基于流固耦合的板式換熱器板片力學性能分析

王 勇 沈航宇 劉林波 董金善

（1.中國特種設備檢測研究院；2.南京工業大學機械與動力工程學院）

換熱器芯體中板片兩側由于流體湍動和溫差的影響易失效，因此國內外學者對板片應力進行了大量的研究。楊云朋等為研究板片的力學特性，對油水換熱器進行了流固耦合，研究表明換熱器的設計應綜合考量板片的換熱特性、流阻性能和應力情況［1］。王兆濤通過Workbench平臺對板殼式換熱器板片進行流固耦合結構靜力分析，探究波紋板片的力學性能，發現板片的中間區域變形較大［2］。張玉寶對板式換熱器的波紋板片進行流固耦合結構靜力分析，分析了板片在流體載荷作用下的力學特性，并發現中間靠近邊緣處變形大，應注意泄漏安全問題［3］。羅亞軍等研究板片的起拱狀況，得知因加工出現了不均分布的殘余應力［4］。李自林等通過使用基于邊界元法基本原理創建矩形薄板的計算機程序進行應力分析，邊界元法的計算精度較高［5］。于改革等數值模擬分析了印刷電路板式換熱器不同結構下的板芯應力分布規律，并對比分析有限元法與解析法，闡述了解析法在應力分析中存在的不足，并提出在解析法的基礎上用有限元法進行校核分析［6］。板式換熱器板片因約束作用，使得熱應力由壓力溫度產生的變形無法自由釋放而產生。姚愷等對板式換熱器進行流固耦合來分析其熱應力，發現入口處的應力和變形最大，且冷熱流體的溫度和流量對其影響較大［7］。TOY S M得出承壓設備的安全設計需要分析應變硬化曲線的特征，從而進行非線性塑性力學研究［8］。

筆者以某公司板式換熱器為研究對象，首先運用Solidworks和Spaceclaim軟件建立板式換熱器冷熱三流體通道模型，然后借助Ansys Workbench平臺對板片進行單向流固耦合分析［9］，最后探討了凸臺板片的力學性能。

1 冷熱三流體通道模型及網格劃分

1.1 冷熱三流道模型

筆者研究的換熱芯體由一系列形狀完全相同的板片通過旋轉對稱疊加構成，板片結構周期性變化，為減少運算量，故選取一個單元建模計算，模型結構如圖1所示。運用Solidworks軟件建立板片冷熱三流道模型，然后導入Spaceclaim進行處理，抽取流體通道，生成三流道換熱模型。流道由冷熱流體通過兩側凸臺板片進行耦合換熱，煙氣在中間流體通道內流動，從右側流入，左側流出；冷水在兩側流道里從上部流入，換熱后從下部流出，冷熱三流道板式換熱器三維模型如圖2所示。文中研究的凸臺板片厚度為1.2 mm，凸臺傾角β=60°，凸臺高度P=15 mm，凸臺間距H=5 mm。

圖1 板片形狀及結構參數示意圖

圖2 冷熱三流道板式換熱器三維模型

1.2 流體域網格劃分

筆者所研究的凸臺板片模型中接觸結構較多，為得到較高質量的網格，提高數值模擬的精確程度，故使用Fluent Meshing軟件對圓弧形凸臺板片模型進行多面體網格劃分。相較于四面體非結構網格劃分，多面體網格不僅劃分速度快而且網格數量少，這大幅提高了工作效率。為了進一步提高計算精度，使用棱柱層網格對兩側參與傳熱的凸臺板壁面進行加密處理。通過不斷調整網格大小，提高網格質量，將max skewness降低至0.65左右，則網格精度較高，計算精度較好。經過網格獨立性檢驗，并考慮到計算機的性能，所選取的流體網格單元數為1 378 504，網格節點數為6 897 927。流體域網格劃分如圖3所示。

圖3 流體域網格劃分及局部放大圖

1.3 固體域網格劃分

通過Workbench中的Mesh軟件對板片固體域劃分結構網格，根據凸臺板片結構變化的特點設置Patch Conforming 四面體網格劃分，Element Sizing設定為8 mm，Curvature最小尺寸0.05 mm，模型網格單元的數量為789 585，網格節點的數量為396 572。固體域網格劃分如圖4所示。

圖4 固體域網格劃分及局部放大圖

2 板式換熱器流固耦合分析

2.1 波紋板片的結構性能參數

文中研究的凸臺板片的材料為S31603，并假定材料是均勻、連續、各向同性的，查得200 ℃時材料彈性模量E=183 GPa，泊松比μ=0.3，密度ρ=8000 kg/m3。冷熱流體形成的作用力加載到凸臺板耦合面上，導致其力學性能發生變化。

2.2 流體域邊界條件

將冷、熱流體與凸臺板片接觸面設為流固耦合面，冷流體對稱位置設為對稱面，其他壁面均設為絕熱。根據實際工況，冷熱流體入口均采用速度入口，出口均采用壓力出口。煙氣進口溫度設置為473.15 K，出口溫度設置為360 K；水進口溫度設置為300 K，出口溫度設置為360 K。

