热交换器
戴季煌
热交换器2015.01
第一部分GB151-2014
1. 修改了标准名称，扩大了标准适用范围：
1.1提出了热交换器的通用要求，也就是适用于其他结构型式热交换器。并对安装、使用等提出要求。
1.2规定了其他结构型式的热交换器所依据的标准。
2. 范围：
GB151-201X《热交换器》规定公称直径范围（DN≤4000mm，原为2600mm）、公称压力（PN≤35MPa）及压力和直径乘积范围（PN×DN≤2.7×104，原为1.75×104）。并且管板计算公式推导过程的许多简化假定不符合。也给制造带来困难。TEMA控制壳体壁厚3〞（76mm）、双头螺柱最大直径为4〞（102mm）。
3.术语和定义
3.1公称直径DN
3.1.1卷制、锻制、圆筒
以圆筒内直径（mm）作为换热器的公称直径。
3.1.2钢管制圆筒
以钢管外径（mm）作为换热器的公称直径。
3.2公称长度LN
以换热管的长度（m）作为换热器的公称长度，换热管为直管时，取直管长度；换热管为U形管时，取U 形管的直管段长度。
3.3换热面积A
3.3.1计算换热面积
换热面积是以换热管外径为基准，以二管板内侧的换热管长度来计算换热面积，计算得到的管束外表面积（m2）；对于U形管换热器，一般不包括U形管弯管段的面积。当需要把U形弯管部分计入换热面积时，则应使U形端的壳体进（出）口安装在U形管末端以外，以消除U形管末端流体停滞的换热损失。
3.3.2公称换热面积
公称换热面积是将计算面积经圆整后的换热面积（m2），一般取整数。
4.工艺计算（新增加）
4.1设计条件（用户或设计委托方应以正式书面形式向设计单位提出工艺设计条件），内容包含
4.1.1操作数据：包括流量、气相分率、温度、压力、热负荷等；
4.1.2物性数据：包括介质密度、比热、粘度、导热系数或介质组成等；
4.1.3允许阻力降；
4.1.4其他：包括操作弹性、工况、安装要求（几何参数、管口方位）等。
4.2选型应考虑的因素
4.2.1合理选择热交换器型式及基本参数，满足传热、安全可靠性及能效要求；
4.2.2考虑经济性，合理选材；
4.2.3满足热交换器安装、操作、维修等要求。
4.3计算
热交换器工艺计算时应进行优化，提高换热效率，满足工艺设计条件要求。需要时管壳式热交换器还应考虑流体诱发振动。
5.设计参数
5.1压力
5.1.1压差设计
同时受管、壳程压力作用的元件，当能保证制造、开停工、及维修时都能达到按规定压差进行管、壳程同时升、降压和装有安全装置时，方可按元件承受的压差设计。
5.1.2真空设计
真空侧的设计压力，应按GB150的规定，当元件一侧受真空作用，另一侧受非真空作用时，其设计压力应为两侧设计压力之和，即为最苛刻的压力组合。
5.1.3试验压力
试验压力p T =1.25[σ]/[σ]t ，当容器元件所用材料不同时，应取各元件材料的[σ]/[σ]t 比值中最小者。 外压容器和真空容器以内压进行压力试验。
1）当p t ＜p s 时，各程分别按上述办法试压。当p t （或p s ）为真空时，则p s ＋0.1（或p t ＋0.1）再乘以规定值。 2）当p t ＞p s 时，壳程试验压力按管程试验压力。 5.2温度
5.2.1设计温度
换热器在正常的工作情况下，设定的元件金属温度（沿元件金属横截面的温度平均值），它与设计压力一起作为设计载荷条件，设计温度不得低于元件金属在工作状态下可能达到的最高温度，对于0℃以下的金属温度，设计温度不得高于元件金属可能达到的最低温度。
