船用低溫蒸發(fā)器并聯(lián)流激振動(dòng)應(yīng)力分析

摘 "要""針對船用LNG氣化流程中丙烷換熱所需的低溫板式蒸發(fā)器內(nèi)部雙相流介質(zhì)的穩(wěn)態(tài)流場進(jìn)行仿真分析。研究并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析，計(jì)算丙烷蒸發(fā)器固有頻率及陣型。在并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器內(nèi)部穩(wěn)態(tài)流場計(jì)算結(jié)果基礎(chǔ)上，軟件計(jì)算得到壓力脈動(dòng)時(shí)域譜和頻域譜，進(jìn)行諧響應(yīng)振動(dòng)應(yīng)力耦合分析計(jì)算，完成蒸發(fā)器最大流速工況下振動(dòng)應(yīng)力分析。

關(guān)鍵詞""低溫蒸發(fā)器 "板式換熱器 "激振動(dòng)應(yīng)力 "模擬分析" " " DOI：10.20031/j.cnki.0254-6094.202406015

中圖分類號""TQ051.5""""""""""""""""文獻(xiàn)標(biāo)志碼""A """""""""""""""""文章編號""0254-6094（2024）06-0000-00

隨著能源結(jié)構(gòu)的變化，低碳清潔能源將可不逆轉(zhuǎn)地替代化石燃料，成為工業(yè)民用燃料的主導(dǎo)供應(yīng)方式。液化天然氣LNG目前已經(jīng)占據(jù)清潔能源核心地位，并不斷擴(kuò)展普及。對于LNG在海上FLNG船舶等氣化應(yīng)用場景，隨著模塊化理念的普及，鋼結(jié)構(gòu)為框架的模塊內(nèi)安裝工藝設(shè)備和管線，設(shè)計(jì)制造適用的船用低溫蒸發(fā)器并確定布置方案就顯得很重要。

筆者針對船用低溫蒸發(fā)器，進(jìn)行振動(dòng)應(yīng)力分析方法研究，基于ANSYS Workbench平臺(tái)，采用Fluent軟件，以連續(xù)性方程、三維雷諾平均N-S方程和RNG k-ε雙方程為控制方程組，對船用LNG氣化流程中丙烷換熱所需的低溫板式蒸發(fā)器內(nèi)部雙相流介質(zhì)的穩(wěn)態(tài)流場進(jìn)行仿真分析，計(jì)算蒸發(fā)器在最大流速工況下介質(zhì)的流動(dòng)特性?；诓⒙?lián)丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下參數(shù)進(jìn)行預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析，計(jì)算丙烷蒸發(fā)器固有頻率及陣型。在并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器內(nèi)部穩(wěn)態(tài)流場計(jì)算結(jié)果基礎(chǔ)上，分析板片間流動(dòng)特性隨時(shí)間變化規(guī)律，得到板片受力隨時(shí)間變化規(guī)律。輸出計(jì)算得到的壓力脈動(dòng)時(shí)域譜，利用MATLAB軟件將得到的時(shí)域譜通過FFT變化轉(zhuǎn)化為頻域譜，作為激勵(lì)力進(jìn)行諧響應(yīng)振動(dòng)應(yīng)力耦合分析計(jì)算。在并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器內(nèi)部流場瞬態(tài)分析和預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析的基礎(chǔ)上開展蒸發(fā)器最大流速工況下振動(dòng)應(yīng)力分析。

1 "丙烷蒸發(fā)器結(jié)構(gòu)及工況參數(shù)

兩臺(tái)并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器（含丙烷入口三通管線）的三維模型如圖1所示。并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器進(jìn)出口接管如圖2所示。

對最大流速工況進(jìn)行分析，工況參數(shù)見表1。模擬計(jì)算邊界條件依據(jù)甲方提供的丙烷蒸發(fā)器實(shí)際工作工況設(shè)置，其管口載荷具體參數(shù)見表2。

2 "流動(dòng)理論及CFD仿真計(jì)算

2.1 "理論基礎(chǔ)與數(shù)學(xué)模型

流體流動(dòng)遵循納維斯托克斯方程（N-S），對于可壓縮黏性流體流動(dòng)求解應(yīng)用的控制方程有能量守恒方程、動(dòng)量守恒方程、質(zhì)量守恒方程。

