為管板厚度（mm）；DG為墊片壓緊力作用中心圓直徑（mm）；Cc為管殼式換熱器管板計(jì)算因數(shù)；pd為管板設(shè)計(jì)壓力（MPa）；μ為管板強(qiáng)度消弱系數(shù)，取0.4；[σ]為管板材料的許用應(yīng)力：當(dāng)3 mm≤δ＜16 mm 時(shí)，[σ]=183 MPa；當(dāng)16 mm≤δ＜36 mm 時(shí)，[σ]=170 MPa；當(dāng)36 mm≤δ＜60 mm 時(shí)，[σ]=160 MPa。

根據(jù)公式計(jì)算出管板外徑為1295 mm，厚度為100 mm，材質(zhì)為16Mn 鍛件，換熱管規(guī)格為Ф25 mm×2 mm，材質(zhì)為00Cr19Ni10。根據(jù)其外形及結(jié)構(gòu)尺寸在SolidWorks 里繪制出管板的三維模型，如圖2 所示。

圖2 管板結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of tube plate

3 模型建立及有限元分析

3.1 分析模型的建立

選取換熱器的左管板、殼程圓筒和換熱管為分析對(duì)象，以中軸線為z軸，按照右手定則建立直角坐標(biāo)系，將機(jī)械應(yīng)力和熱應(yīng)力進(jìn)行耦合計(jì)算獲得圖3。

圖3 有限元分析模型Fig.3 Finite element analysis model

3.2 模型網(wǎng)格化

有限元模型網(wǎng)格的合理劃分對(duì)應(yīng)力分析以及熱力分析至關(guān)重要[9]。通過(guò)施加約束條件，規(guī)定自由度，采用系統(tǒng)自動(dòng)加密網(wǎng)格化參數(shù)，網(wǎng)格類型為實(shí)體單元網(wǎng)格，滿足分析要求。網(wǎng)格單元共有177 211 個(gè)，節(jié)點(diǎn)有601 259 個(gè)，如圖4 所示。

3.3 載荷及約束的施加

模型分析時(shí)需要的載荷包括管程壓力、殼程壓力以及溫度載荷。取管程溫度載荷恒定為管程的設(shè)計(jì)溫度，殼程溫度載荷恒定為殼程的設(shè)計(jì)溫度[10]。對(duì)于位移邊界，管板螺栓面施加軸向約束，圓筒斷面施加軸向約束。

圖4 有限元網(wǎng)格模型Fig.4 Finite element grid model

1）溫度載荷。管程溫度選190 ℃，殼程選170 ℃，殼程和筒體外表面的空氣對(duì)流邊界數(shù)值選 12×10-6W/(mm2·℃)，環(huán)溫選20 ℃。

2）機(jī)械載荷。機(jī)械應(yīng)力分析：工況Ⅰ，殼程單獨(dú)作用，板材應(yīng)力ps=1.6 MPa，管材應(yīng)力pt=0 MPa；工況Ⅱ，管程單獨(dú)作用，ps=0，pt=4.5 MPa；工況Ⅲ，殼程+管程，ps=1.6 MPa，pt=4.5 MPa。熱應(yīng)力耦合分析：工況Ⅳ，殼程+管程+溫度載荷，ps=1.6 MPa，pt=4.5 MPa，管材溫度為170 ℃，板材溫度載荷為190 ℃。

4 有限元計(jì)算結(jié)果

4.1 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

先對(duì)工況Ⅰ—Ⅲ進(jìn)行管板的受力分析，分析結(jié)果如圖5 和圖6 所示。由應(yīng)力強(qiáng)度分布云圖6 可以看出，在沒有溫度場(chǎng)的作用下，管板和筒體的結(jié)構(gòu)應(yīng)力值較小，易評(píng)定合格，且3 種工況下的最大應(yīng)力值為306.02 MPa，出現(xiàn)在筒體和管板的外接觸邊緣及部分管板非布管區(qū)內(nèi)部，并向管板中心區(qū)迅速減小，在中心處應(yīng)力值達(dá)到最??；筒體應(yīng)力自與管板接觸處向遠(yuǎn)離管板方向均勻遞減，其值偏小，亦符合 JB/T 4732[11]的設(shè)計(jì)要求。由變形云圖5 可以得出，筒體變形明顯比管板變形大，所受彎曲應(yīng)力更大，但整體變形符合要求，最大變形出現(xiàn)在遠(yuǎn)離管板的筒體外緣，且沿軸向方向均勻減小。管板變形最小區(qū)域出現(xiàn)在管板半徑的1/2～2/3 形狀處，且分別沿徑向向管板邊緣和中心區(qū)域遞增，管板沿軸向方向的變形均勻，說(shuō)明軸向方向彎曲變形較小。

