甲醇合成塔管板結構改進設計

邵虎躍，賀小華，陳 楠

(南京工業大學機械與動力工程學院，江蘇南京 210009)

0 引言

甲醇合成塔是甲醇工業的關鍵設備，一般采用管殼式換熱器結構。由于管板與封頭、殼體焊接過渡段容易出現應力集中，因此甲醇合成塔管板與殼體連接部位是強度設計的關鍵［1－2］。

文獻［3－4］對甲醇合成塔管板進行了有限元應力強度分析，但上述文獻未考慮合成塔管板在較高管程壓力作用下，換熱管的軸向穩定性問題。

文中對某公司設計制造的甲醇合成塔管板結構進行改進設計，采用撓性過渡圓角結構，并用有限元法進行了管板應力強度分析和換熱管軸向穩定性校核。分析結果表明，撓性管板過渡圓角處應力集中得到有效改善，過渡圓角結構符合設計要求;由于增強了管板撓性，換熱管的軸向壓應力有所減小，抗失穩能力得到提高。

1 設計參數與計算工況

甲醇合成塔為立式列管換熱器結構，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 4405，換熱管中心距51 mm，正三角形排列。

圖1 甲醇合成塔結構示意

設備設計參數和工況分析見表1，2，管板具體結構尺寸如圖2所示。

表1 設計參數

表2 計算工況

2 有限元分析模型

圖2 管板幾何結構示意

采用大型有限元分析軟件ANSYS 10.0建立應力分析模型，殼程分析長度為殼程總長度的一半。由于換熱管根數較多，按照 ASMEⅧ －2 2010版［5］將開孔管板簡化為當量實心板進行計算，應用等效彈性模量E*和等效泊松比υ*(見表3)作為布管區管板的材料特性數據。換熱管簡化為相同當量的桿，應用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點與表示管板的實體單元節點在對應位置上重合。忽略開孔接管及支座等，考慮到其結構及載荷的對稱性，取管板和筒體的1/4作為分析模型。

有限元分析采用實體單元:結構分析采用8節點六面體單元Solid 45，穩態熱分析采用熱單元Solid 70。為了提高計算結果的精度，在應力集中區網格有所細化。管板結構有限元模型見圖3，分析中各部件的材料特性具體數值如表3所示。

圖3 甲醇合成塔管板有限元模型

計算溫度場時溫度邊界條件施加如下(考慮溫差應力，模型中按可能出現的最大溫差定義):管程內壁面施加溫度210℃;殼程筒體內壁面施加溫度232℃;殼程側管板面施加溫度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，大小為各工況下設計壓力，但管、殼程管板布管區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:對稱面施加對稱約束，殼程筒體與換熱管端部施加環向以及軸向位移約束。

3 原管板結構有限元分析與結構改進

原管板結構如圖2所示，管板與殼體采用圓弧過渡。計算結果表明:工況3情況下，在管板與封頭連接處內側，應力強度最大。圖4示出工況3情況下，管板Tresca應力強度分布。根據JB 4732—1995［6］對該處的應力強度校核結果表明:過渡圓角處一次加二次應力強度已接近許用值。根據GB 151—1999［7］進一步對該工況下換熱管最大軸向壓應力進行分析，發現換熱管軸向壓應力不滿足穩定性要求(詳細數值見表4)。由圖4管板應力云圖可知，最大應力強度發生在管板管程側的過渡圓角處，由于原結構管板過渡圓角處較厚，高溫側的熱量不易傳出，溫度升高，反而不利于降低管殼程溫差應力。

圖4 工況3情況下管板應力強度分布云圖

現對管板過渡圓角處進行結構改進，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，此結構可以起到膨脹節的作用［8］，局部幾何結構見圖5。但目前關于此處的倒角結構設計尚無標準可參照，多為經驗方法。文中借助有限元分析方法對改進后結構進行了應力分析并與原結構進行了比較。

表4 工況3情況下結構改進前后管板應力分析

圖5 改進后管板局部結構及評定路徑

4 結構改進前后應力分析比較

4.1 管板Tresca應力分布

管板的3條應力評定路徑設置如圖2，5所示，在內壓和熱載荷作用下，各路徑上的薄膜應力為一次局部薄膜應力，薄膜加彎曲應力可視為一次加二次應力。圖6示出改進后管板在工況3(Pt=10 MPa，無溫度場)情況下的Tresca應力云圖。最大應力強度較原結構下降了52.04 MPa，同時對過渡圓角處的3條路徑進行應力分析并與原結構進行比較，如表4所示。結果表明，3條路徑處薄膜應力變化很小，甚至在路徑1處有所增加，因為R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，同時更好地協調了整個管板與換熱管的變形，和預想結果完全吻合。

圖6 工況3情況下改進后管板應力云圖

提取工況3下、路徑3處計算結果，分別得到兩種結構在該處總體Tresca應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應力沿厚度方向分布

可看出，改進后結構的管板Tresca應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化提供依據。

表5 換熱管軸向最大拉脫應力和壓應力

4.2 換熱管軸向應力

換熱管和管板焊接接頭的強度和密封性是設計的關鍵之一，由于本設備的操作溫度和壓力較高，換熱管與管板采用強度焊加貼脹的連接方式［9－10］，根據 GB 151—1999［7］規定，換熱管拉脫應力和軸向應力須滿足拉脫應力和穩定性條件。表5列出了結構改進前、后換熱管拉脫應力和軸向應力校核結果。由表5可知，各工況下拉脫應力均滿足強度要求，改進前、后拉脫應力變化較小，但原結構工況3下換熱管軸向壓應力不滿足穩定性條件，改進后換熱管軸向壓應力有所減小，各工況下均滿足穩定性要求。改進后的撓性管板結構改善了管板應力強度分布，同時也提高了換熱管抗壓穩定性。

5 結語

采用撓性過渡圓角結構對甲醇合成塔管板結構進行改進設計，并對改進前后管板進行應力分析和換熱管軸向應力校核，分析結果表明，改進后的結構在過渡圓角處的應力強度有所降低，并且應力沿厚度方向的分布更加均勻，換熱管軸向壓應力也有所降低，抗壓穩定性提高。研究結果可為甲醇合成塔管板結構優化設計提供參考。

［1］韓滔，聶杰，安豐華，等.甲醇合成塔的設計［J］.化工設備與管道，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.甲醇合成塔管板實驗工況下有限元分析及強度評定［J］.石油和化工設備，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——分析設計標準［S］.

［7］GB 151—1999，管殼式換熱器［S］.

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

［9］湯偉，尹俠.雙管板換熱器內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.換熱器液壓脹接接頭強度的研究［D］.北京:北京化工大學，2004.