流體絕熱流動(dòng)計(jì)算中，對于一個(gè)流體微元，增加的能量等于流入微元熱流量與面力和體力共同對微元做的功，則能量守恒方程表達(dá)式為：

式中""Cp——比熱容，kJ/（kg·K）；

k——傳熱系數(shù)，W/m·K；

ST——黏性耗散項(xiàng)；

T——溫度，℃；

u——介質(zhì)流速，m/s；

ρ——介質(zhì)密度，kg/m3。

流體中微元所承受的外力之和等于流體的動(dòng)量對時(shí)間的導(dǎo)數(shù)，即為牛頓第二定律的表述。在三維流域中，方程在x、y、z3個(gè)方向的表達(dá)為：

式中""gi——i方向的重力，N；

Fi——i方向的外部體積力，同時(shí)Fi包含源項(xiàng)，N；

p——微元體上靜壓力，Pa；

μ——流體動(dòng)力黏度，Pa·s；

τij——應(yīng)力張量。

流體流動(dòng)中微元在單位時(shí)間內(nèi)質(zhì)量的增量與在這一時(shí)間段流入微元的流體質(zhì)量相等，其數(shù)學(xué)表達(dá)式為：

式中""ρ——流體密度，kg/m3。

2.2 "湍流模型

RANS基于時(shí)間平均法建立雷諾平均方程，同時(shí)引入雷諾應(yīng)力方程求解湍流流場，雷諾時(shí)均方程中兩方程湍流模型k-?是在N-S方程的基礎(chǔ)上增加閉合方程進(jìn)行流域流場的計(jì)算，在設(shè)計(jì)工程應(yīng)用中具有很好的價(jià)值。因此本究使用雷諾時(shí)均法（RANS）湍流模型研究丙烷蒸發(fā)器湍流流場。

RANS方程的湍流模型又被稱為統(tǒng)計(jì)湍流模型，因?yàn)樗遣捎昧私y(tǒng)計(jì)平均方法來獲得方程，通過引入平均和波動(dòng)分量來求解一組修正的輸運(yùn)方程。介質(zhì)RANS方程流速為：

式中""ui——瞬時(shí)流速；

——平均流速。

對于k-ε雙方程湍流模型，將平均量代入式（4）、（5）的流體流動(dòng)方程式可得雷諾平均方程：

式中""p′——修正壓力，Pa；

Sm——?jiǎng)恿浚琸g·m/s；

μeff——流體有效黏度，Pa·s；

μi——湍流黏度，Pa·s。

湍流動(dòng)能k與湍流動(dòng)能耗散率?方程分別為：

其中，Cε1、Cε2、σk、σε的值分別為1.44，1.92，1.0和1.3；Pkb、Pεb代表浮力的影響，Pk為黏性力和浮力的產(chǎn)生項(xiàng)。

3 "流場分析[4～6]

3.1""計(jì)算模型與網(wǎng)格劃分

3.1.1 "模型建立

利用SolidWorks軟件三維模型，對關(guān)鍵部位進(jìn)行合理簡化。考慮到板片之間間隙狹小且板片與密封墊數(shù)量較多，流道建模與流場分析耗費(fèi)資源巨大且難以實(shí)現(xiàn)，對兩臺(tái)并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器進(jìn)行簡化，保留典型板片，對其余板片進(jìn)行簡化處理，計(jì)算兩臺(tái)并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器第1塊、最后1塊和中間板片的流動(dòng)信息，并加以分析，在保證計(jì)算的收斂性并提升計(jì)算效率和計(jì)算精度的前提下，對三維模型中工藝倒角、倒圓及對流動(dòng)分析影響很小的結(jié)構(gòu)做簡化處理，如圖3所示。使用ANSYS Workbench DM軟件反向建模分別生成丙烷蒸發(fā)器三維熱流道和右側(cè)冷流道內(nèi)部流域模型如圖4所示。

3.1.2 "網(wǎng)格劃分

采用ANSYS Workbench Mesh軟件中四面體/六面體混合網(wǎng)格對流道模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，在幾何形狀較復(fù)雜的部分采用非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，在幾何結(jié)構(gòu)較簡單的部分采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格。丙烷蒸發(fā)器熱流道模型的網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖5所示，網(wǎng)格數(shù)為492萬左右。