4.2 熱應(yīng)力分析

對(duì)工況Ⅳ進(jìn)行機(jī)械載荷和溫度載荷的熱應(yīng)力耦合分析，分析結(jié)果如圖7 和圖8 所示。由圖7 可以得出，靠近殼程低溫側(cè)的布管區(qū)沿軸向的溫度梯度變化最為劇烈，靠近管程高溫側(cè)的布管區(qū)沿軸向的溫度梯度變化比較舒緩，高溫側(cè)布管區(qū)的管板沿徑向的溫度梯度變化也不大，且管橋區(qū)域溫度基本處于恒定，管板非布管區(qū)沿軸向的溫度數(shù)值變化較大，但溫度梯度相對(duì)不大。遠(yuǎn)離布管區(qū)的管板邊緣及筒體部分的溫度梯度變化相對(duì)都不是很明顯，可見管板溫度沿不同路徑[12]的分布形態(tài)有所異同。

圖5 變形云圖Fig.5 Deformation nephogram

圖6 應(yīng)力強(qiáng)度云圖Fig.6 Stress intensity nephogram

圖7 工況Ⅳ-1 溫度場(chǎng)分布云圖Fig.7 Temperature field distribution nephogram of working condition Ⅳ-1

由圖8 可以看出，在考慮溫度場(chǎng)的熱應(yīng)力耦合工況Ⅳ時(shí)，其管板及筒體的變形都相對(duì)工況Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ有所增大，因其所受的二次應(yīng)力數(shù)值比較大，且薄膜應(yīng)力和彎曲應(yīng)力均為二次應(yīng)力，按照相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行評(píng)定達(dá)到合格要求[13]。

圖8 工況Ⅳ-2 變形云圖Fig.8 Deformation nephogram of working condition Ⅳ-2

4.3 換熱管應(yīng)力分析

4.3.1 換熱管軸向應(yīng)力分布

上述4 種設(shè)計(jì)工況下，分別對(duì)有限元模型進(jìn)行計(jì)算，得到整體換熱管的軸向應(yīng)力分布云圖，換熱管最大軸向拉應(yīng)力出現(xiàn)在換熱管進(jìn)氣口脹接處且靠近管板及管板中心處，最小軸向拉應(yīng)力出現(xiàn)在管板半徑的1/2～2/3 區(qū)域。在遠(yuǎn)離管板的區(qū)域里，換熱管的軸向拉應(yīng)力逐漸遞減，呈現(xiàn)處明顯的“表面熱效應(yīng)”[14—15]。

4.3.2 換熱管的應(yīng)力評(píng)定

由以上4 種設(shè)計(jì)工況下的應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，根據(jù)對(duì)稱性來(lái)求得各換熱管軸截面上拉應(yīng)力的最大平均值，用以評(píng)定管板與換熱管的拉脫力以及筒體與換熱管的穩(wěn)定性。換熱管的應(yīng)力可根據(jù)表4 中換熱管的應(yīng)力種類及許用極限值來(lái)評(píng)定，其中，σ代表應(yīng)力，[σ]是許用應(yīng)力，是拉應(yīng)力許用極限，是穩(wěn)定（臨界）拉應(yīng)力許用極限，q是拉脫力，[q]是許用拉脫力，σt是軸向拉應(yīng)力，σt'是軸向壓應(yīng)力。

表4 換熱管應(yīng)力種類及許用極限Tab.4 Stress type and allowable limit of heat exchange tube

對(duì)4 種工況下?lián)Q熱管的應(yīng)力評(píng)定結(jié)果見表5，可見4 種工況下的應(yīng)力評(píng)定都合格，只是工況Ⅳ在溫度載荷的耦合作用下應(yīng)力略大，通過(guò)采用增加換熱管根數(shù)、增設(shè)膨脹節(jié)的方法，有效降低了軸向應(yīng)力值，改善管板的受力狀態(tài)[16]。

表5 換熱管的應(yīng)力評(píng)定Tab.5 Stress evaluation of heat exchanger tube

5 結(jié)語(yǔ)

根據(jù)ANSYS 軟件模擬分析預(yù)熱器的結(jié)果可得出以下結(jié)論。

1）不同于大直徑撓性薄管板，設(shè)計(jì)的預(yù)熱器管板彎曲應(yīng)力更小，管板邊緣剪切應(yīng)力也更小。

2）在設(shè)計(jì)工況下，管板、筒體應(yīng)力以及換熱管的軸向拉應(yīng)力、拉脫力均評(píng)定合格。

3）預(yù)熱器設(shè)計(jì)過(guò)程中，當(dāng)換熱管的軸向應(yīng)力略大時(shí)，可通過(guò)增加換熱管根數(shù)、增設(shè)膨脹節(jié)的方法降低換熱管應(yīng)力，這為該類設(shè)計(jì)就如何改善管板的受力狀態(tài)提高方法和依據(jù)。

4）設(shè)計(jì)的鍋爐給水預(yù)熱器滿足強(qiáng)度要求。采用的設(shè)計(jì)方法為鍋爐給水預(yù)熱器管板的結(jié)構(gòu)性能優(yōu)化提供了理論依據(jù)和判定標(biāo)準(zhǔn)。