邵虎躍，賀小華，陳 楠

(南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇南京 210009)

0 引言

甲醇合成塔是甲醇工業(yè)的關(guān)鍵設(shè)備，一般采用管殼式換熱器結(jié)構(gòu)。由于管板與封頭、殼體焊接過渡段容易出現(xiàn)應(yīng)力集中，因此甲醇合成塔管板與殼體連接部位是強(qiáng)度設(shè)計(jì)的關(guān)鍵［1－2］。

文獻(xiàn)［3－4］對(duì)甲醇合成塔管板進(jìn)行了有限元應(yīng)力強(qiáng)度分析，但上述文獻(xiàn)未考慮合成塔管板在較高管程壓力作用下，換熱管的軸向穩(wěn)定性問題。

文中對(duì)某公司設(shè)計(jì)制造的甲醇合成塔管板結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，采用撓性過渡圓角結(jié)構(gòu)，并用有限元法進(jìn)行了管板應(yīng)力強(qiáng)度分析和換熱管軸向穩(wěn)定性校核。分析結(jié)果表明，撓性管板過渡圓角處應(yīng)力集中得到有效改善，過渡圓角結(jié)構(gòu)符合設(shè)計(jì)要求;由于增強(qiáng)了管板撓性，換熱管的軸向壓應(yīng)力有所減小，抗失穩(wěn)能力得到提高。

1 設(shè)計(jì)參數(shù)與計(jì)算工況

甲醇合成塔為立式列管換熱器結(jié)構(gòu)，如圖1所示。管板直徑?4290 mm，厚度135 mm，管板與筒體相連處的過渡圓角尺寸R=30 mm，管程封頭壁厚78 mm，殼程筒體壁厚70 mm，換熱管尺寸?44.45 mm ×2.11 mm，根數(shù) 4405，換熱管中心距51 mm，正三角形排列。

圖1 甲醇合成塔結(jié)構(gòu)示意

設(shè)備設(shè)計(jì)參數(shù)和工況分析見表1，2，管板具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。

表1 設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 計(jì)算工況

2 有限元分析模型

圖2 管板幾何結(jié)構(gòu)示意

采用大型有限元分析軟件ANSYS 10.0建立應(yīng)力分析模型，殼程分析長度為殼程總長度的一半。由于換熱管根數(shù)較多，按照 ASMEⅧ －2 2010版［5］將開孔管板簡化為當(dāng)量實(shí)心板進(jìn)行計(jì)算，應(yīng)用等效彈性模量E*和等效泊松比υ*(見表3)作為布管區(qū)管板的材料特性數(shù)據(jù)。換熱管簡化為相同當(dāng)量的桿，應(yīng)用Link 8/Link 33(熱分析)劃分單元，桿的金屬截面積等于單管截面積，表示換熱管的桿單元節(jié)點(diǎn)與表示管板的實(shí)體單元節(jié)點(diǎn)在對(duì)應(yīng)位置上重合。忽略開孔接管及支座等，考慮到其結(jié)構(gòu)及載荷的對(duì)稱性，取管板和筒體的1/4作為分析模型。

有限元分析采用實(shí)體單元:結(jié)構(gòu)分析采用8節(jié)點(diǎn)六面體單元Solid 45，穩(wěn)態(tài)熱分析采用熱單元Solid 70。為了提高計(jì)算結(jié)果的精度，在應(yīng)力集中區(qū)網(wǎng)格有所細(xì)化。管板結(jié)構(gòu)有限元模型見圖3，分析中各部件的材料特性具體數(shù)值如表3所示。

圖3 甲醇合成塔管板有限元模型

計(jì)算溫度場時(shí)溫度邊界條件施加如下(考慮溫差應(yīng)力，模型中按可能出現(xiàn)的最大溫差定義):管程內(nèi)壁面施加溫度210℃;殼程筒體內(nèi)壁面施加溫度232℃;殼程側(cè)管板面施加溫度232℃;換熱管施加溫度241℃。