本次模擬計(jì)算中流量值是求解的重要結(jié)果，因此選取計(jì)算流量值為目標(biāo)進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)。劃分流體網(wǎng)格單元數(shù)從3"273"644到5"171"023，在壓差最大工況的邊界條件下，計(jì)算3種不同網(wǎng)格的流體流量值（表3）。由表3可知，通過網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)最終確定丙烷蒸發(fā)器流道網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)數(shù)為1"155"819，單元數(shù)為4"199"132。

丙烷蒸發(fā)器冷流道模型的網(wǎng)格劃分方式與熱流道相同，通過網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，確定網(wǎng)格數(shù)為網(wǎng)格數(shù)為135萬左右。冷流道網(wǎng)格結(jié)構(gòu)如圖6所示。

3.2""穩(wěn)態(tài)流場數(shù)值模擬分析

3.2.1""邊界條件確定

三維穩(wěn)態(tài)流場數(shù)值模擬采用ANSYS Fluent軟件進(jìn)行，結(jié)合工況條件，入口邊界采用壓力入口，出口邊界采用壓力出口。湍流模型采用RNG k-ε模型，近壁面處理采用增加壁面函數(shù)（Enhanced wall functions）。求解器流體計(jì)算方法采用SIMPLE，壓力的離散格式采用PRESTO！，對于湍流動(dòng)能和耗散率都選擇二階迎風(fēng)格式，收斂殘差系數(shù)為10-4，使用雙精度求解對模型進(jìn)行內(nèi)部三維湍流流動(dòng)數(shù)值模擬計(jì)算。

3.2.2""穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果分析

通過CFD-Post進(jìn)行后處理，得到丙烷蒸發(fā)器流域內(nèi)壓力、流速、跡線、溫度等云圖，并根據(jù)云圖對結(jié)果進(jìn)行分析。

圖7記錄了丙烷蒸發(fā)器第1塊板，冷側(cè)丙烷流道內(nèi)的壓力分布，由圖可知，介質(zhì)從下口進(jìn)入、上方流出，入口處壓力為0.126"MPa，出口處壓力為0.016 MPa。從入口到出口壓力梯度分布均勻，沒有產(chǎn)生局部低壓。

圖8記錄了丙烷蒸發(fā)器第1塊板，冷側(cè)丙烷流道內(nèi)的速度分布，由圖可知，介質(zhì)由下方接管進(jìn)入，入口段介質(zhì)兩側(cè)邊界層由于介質(zhì)黏性作用，速度滯留。介質(zhì)流經(jīng)彎管后，由于薄板的節(jié)流作用，使管內(nèi)的流體速度迅速下降。經(jīng)過節(jié)流后，部分區(qū)域產(chǎn)生局部低壓區(qū)，此低壓區(qū)易形成小尺度渦流。由圖9流線分布可知在節(jié)流板片前后出現(xiàn)了較多渦流，由于流道形式多為窄縫，介質(zhì)不易流動(dòng)，流速保持較低水平。出口處速度較大，速度在出口分布較為均勻。

圖10記錄了丙烷蒸發(fā)器第1塊板，熱側(cè)海水流道內(nèi)的壓力分布，由圖可知，介質(zhì)從上口進(jìn)入，下方流出，入口處壓力為0.359"8"MPa，出口處壓力為0.341"MPa。從入口到出口壓力梯度分布均勻，沒有產(chǎn)生局部低壓。

圖11記錄了丙烷蒸發(fā)器第1塊板，熱側(cè)海水流道內(nèi)的速度分布，由圖可知，介質(zhì)由上方接管進(jìn)入，入口段介質(zhì)兩側(cè)邊界層由于介質(zhì)黏性作用，速度滯留。介質(zhì)流經(jīng)彎管后，由于薄板的節(jié)流作用，使管內(nèi)的流體速度迅速下降。經(jīng)過節(jié)流后部分區(qū)域產(chǎn)生局部低壓區(qū)，此低壓區(qū)易形成小尺度渦流。由圖12流線分布可知在節(jié)流板片后出現(xiàn)了較多的渦流，由于流道形式多為窄縫，介質(zhì)不易流動(dòng)，流速保持較低水平，出口處速度較大。