管程设计温度是指管程的管箱设计温度。非换热管的设计温度。 对于同时受两程温度作用的元件可按金属温度确定设计温度，也可取较高侧设计温度。
在任何情况下元件金属的温度不得高于材料允许使用的温度。 5.2.2元件金属温度确定。 5.2.2.1传热计算求得 1）换热管壁温t t
热流体热量通过管壁传给冷流体（图1）。换热管壁温t t
()tc th t t t t +=
2
1
（1） 2）壳体圆筒壁温t s 图1
壳体圆筒壁温计算与换热管壁温相同，不同的地方圆筒外为大气温度，有保温的基本是圆筒外壁温度。 5.2.2.2已使用的同类换热器上测定
5.2.2.3根据介质温度并结合外部条件确定。
6. 厚度附加量
6.1钢材厚度负偏差 6.2腐蚀裕量的规定
根据预期的容器寿命和介质对金属材料的腐蚀速率确定。
各元件受到的腐蚀程度不同时，可采用不同的腐蚀裕量，（表1）。
表1
腐蚀率 无腐蚀 轻微腐蚀 有腐蚀 严重腐蚀 毫米/年
＜0.05
0.05～0.5
0.5～1.5
＞1.5
6.3腐蚀裕量的考虑原则
6.3.1各元件受到的腐蚀程度不同时，可采用不同的腐蚀裕量。
6.3.2考虑两面腐蚀的元件：管板、浮头法兰、球冠形封头、分程隔板。
6.3.3考虑内表面腐蚀的元件：管箱平盖、凸形封头、管箱、壳体、容器法兰和管法兰的内径面上。 6.3.4管板和平盖上开槽时：当腐蚀裕量大于槽深时，要加上两者的差值。
6.3.5不考虑腐蚀裕量的元件：换热管、钩圈、浮头螺栓、拉杆、定距管、拆流板、支持板、纵向隔板。当腐蚀裕量很大时也要考虑。
7.焊接接头分类（增加）与焊接接头系数。
对于换热管与管板连接的内孔焊，进行100%射线检测时焊接接头系数φ=1.0，局部射线检测时焊接接头系数φ=0.85，不进行射线检测时焊接接头系数φ=0.6。 8.泄露试验
泄露试验的种类和要求应在图样上注明。 9.材料和防腐
换热器用钢材除采用GB150.2中所规定的材料外，作为GB151换热器的零部件还需要作进一步考虑。 9.1管板、平盖
管板、平盖一般情况用锻件优于用钢板，但用锻件的成本要高很多，故在条件不苛刻时，用板材作管板、平盖依然很多。一般规定如下：
1）钢板厚度δ＞60mm时，宜采用锻件。
2）带凸肩的管板、内孔焊管板和管箱平盖采用轧制板材直接加工制造时，碳素钢、低合金钢厚度方向性能级别不应低于GB/T5313-2010（厚度方向性能管板）中的Z35级，并在设计文件上提出附件检验要求。
3）采用钢板作管板和平盖时，厚度大于50mm的Q245R、Q345R，应在正火状态下使用。
9.2复合结构的管板、平盖
管板、平盖可采用堆焊或爆炸复合结构，当管程压力不是真空状态时，平盖亦可采用衬层结构。
9.2.1堆焊结构
用堆焊制作的管板与平盖，其覆层与基层的结合是最好的，但堆焊的加工难度大，中间检验、最终检验及热处理的要求高，堆焊一般有手工堆焊和带极堆焊两种方法。
（1）管板堆焊结构：其覆层完全可计入管板的有效厚度（以许用应力比值折算），与换热管连接采用强度焊时，有充分的能力来承受换热管的轴向剪切载荷。
（2）常用带分程隔板槽管板堆焊结构见图2。
单管程不带分程隔板槽的管板堆焊层大于或等于8mm。
（a）正确结构图（b）错误结构图
图2
（3）管板堆焊技术要求：
9.2.2爆炸、轧制复合板
管板和平盖采用的复合板等级要求见表2。
表2
标准
元件
管板平盖
NB/T47002.1-2010
《压力容器用爆炸焊接复合板第1部分：不锈钢—钢复合板》剪切强度≥210MPa