2.3 固體域邊界條件

為使模擬對象更符合實際情況，需施加約束。換熱器板片上下面施加固定約束，兩側對稱面施加對稱約束。流體沿流道流動時產生的壓力和波動情況作用在凸臺板片上，故需在Static Structural中導入Fluent計算得到的流體壓力載荷。在結構分析中選擇流固交界面的固體加壓面，在CFD Surface選項中選擇對應的流固交界面處的流體載荷面。凸臺板片邊界條件如圖5所示。

圖5 凸臺板片邊界條件

3 換熱板片力學特性分析

3.1 有限元應力強度分析

3.1.1 應力分類法

根據JB 4732—1995（2005年確認）中應力分類法，將各部位分別進行線性化處理，其應力強度極限值如下：

其中，K為載荷組合系數，此處取K=1.0。詳細應力分類及應力極限值如圖6所示 （來源于JB 4732—1995（2005年確認））。

圖6 應力分類及應力強度極限值

3.1.2 線性化路徑的選取

找出各結構應力最大的節點，并根據該節點沿結構厚度最短距離方向選定線性化路徑，如圖7所示，該截面即為危險截面。將線性化計算結果按照靜力等效原理法進行應力分類，并計算對應的應力強度值，根據結構特點按照圖6進行應力分類。

圖7 應力線性化路徑選取示意圖

3.1.3 結構強度分析

為了進一步探討圓弧形凸臺板片的應力分布特征和應變規律，在3種不同壓差下對凸臺板進行應力分析，應力強度云圖如圖8所示。由圖可知，在入口處第1個凸臺接觸表面出現了最大應力，而直流道上應力變化相對均勻。板片周邊應力較大，在波峰處應力最大，這是由于中間板片觸點對結構的支撐作用較好，周邊凸臺受到流體強烈的沖刷作用，因此易發生減薄失效。板片兩側壓差在0.8、1.0、1.2 MPa時，最大應力強度分別為91.273、114.092、136.910 MPa。

圖8 不同壓差下應力強度云圖

由圖8可知，最大應力均出現在凸臺板片波峰處。

對板片最大應力點沿壁厚方向進行線性化處理，路徑如圖9所示（path 1、path 2、path 3）。

圖9 板片線性化應力云圖

3.1.4 強度評定與校核

根據GB 150—2011《壓力容器》查得板片材料S31603在200 ℃時的應力強度Sm=108 MPa。依據JB 4732—1995（2005年確認）進行應力強度評定。對板片進行線性化處理時，通過應力強度最大位置處的節點，沿厚度方向選擇路徑，線性化應力云圖如圖9所示。應力評定結果見表1。

表1 板片應力強度評定

根據表1可知，在設計工況下，該板片的應力評定結果均滿足要求，即該換熱器設計滿足強度要求。

3.2 結構變形云圖分析

不同壓差下凸臺板片的總變形云圖如圖10所示，板片變形局部放大對比圖如圖11所示。經對比分析知，板片的總變形與應力強度云圖相似，即邊緣處變形較大，中間區域變形相對較小。當兩側壓差分別為0.8、1.0、1.2 MPa時，凸臺板的最大變形量為0.007 47、0.009 34、0.011 21 mm，并且變形隨凸臺板片兩側壓差的增大而變大。從變形云圖上可以看出，最大的變形區域出現在板片四周，這主要是由于周邊缺少接觸點的支撐。在設計加工時，對板片的觸點進行合理設計，降低變形帶來的危害，從而保證換熱器安全、可靠的運行。

圖10 不同壓差工況下板片總變形圖

圖11 板片變形局部放大對比圖

3.3 觸點對板片強度的影響

由分析可知，間距不同，板片間的觸點個數不同。為研究觸點對凸臺板片結構強度的影響，本節分別選用不同間距（15、16、17 mm）的凸臺板片，在板片壓差為1.0 MPa時進行結構分析，探討其對板片承壓能力的影響。其應力分布圖如圖12所示，總變形分布圖如圖13所示。

圖12 不同凸臺間距下應力分布圖

圖13 不同凸臺間距下總變形分布圖

由應力云圖可知：板片間距由15 mm提高到17 mm時，其應力強度由原來的114.18 MPa增大到138.21 MPa，總形變量由原來的0.008 85 mm增加到0.019 81 mm。當板片間距增加時，板片的觸點數量減少，對周邊的支撐作用減弱，故而板片的承壓能力也降低。所以，提高板片的接觸點個數，可以提高板片承壓能力，這為板式換熱器的優化設計提供了參照。

4 結論

4.1 冷熱側流體壓差越大，板片應力強度越大。板片的應力對稱分布，在流道口附近第一個波紋處出現了最大應力，直流道上應力變化相對均勻。板片周邊應力較大，在波峰處應力最大，這是由于板片周邊易受到流體強烈的沖刷作用，而中間板片觸點對結構的支撐作用較好。

4.2 冷熱側流體壓差越大，板片變形量越大。板片的總變形圖與應力云圖類似，邊緣處變形較大，中間區域變形相對較小。

4.3 板片間距由15 mm提高到17 mm時，其應力強度由原來的114.18 MPa增大到138.21 MPa，總形變量由原來的0.008 85 mm增加到0.019 81 mm。當板片間距增加時，板片的觸點數減少，對周邊的支撐作用減弱，所以板片的承壓能力也降低。因此，提高板片的接觸點個數，可以提高板片承壓能力。