3.3""瞬態(tài)流場數(shù)值模擬分析

3.3.1""瞬態(tài)流場計(jì)算前處理

計(jì)算丙烷蒸發(fā)器瞬態(tài)流場，提取流體激振力。邊界條件設(shè)置壓力進(jìn)口和壓力出口，壁面采用無滑移壁面。迭代收斂控制方程采用RMS方法，精度設(shè)置為10-5，參考壓力為大氣壓0.1"MPa，設(shè)置時(shí)間步長0.001"s。

3.3.2""瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果分析

冷熱流道同時(shí)監(jiān)測第1塊板受力隨時(shí)間變化規(guī)律，每1個(gè)時(shí)間步保存1個(gè)數(shù)據(jù)。監(jiān)測一定時(shí)間內(nèi)檢測面的受力情況，經(jīng)過板面冷熱流道受力疊加得出受力時(shí)域曲線如圖13所示，第1塊板受力在一定范圍內(nèi)波動(dòng)。

利用Matlab編程軟件將得到的時(shí)域譜通過FFT變化轉(zhuǎn)化為頻域譜，計(jì)算得出受力頻域幅值分布。由圖14可知，在最大工況時(shí)，板面受力幅值在50"Hz內(nèi)有峰值點(diǎn)，其中最大頻率在11"Hz。依據(jù)結(jié)構(gòu)共振原理和參考文獻(xiàn)[16]可知，工程中常把0.8～1.2倍的激振頻率范圍稱為共振區(qū)，依據(jù)此計(jì)算得到流體激振共振頻率區(qū)間為8.8～13.2"Hz。

4 "應(yīng)力分析[7～10]

4.1 "丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下預(yù)應(yīng)力分析

通過計(jì)算并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器在最大流速工況下的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，分析整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度能否達(dá)到使用要求，在此基礎(chǔ)上計(jì)算整體結(jié)構(gòu)最大流速工況下的模態(tài)頻率，進(jìn)而指導(dǎo)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化。

4.1.1 "丙烷蒸發(fā)器主要結(jié)構(gòu)材料參數(shù)

材料參數(shù)來源于GB"150—2011《壓力容器》、ASME SA-194—2021、ASME BPVC SECT.Ⅱ"Part D，2021"ED、ASME SB-265—2021，夾緊螺柱，板片材料參數(shù)根據(jù)ASME SB-265—2021查詢，并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器主要零部件材料參數(shù)見表4。

4.1.2""網(wǎng)格劃分及無關(guān)性檢驗(yàn)

由于并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器模型零件較多且復(fù)雜，考慮計(jì)算的精度及計(jì)算成本，對蒸發(fā)器進(jìn)行合理簡化，簡化后并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器在最大流速工況時(shí)，整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析模型如圖15所示。

將簡化后的幾何模型導(dǎo)入ANSYS Workbench有限元分析軟件中，根據(jù)并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器零部件之間實(shí)際裝配關(guān)系，拉桿和固定壓板之間設(shè)置綁定接觸，拉桿和活動(dòng)壓板之間設(shè)置摩擦接觸，摩擦系數(shù)取0.15，其他零件之間設(shè)置綁定接觸，以保證分析結(jié)果的準(zhǔn)確性。

考慮結(jié)構(gòu)分析計(jì)算的精度，以最大等效應(yīng)力為目標(biāo)值，進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)。在模型網(wǎng)格劃分的過程中，采用自適應(yīng)網(wǎng)格劃分和局部網(wǎng)格控制技術(shù)劃分網(wǎng)格?？紤]到網(wǎng)格數(shù)量和網(wǎng)格質(zhì)量對計(jì)算結(jié)果的影響，通過不斷細(xì)化網(wǎng)格以保證相鄰網(wǎng)格密度之間具有較小的數(shù)值分析誤差。對模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證見表5，網(wǎng)格模型如圖16所示。

4.1.3""靜力學(xué)結(jié)果分析

通過有限元計(jì)算，得到并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下整體結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力和變形分布云圖（圖17、18）。由圖17可知，整體結(jié)構(gòu)在最大流速工況下分布的最大應(yīng)力為336.69"MPa，分布在活動(dòng)壓板的下端，最大應(yīng)力值大于材料的許用應(yīng)力156 MPa，超出活動(dòng)壓板材料許用應(yīng)力范圍。需進(jìn)行應(yīng)力線性化評定。由于局部超應(yīng)力部位出現(xiàn)在活動(dòng)壓板與下導(dǎo)軌接觸部位，屬于結(jié)構(gòu)不連續(xù)區(qū)域，因此其薄膜應(yīng)力屬于局部薄膜應(yīng)力，彎曲應(yīng)力屬于二次應(yīng)力。根據(jù)ASME BPVC SECT.Ⅷ-Ⅱ，2021 ED標(biāo)準(zhǔn)的規(guī)定，其應(yīng)力強(qiáng)度評定需滿足表6所列規(guī)則。由圖18可知，整體結(jié)構(gòu)的最大變形分布在上部拉桿末端。上部拉桿末端在拉桿預(yù)緊力的作用下，拉桿末端向上變形，最大變形量為30.677"mm。

