LNG多股流纏繞管式換熱器結構分析設計

于旺　秦留軍　梁成坡　李宏偉　趙斐

摘 要：大型鋁制纏繞管式換熱器因其優越的性能廣泛應用于天然氣液化裝置，由于結構的獨特性，其預冷段下部受力較為復雜，而目前對這些關鍵部位的研究并不多。本文利用大型有限元分析軟件對換熱器預冷段的支撐結構、下端管板及其周圍結構在不同工況條件下進行了有限元分析，并對其進行應力評定，結果表明結構滿足強度設計要求，整體結構設計的經濟性和安全性較高。

關鍵詞：LNG；纏繞管；換熱器

中圖分類號：TH703 文獻標識碼：A 文章編號：1671-2064（2018）16-0058-02

近年來纏繞管式換熱器以其結構緊湊、傳熱系數大、效率高、操作壓力高等優點，廣泛應用于用于大型陸上天然氣液化工廠和大型FLNG液化裝置。根據管程介質的多少，纏繞管式換熱器可以分為單股流型和多股流型，多股流型能夠實現同時處理多種介質的換熱。根據管板的位置和結構，其有兩種典型的結構：整體管板結構和帶有小管板結構，整體管板具有結構簡單、制造方便等優點，但當殼程壓力過大和管程流股過多時，其厚度增加明顯，且給換熱管的纏繞、管路識別、管箱和管板的焊接等增加了困難；帶有小管板結構的纏繞管式換熱器的最大優點是不用整體鍛造管板，管板金屬質量明顯減少，根據工藝要求其可以分布在封頭、筒體上。目前對LNG纏繞式換熱器的結構分析多來于多年的生產經驗，特別是大型鋁制繞管式換熱器的設計、制造均存在一定技術瓶頸，對其進行研究具有廣闊的應用前景。本文針對工信部“關于LNG繞管式換熱器制造關鍵技術研究”的科研項目中的纏繞管式換熱器，介紹了其關鍵結構的分析設計過程。如圖1為FLNG液化工藝過程中的纏繞管式換熱器設備簡圖。

1 模型的有限元分析

1.1 計算模型材料及尺寸

在建立有限元模型前，對纏繞式換熱器設備進行簡化，未對換熱管建模，將管程壓力直接施加在管板孔內壁上。考慮到焊縫尺寸是焊縫焊透深度的函數，具有可變性，增加了有限元模型的復雜性，且對本研究影響不大，而是將焊縫材料看成與母材性質一樣的材料來處理。

圖2為力學分析模型在LNG纏繞管式換熱器下段預冷段的最下部，其分析環境為預冷段換熱器的設計環境，因此分析溫度設為60℃。

表1是根據JB/T 4734-2002《鋁制焊接容器》查得的其物理性能參數。本文根據TSG 21-2016《固容規》中注3-3關于采用分析設計方法材料的許用應力計算方法，以降低材料成本。采用分析設計的方法提高材料的許用應力，對制造單位的制造能力、焊接質量和檢測能力提出更高的要求，在設計的同時，對換熱管與管板的連接等重要部分進行試驗，且對重要的焊縫進行100%射線檢測，以保證結構的可靠性。

1.2 劃分網格

劃分網格前對模型進行切分，得到比較規則的部分，劃分網格功能，對規則的筒體采用掃略方法，筒體厚度劃分為六層，對于不規則的部分采用四面體網格，筒體開孔、帶小管板筒體和支撐結構區域通過控制網格單元大小對其進行加密網格劃分，裙座和底板等不受內壓作用可以適當放大網格單元大小以減少計算機負擔，提高計算效率。

1.3 載荷分析與考慮工況

因為結構不具有對稱或軸對稱，需要對整個模型進行應力分析和強度評定，這里所要考慮的載荷主要包括：殼程壓力、管程壓力、預冷段換熱器繞管體重量和除分析對象重量外整個LNG纏繞管式換熱器的重量。僅對以下三種工況進行分析：管程壓力單獨作用、殼程壓力單獨作用和管、殼程壓力同時作用，三種工況下都對裙座底板進行固定約束。

2 應力分析結果與討論

2.1 管程壓力單獨作用

僅管程壓力作用時，管板Ⅰ、管板Ⅱ、管板Ⅲ、管板Ⅳ等的換熱管孔內壁分別施加5.5MPa、3.7MPa、5.5MPa、3.7MPa的壓力，除建模部分外設備和介質作用在筒體橫截面的軸向壓應力為0.8447MPa，預冷段繞管體和管程介質作用在中心筒的軸向壓應力為3.8350MPa，管板Ⅰ、管板Ⅱ、管板Ⅲ和管板Ⅳ的凸肩截面軸向拉應力分別為14.1086MPa、14.3158MPa、14.0223MPa和14.3465MPa。