1级，结合率100%
剪切强度≥210MPa
3级，结合率≥95%
NB/T47002.2-2010
《压力容器用爆炸焊接复合板第2部分：镍—钢复合板》剪切强度≥210MPa
1级，结合率100%
剪切强度≥210MPa
3级，结合率≥95%
NB/T47002.3-2010
《压力容器用爆炸焊接复合板第3部分：钛─钢复合板》剪切强度≥140MPa
1级，结合率100%
剪切强度≥140MPa
3级，结合率≥95%
NB/T47002.4-2010
《压力容器用爆炸焊接复合板第4部分：铜—钢复合板》剪切强度≥100MPa
1级，结合率100%
剪切强度≥100MPa
3级，结合率≥95%
9.2.3规定了不得使用的衬层复合结构：
9.2.4管板复合结构的评价
堆焊复合：其覆层完全可计入管板的有效厚度（以许用应力比值折算），与换热管连接采用强度焊时，有充分的能力来承受换热管的轴向剪切载荷。
爆炸复合：采用标准中1级的复合钢板时，覆层是否计入管板有效厚度由设计者自行决定（钛、铜覆层不能计入管板有效厚度内），但管板覆层与换热管的强度焊，可以承受换热管的轴向剪切载荷。
9.3有色金属
9.3.1铝及铝合金
（1）设计参数：p≤16MPa，含镁量大于或等于3%的铝和铝合金，-269℃≤t≤65℃，其他牌号的铝和铝合金，-269℃≤t≤200℃；
（2）在低温下，具有良好的塑性和韧性；
（3）有良好的成型及焊接性能；
（4）铝和空气中的氧迅速生成Al2O3薄膜，故在空气和许多化工介质中有着良好的耐蚀性。
9.3.2铜和铜合金
（1）设计参数：p≤35MPa；
（2）纯铜：t≤200℃；铜合金：一般的铜合金在200℃，但铁白铜管的性能稳定，可用到400℃。
（3）具有良好的导热性能及低温性能；
（4）具有良好的成型性能，但焊接性能稍差。
9.3.3钛和钛合金
（1）设计参数：p≤35MPa，t≤315℃，钛—钢复合板t≤350℃；
（2）密度小（4510kg/m3），强度高（相当于Q245R）；
（3）有良好的低温性能，可用到-269℃；
（4）钛－钢不能焊，且铁离子对钛污染后会使耐腐蚀性能下降；
（5）表面光滑，粘附力小，且表面具有不湿润性，特别适用于冷凝；
（6）钛是具有强钝化倾向的金属，在空气或氧化性和中性水溶液中迅速生成一层稳定的氧化性保护膜，因而具有优异的耐蚀性能。
（7）用于制造压力容器壳体时，应在退火状态下使用。
9.3.4镍和镍合金
（1）设计参数：p≤35MPa；
（2）有良好的低温性能，可用到-269℃；
（3）具有良好的耐腐蚀性能；
（4）具有良好的成型性能。
（5）用于制造压力容器受压元件时，应在退火或者固溶状态下使用。
9.3.5锆及锆合金
（1）设计参数：p≤35MPa；
（2）有良好的低温性能，可用到-269℃；
（3）具有良好的耐腐蚀性能；
（4）具有良好的成型性能。
9.4换热器材料
9.4.1钢制无缝管
提高了管壳式热交换器管束的尺寸精度要求，规定为Ⅰ级、Ⅱ级管束。按GB150规定。
9.4.2奥氏体不锈钢焊管
9.4.2.1 p≤10MPa（国外无此限制）。
9.4.2.2不得用于极度危害或高度介质。
9.4.2.3钢管应逐根进行涡流检测，对比样管人工缺陷应符合GB/T 7735 中验收等级B 的规定。
9.4.2.4奥氏体不锈钢焊管的焊缝系数φ＝0.85。
9.4.3强化传热管
实践证明在蒸发、冷凝、冷却及无相变传热过程中，采用适当的强化传热管，将会起到显著的强化传热的效果，但如果选择不当，反而会适得其反。