表3 各部件材料特性

施加的載荷為:在各受壓面上施加壓力載荷作用，大小為各工況下設(shè)計(jì)壓力，但管、殼程管板布管區(qū)載荷按管板孔面積換算的等效載荷施加，分別為:管程，Pteq=4.357 MPa;殼程，Pseq=1.345 MPa。

約束條件為:對(duì)稱面施加對(duì)稱約束，殼程筒體與換熱管端部施加環(huán)向以及軸向位移約束。

3 原管板結(jié)構(gòu)有限元分析與結(jié)構(gòu)改進(jìn)

原管板結(jié)構(gòu)如圖2所示，管板與殼體采用圓弧過渡。計(jì)算結(jié)果表明:工況3情況下，在管板與封頭連接處內(nèi)側(cè)，應(yīng)力強(qiáng)度最大。圖4示出工況3情況下，管板Tresca應(yīng)力強(qiáng)度分布。根據(jù)JB 4732—1995［6］對(duì)該處的應(yīng)力強(qiáng)度校核結(jié)果表明:過渡圓角處一次加二次應(yīng)力強(qiáng)度已接近許用值。根據(jù)GB 151—1999［7］進(jìn)一步對(duì)該工況下?lián)Q熱管最大軸向壓應(yīng)力進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)換熱管軸向壓應(yīng)力不滿足穩(wěn)定性要求(詳細(xì)數(shù)值見表4)。由圖4管板應(yīng)力云圖可知，最大應(yīng)力強(qiáng)度發(fā)生在管板管程側(cè)的過渡圓角處，由于原結(jié)構(gòu)管板過渡圓角處較厚，高溫側(cè)的熱量不易傳出，溫度升高，反而不利于降低管殼程溫差應(yīng)力。

圖4 工況3情況下管板應(yīng)力強(qiáng)度分布云圖

現(xiàn)對(duì)管板過渡圓角處進(jìn)行結(jié)構(gòu)改進(jìn)，增加管板的撓性，在管板和殼體、封頭之間采用R型圓角過渡，此結(jié)構(gòu)可以起到膨脹節(jié)的作用［8］，局部幾何結(jié)構(gòu)見圖5。但目前關(guān)于此處的倒角結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)尚無標(biāo)準(zhǔn)可參照，多為經(jīng)驗(yàn)方法。文中借助有限元分析方法對(duì)改進(jìn)后結(jié)構(gòu)進(jìn)行了應(yīng)力分析并與原結(jié)構(gòu)進(jìn)行了比較。

表4 工況3情況下結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后管板應(yīng)力分析

圖5 改進(jìn)后管板局部結(jié)構(gòu)及評(píng)定路徑

4 結(jié)構(gòu)改進(jìn)前后應(yīng)力分析比較

4.1 管板Tresca應(yīng)力分布

管板的3條應(yīng)力評(píng)定路徑設(shè)置如圖2，5所示，在內(nèi)壓和熱載荷作用下，各路徑上的薄膜應(yīng)力為一次局部薄膜應(yīng)力，薄膜加彎曲應(yīng)力可視為一次加二次應(yīng)力。圖6示出改進(jìn)后管板在工況3(Pt=10 MPa，無溫度場)情況下的Tresca應(yīng)力云圖。最大應(yīng)力強(qiáng)度較原結(jié)構(gòu)下降了52.04 MPa，同時(shí)對(duì)過渡圓角處的3條路徑進(jìn)行應(yīng)力分析并與原結(jié)構(gòu)進(jìn)行比較，如表4所示。結(jié)果表明，3條路徑處薄膜應(yīng)力變化很小，甚至在路徑1處有所增加，因?yàn)镽型倒角降低了該處的有效厚度，承壓能力略下降。但3條路徑處彎曲應(yīng)力都有大幅降低，管板過渡圓角處的彎曲變形能力得到了很大的增強(qiáng)，同時(shí)更好地協(xié)調(diào)了整個(gè)管板與換熱管的變形，和預(yù)想結(jié)果完全吻合。