對活動(dòng)壓板最大等效應(yīng)力位置處做應(yīng)力線性化，如圖19所示，分解該路線上的等效應(yīng)力，即用等效線應(yīng)力代替實(shí)際應(yīng)力，取值由點(diǎn)1至點(diǎn)2隨位置變化。

對由點(diǎn)1至點(diǎn)2路徑進(jìn)行應(yīng)力評定，等效線性化評定線如圖20所示，活動(dòng)壓板應(yīng)力評定線的薄膜應(yīng)力沿壁厚方向均勻分布，為205.65"MPa；彎曲應(yīng)力中間位置為0 MPa，由中間向兩邊逐漸增大，且呈對稱變化，兩端的應(yīng)力值最大，為132.16 MPa；薄膜加彎曲應(yīng)力由內(nèi)壁到外壁逐漸降低，在活動(dòng)壓板外側(cè)出現(xiàn)最大應(yīng)力值為318.08"MPa。應(yīng)力評定結(jié)果均滿足要求（表7）。

4.2""丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析

模態(tài)分析的核心內(nèi)容是確定描述結(jié)構(gòu)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的模態(tài)參數(shù)，其中重要的有固有頻率和固有振型，它們表明了系統(tǒng)自由振動(dòng)的特性，求解結(jié)構(gòu)的模態(tài)，可以考察結(jié)構(gòu)是否會(huì)在外界激勵(lì)的作用下產(chǎn)生共振，進(jìn)而指導(dǎo)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和優(yōu)化。在靜力學(xué)計(jì)算的基礎(chǔ)上，進(jìn)行預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析計(jì)算。在考慮提升工況下靜力學(xué)分析的基礎(chǔ)上，模態(tài)分析時(shí)載荷及邊界條件的設(shè)置與靜力學(xué)分析一致。模態(tài)分析只考慮線性狀態(tài)下的分析，接觸算法為MPC算法，在此基礎(chǔ)上采用Lanczons方法對并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器的固有頻率進(jìn)行分析。

丙烷蒸發(fā)器板片受介質(zhì)壓力、重力及自身慣性力等動(dòng)態(tài)交變載荷的作用，由于所受載荷的交變性和隨機(jī)性，使得整體結(jié)構(gòu)極易產(chǎn)生振動(dòng)，當(dāng)整體結(jié)構(gòu)的固有頻率與激振頻率相同時(shí)便會(huì)發(fā)生共振，共振使得結(jié)構(gòu)發(fā)生疲勞斷裂。

4.2.1 "預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析

采用預(yù)應(yīng)力模態(tài)分析模塊，將靜力學(xué)應(yīng)力分析的應(yīng)力數(shù)據(jù)作為載荷輸入到模態(tài)分析模塊，計(jì)算得到預(yù)應(yīng)力作用下整體結(jié)構(gòu)的各階固有頻率和振型。根據(jù)振動(dòng)理論，低階振動(dòng)頻率比高階振動(dòng)頻率更危險(xiǎn)，因此前幾階振動(dòng)對整體結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)性能影響較大，故只選取整體結(jié)構(gòu)前六階模態(tài)進(jìn)行分析研究。

求解得到在最大流速工況下前6階的固有頻率見表8，可以看出最小固有頻率是1階固有頻率，其值為5.0917"Hz，最大流速工況下的前6階模態(tài)振型如圖21所示。

由表8和圖21可知，最大流速工況下，并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器整體結(jié)構(gòu)的前6階模態(tài)頻率隨階數(shù)的增加呈現(xiàn)遞增的趨勢。主振型表現(xiàn)為整體結(jié)構(gòu)的彎曲、扭轉(zhuǎn)、拉伸、橫向擺動(dòng)及拉桿的彎曲等特征。