一般的强化传热管有螺纹管（整体低翘片管）、波纹管、波节管（GB/T28713.1～.3），以及特型管（GB/T24590）。此外应用较多的还有：
1）用于无相变传热：螺旋槽管、横槽管、缩放管、内翘片管及内插入管等。
2）适用有相变传热：单面或双面纵槽管、锯形翘片管、T形翘片管及表面多孔管等。
9.4.4 GB150.2对换热器的使用规定
在GB150.2-2011中 5.1.4～5.1.7中规定钢管用作换热管均应选用高精度级的冷拔或冷轧钢管，同时根据NB/T47019.1-2011《热交换器用管订货技术条件第一部分通则》中表1和表2表述，热交换器用管均为冷拔（轧）管且为高级精度，因此钢制管壳式换热器遵循GB150.2-2011规定均应设计为I级管束管板管孔直径允许偏差应均按I级管束选定。
9.4.5NB/T47011.1～NB/T 47011.8-2011《锅炉、热交换器用管订货技术条件》中用作换热管的规定，已和老钢管标准及GB151-1999有较大变化，除与GB150-2011中变化外，还有以下变化。
1）外径允许偏差。
换热管外径和壁厚允许偏差均比GB151-1999标准严格。
2）非合金钢和合金钢无缝换热管订货技术条件
例约定项目中晶间腐蚀试验，若介质易产生晶间腐蚀，钢管的材料要求，在设计文件中必须明确要求钢管在出厂检验时必须通过晶间腐蚀检验。
3）无缝和有缝不锈钢换热管订货技术条件
在NB/T47019.5-2011规定了GB13296《锅炉、热交换器用不锈钢无缝钢管》和GB/T24593《锅炉和热交换器用奥氏体不锈钢焊接钢管》用作换热管时的订货技术条件。
9.5防腐
目前换热器防腐有如下几种措施：
9.5.1防腐涂层。一般采用非金属涂层，常用的水冷器有防腐、防垢涂料847和901，还有Ni－P镀层，但在油气系统使用较多的是涂陶瓷，现场证明效果较好。
9.5.2金属涂层。一般有镀Ni、Ti、铜等，工艺效果虽好，但造价昂贵是影响使用的障碍。
9.5.3金属堆焊。一般采用碳钢、Cr－Mo钢堆焊不锈钢较多，用来抗硫化氢酸性腐蚀。该方法造价较低，效果很好，一般化肥、乙烯、炼油中加氢、重整、预加氢使用很多。另外，还有复合板、双向钢钢管用量也较大，效果较好。
9.5.4缓蚀剂。目前炼油装置、化工装置多采用一脱四注的方式较多，效果也较明显。
10. 管壳式换热器类型
管壳式换热器在工业中用量约占换热器总量90%，是应用最为广泛的一种换热器。
典型管壳式换热器的结构形式有固定管板换热器、U型管换热器、浮头式换热器、填料函式换热器、釜式重沸器、双管板式换热器、拉撑管板换热器、挠性管板换热器和缠绕管换热器。
10.1固定管板换热器
固定管板换热器（图3）是二端管板与壳体固定连接（整体或夹持式）。
这是使用最为广泛的一类换热器。换热管两端固定在管板上，管板焊于壳体上。
固定管板换热器宜用于场合：
1）管、壳程金属温差不是很大，而压力较高的场合。当管、壳程金属温差较大时，压力就不能太高，因为温差大，必然增加膨胀节，由于膨胀节耐压能力差。
2）由于壳程无法机械清洗，因此要求壳程介质干净；或虽会结垢，但通过化学清而能去除的场合。
（1）优点：
1）其结构简单，锻件使用较少，制造成本低。
2）管程可以分成各种形式的多程，壳程也分成二程。
3）传热面积比浮头式换热器大20%～30%。
4）旁路漏流较小。
图3
（2）缺点：
1）不适用于换热管与壳程圆筒的热膨胀变形差很大的场合，管板与管端之间易产生温差应力而损坏。