圖6 工況3情況下改進(jìn)后管板應(yīng)力云圖

提取工況3下、路徑3處計(jì)算結(jié)果，分別得到兩種結(jié)構(gòu)在該處總體Tresca應(yīng)力沿管板厚度方向的分布，如圖7所示。

圖7 工況3下、路徑3處Tresca應(yīng)力沿厚度方向分布

可看出，改進(jìn)后結(jié)構(gòu)的管板Tresca應(yīng)力沿厚度方向的分布更加均勻，管板的有效厚度得到了更好地利用，為今后管板的厚度優(yōu)化提供依據(jù)。

表5 換熱管軸向最大拉脫應(yīng)力和壓應(yīng)力

4.2 換熱管軸向應(yīng)力

換熱管和管板焊接接頭的強(qiáng)度和密封性是設(shè)計(jì)的關(guān)鍵之一，由于本設(shè)備的操作溫度和壓力較高，換熱管與管板采用強(qiáng)度焊加貼脹的連接方式［9－10］，根據(jù) GB 151—1999［7］規(guī)定，換熱管拉脫應(yīng)力和軸向應(yīng)力須滿足拉脫應(yīng)力和穩(wěn)定性條件。表5列出了結(jié)構(gòu)改進(jìn)前、后換熱管拉脫應(yīng)力和軸向應(yīng)力校核結(jié)果。由表5可知，各工況下拉脫應(yīng)力均滿足強(qiáng)度要求，改進(jìn)前、后拉脫應(yīng)力變化較小，但原結(jié)構(gòu)工況3下?lián)Q熱管軸向壓應(yīng)力不滿足穩(wěn)定性條件，改進(jìn)后換熱管軸向壓應(yīng)力有所減小，各工況下均滿足穩(wěn)定性要求。改進(jìn)后的撓性管板結(jié)構(gòu)改善了管板應(yīng)力強(qiáng)度分布，同時(shí)也提高了換熱管抗壓穩(wěn)定性。

5 結(jié)語

采用撓性過渡圓角結(jié)構(gòu)對(duì)甲醇合成塔管板結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)設(shè)計(jì)，并對(duì)改進(jìn)前后管板進(jìn)行應(yīng)力分析和換熱管軸向應(yīng)力校核，分析結(jié)果表明，改進(jìn)后的結(jié)構(gòu)在過渡圓角處的應(yīng)力強(qiáng)度有所降低，并且應(yīng)力沿厚度方向的分布更加均勻，換熱管軸向壓應(yīng)力也有所降低，抗壓穩(wěn)定性提高。研究結(jié)果可為甲醇合成塔管板結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

［1］韓滔，聶杰，安豐華，等.甲醇合成塔的設(shè)計(jì)［J］.化工設(shè)備與管道，2009，46(1):23 －26.

［2］戎加富，楊勇，趙清萬，等.甲醇合成塔管板的制造難點(diǎn)解析［J］.壓力容器，2010，27(8):61 －64.

［3］劉斌，施純文.甲醇合成塔管板實(shí)驗(yàn)工況下有限元分析及強(qiáng)度評(píng)定［J］.石油和化工設(shè)備，2011，14(7):15－17.

［4］于曉東，錢才富.甲醇合成塔管板的有限元輕量化分析［J］.石油和化工設(shè)備，2011，14(7):8 －11.

［5］ASME Ⅷ—2，ASME Boiler＆ Pressure Vessel Code［S］.2010.

［6］JB 4732—1995，鋼制壓力容器——分析設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)［S］.

［7］GB 151—1999，管殼式換熱器［S］.

［8］張福森.撓性薄管板的設(shè)計(jì)方法［J］.森林工程，2002，18(5):37 －38.

［9］湯偉，尹俠.雙管板換熱器內(nèi)管板液壓脹接壓力的探討［J］.壓力容器，2011，28(2):22－27.

［10］段紅衛(wèi).換熱器液壓脹接接頭強(qiáng)度的研究［D］.北京:北京化工大學(xué)，2004.