由瞬態(tài)流場計(jì)算結(jié)果可知，丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下流體激振頻率為11"Hz，其共振區(qū)頻率范圍為8.8～13.2"Hz，丙烷蒸發(fā)器整體結(jié)構(gòu)前6階模態(tài)頻率分別為5.091"7、5.266"3、7.522"9、7.534"8、7.956"0、8.407"9"Hz。隨著階數(shù)增大整體結(jié)構(gòu)模態(tài)頻率依次遞增，其低階模態(tài)頻率不在流體激振共振區(qū)內(nèi)（8.8～13.2"Hz）。因此丙烷蒸發(fā)器在最大流速工況下，流體激勵(lì)載荷下不會(huì)發(fā)生共振。

4.3 "丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下諧響應(yīng)振動(dòng)應(yīng)力分析

4.3.1 "諧響應(yīng)振動(dòng)應(yīng)力分析

將模態(tài)分析結(jié)果導(dǎo)入諧響應(yīng)分析模塊，利用MATLAB軟件將圖20中瞬態(tài)流場計(jì)算得到的激勵(lì)力進(jìn)行傅里葉變換，作為激勵(lì)力添加至諧響應(yīng)分析模塊，進(jìn)行諧響應(yīng)分析。

經(jīng)過諧響應(yīng)分析計(jì)算可知，整體結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力和最大變形值隨著頻率的增大而增大，計(jì)算得到4"Hz頻率下最大應(yīng)力值為277.2"MPa，位于活動(dòng)壓板下端，最大變形為40.964"mm，分布于拉桿末端。1～4"Hz時(shí)，整體結(jié)構(gòu)的振動(dòng)應(yīng)力變形云圖如圖22所示。

5 "結(jié)論

5.1 "并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器在最大流速工況下由于流道形式多為窄縫，介質(zhì)不易流動(dòng)，流速保持較低水平。通過節(jié)流板片后出現(xiàn)了較多的渦流，出口處速度較大。

5.2 "通過瞬態(tài)計(jì)算提取了流體激振力，利用Matlab編程軟件將得到的時(shí)域譜通過FFT變化轉(zhuǎn)化為頻域譜，獲得流體湍流脈動(dòng)引起的激振頻率，得到流體激振共振頻率區(qū)間為8.8～13.2"Hz。

5.3 "通過并聯(lián)丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下整體結(jié)構(gòu)的靜力學(xué)分析可知，蒸發(fā)器最大流速工況下最大應(yīng)力部位分布在活動(dòng)壓板下端，最大應(yīng)力值為336.69 MPa，經(jīng)應(yīng)力評定，結(jié)果滿足結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求；拉桿的最大變形量為30.677 mm，滿足使用要求。

5.4 "由瞬態(tài)流場計(jì)算結(jié)果可知，丙烷蒸發(fā)器最大流速工況下流體激振頻率為11"Hz，其共振區(qū)頻率范圍為8.8～13.2"Hz，丙烷蒸發(fā)器的前六階模態(tài)頻率分別為5.091"7、5.266"3、7.522"9、7.534"8、7.956"0、8.407"9"Hz，其低階模態(tài)頻率不在流體激振共振區(qū)內(nèi)（8.8～13.2"Hz）。因此丙烷蒸發(fā)器在最大流速工況下，流體激勵(lì)載荷下不會(huì)發(fā)生共振。

5.5 "最大流速工況下的諧響應(yīng)分析，整體結(jié)構(gòu)振動(dòng)應(yīng)力隨頻率的增加而增大，流體激振載荷引起的最大振動(dòng)應(yīng)力部位位于活動(dòng)壓板的下端，最大振動(dòng)應(yīng)力為277.2"MPa，振動(dòng)應(yīng)力引起的最大變形位于拉桿末端，最大變形值為40.964"mm，拉桿末端表現(xiàn)為向一側(cè)彎曲。

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（收稿日期：2024-01-16，修回日期：2024-11-14）

作者簡介：張?jiān)?987-），高級工程師，從事高效板式換熱器研發(fā)設(shè)計(jì)工作，13659402427@126.com。

引用本文：張?jiān)?，楊樹，馮子棟，等.船用低溫蒸發(fā)器并聯(lián)流激振動(dòng)應(yīng)力分析[J].化工機(jī)械，2024，51（6）：000-000.