按照第三強度理論得到應力分布云圖和位移分布云圖，管板、支撐結構和中心筒鏈接區域、支撐結構和筒體鏈接區域受力和變形較為嚴重，而其他結構影響較小。最大應力值是34.38MPa，出現在離管板Ⅱ內側中心最近兩個換熱管孔之間，這是由于管板Ⅱ中心位置沒有換熱管孔，導致受力不平衡，而其他三個管板中心位置都布有換熱管孔。總體上受內壓5.5MPa的管板Ⅰ和管板Ⅲ比受內壓3.7MPa的管板Ⅱ和管板Ⅳ受力嚴重，且都是中部受力嚴重，向外圍逐步減弱。

最大位移值是0.321mm，發生在中心筒上，中心筒承載預熱段繞管體和絕大部分管程介質的重量，且沒有施加殼程壓力，支撐結構受力而擠壓中心筒導致其變形。

2.2 殼程壓力單獨作用

僅殼程壓力作用時，殼程筒體內表面受內壓為2.5MPa，除建模部分外設備和介質作用在筒體橫截面的軸向拉應力為23.5456MPa，預冷段繞管體和管程介質作用在中心筒的軸向壓應力為3.8350MPa，封頭接管橫截面軸向拉應力為0.9737MPa，開孔接管法蘭外表面軸向壓應力為3.8349MPa。

按照第三強度理論得到應力分布云圖，最大應力值是142.46MPa，發生在殼程筒體與接管鏈接處過渡圓角內表面上，開孔接管造成結構不連續，導致局部應力集中。在接管與殼體的內外相貫線上應力水平較高，而離開孔接管區，應力值較小。在開孔接管相貫區附近，應力梯度很大。在封頭上開孔接管也出現稍微的應力集中，同樣是發生在接管與封頭連接處內表面，但是接管的外徑為85mm，相對較小，因此應力集中程度很小。由于預冷段繞管體和管程介質重力作用在中心筒和支撐結構上，導致支撐結構和筒體鏈接處與中心筒與支撐結構連接處都出現不同程度的應力集中，前者程度較為嚴重。另外，封頭、殼程筒體和裙座的焊接造成結構不連續，但是裙座不受內壓作用，因此在裙座受力不嚴重，而焊接位置附近封頭出現一定的應力集中。

按照相應的位移云圖，最大位移值為1.73mm，出現在靠近接管側筒體上邊緣，開孔對筒體造成一定的損傷，導致這側筒體變形較大，在接管附近由于筒體受壓而變形較大，而厚度較大的管板反而對筒體的強度起到一定的加強作用。

2.3 管、殼程壓力同時作用

當管、殼程同時作用時按照第三強度理論得到應力分布云圖，最大應力值是142.47MPa，根據相應的位移分布云圖，最大位移值為1.7385mm。最大應力位于在殼程筒體與接管鏈接處過渡圓角內表面上，最大位移同樣位于在靠近接管側筒體上邊緣。同時施加管、殼程壓力，主要影響管板和筒體連接區域，對其他結構影響不是很大，因此最大應力和最大位移與殼程壓力單獨作用時變化并不大，而管板布管區、管板與筒體連接區域的應力相對管程單獨作用時明顯增加。

2.4 應力評定

參照JB/T 4732-1995《鋼制壓力容器—分析設計標準》對分析對象中筒體開孔接管、支撐結構與筒體連接部分、管板與筒體連接部分、管板等的組合應力進行分類評定，筒體開孔接管、支撐結構與筒體連接部分、管板與筒體連接部分等區域由于結構不連續而導致應力集中，主要是彎曲應力，其組合應力可按二次應力進行評定，管板的應力主要是由壓力引起的，可按一次應力進行評定。

從以上三個工況下應力分析結果可以看出，管程壓力、殼程壓力單獨作用時最大應力的位置和兩程壓力同時作用時基本一致，且沒有后者應力大，各部件材料設計溫度下的許用應力[σ]t=83MPa，一次薄膜加一次彎曲應力強度的許用極限1.5[σ]t=124.5MPa，一次加二次應力強度的許用極限3[σ]t=249MPa，從表評定結果可以看出管板及各部件連接處的應力滿足強度要求。

3 結語

本文通過對LNG纏繞管式換熱器的關鍵部位進行建模和力學分析，并在殼體壓力單獨作用、管程壓力單獨作用和管殼程壓力同時作用等三種工況分別對其進行力學分析，根據分析結果并對兩程壓力同時作用工況進行應力評定，其滿足強度設計要求。

參考文獻

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