2）管子腐蚀后造成连同壳体报废，壳体部件寿命决定于管子寿命，故设备寿命相对较低。
3）壳程不能清洗，检查困难。
10.2 U型管换热器
U型管换热器（图4）是换热管二端固定在同一块管板上，管板与壳体固定连接（整体或夹持式）。
图4
U型管换热器可用于以下场合
1）管程走清洁流体。
2）管程压力特别高。
3）管、壳程金属温差很大，固定管板换热器连设置膨胀节都无法满足要求的场合。
（1）优点：
1）U形换热管尾端的自由浮动解决温差应力，可使用于两种介质温差较大。管、壳程金属温差不受限制。
2）管束可抽出，便于要经常清洗换热管外壁。
3）只有一块管板，加之法兰的数量也少，故结构简单而且泄漏点少，造价较低。
4）可在高温、高压下工作，一般适用于t≤500℃，p≤10MPa。
5）可用于壳程结垢比较严重的场合。
（2）缺点：
1）管程流速太高时，将会对U形弯管段产生严重的冲蚀，影响寿命，尤其R小的管子，应控制管内流速。
2）管程不适用结垢较重的场合。
3）由于弯管R mim的限制，分程间距宽，故比固定管板换热器排管略少。
4）换热管泄漏时，除外圈U形管外，不能更换，只能堵管。
5）管束中心部位孔隙较大，流体易走短路，影响传热效果，应增加隔板，减少短路现象。
6）因死区较大，只适用于内导流筒。
7）管板上排列换热管数较少。
8）最外排的管子U型弯曲段，因为无支撑的跨度较大，宜导致流体诱发振动问题。
9）有应力腐蚀要求时应慎重考虑。
10.3浮头式换热器
浮头式换热器（图5）是一端管板与壳体固定连接（夹持式），另一端的浮头管板（包括浮头盖、勾圈等）在管箱内自由浮动，故无需考虑温差应力，管、壳程金属壁温差很大场合。
（1）优点：
图5
1）管束可以抽出，以方便清洗管、壳程。
2）壳体壁与管壁不受温差限制。
3）可在高温、高压下工作，一般t≤450℃，p≤6.4MPa。
4）可用于结垢比较严重的场合。
5）可用于管程腐蚀场合。
（2）缺点：
1）处于壳程介质内的浮头密封面操作中发生泄漏时很难采取措施。
2）结构复杂，金属材料耗量大，成本高。
3）浮头结构复杂，影响排管数。
4）压力试验时的试压胎具复杂。
5）金属材料耗量大，成本高20%。
10.4填料函式换热器
一端管板与壳体固定连接（夹持式），另一端的管板在填料函内自由浮动。
管束可以伸缩，可使用于两种介质温差较大。结构也较浮头简单，制造方便，成本优于浮头换热器。因管束可抽出，易于检修清洗。宜使用于有严重腐蚀介质。
10.4.1外填料函式换热器（图6）
适用设备直径在DN700mm以下，且操作压力和操作温度也不宜过高，一般用于p≤2.0MPa场合。
10.4.2滑动管板填料函换热器
10.4.2.1单填料函式换热器（图7）
图6 图7
在填料内侧密封处，管壳程介质间仍会产生串流现象，不适用管壳程介质不
允许混合的场合。
10.4.2.2双填料函式换热器（图8）
该结构以内圈为主要密封，防止内、外漏，而以外圈以辅助密封，防止外漏，
且内外密封圈之间设置泄漏引出管与低压放空总管相连。该结构可用于中度危
害、易爆等介质。
10.5釜式重沸器
釜式重沸器（图9）是一端管板与壳体固定连接（夹持式），另一端为U形
管束或浮头管束，壳程为单（或双）斜锥具有蒸发空间的壳体，故管程的温度和
压力比壳程高，一般为管程介质加热壳程介质。p≤6.4MPa。
（1）优点：图8
1）适用于塔底重沸器、侧线虹吸式重沸器。
2）节约设备重量25%以上。
3）抗腐蚀性能良好。
4）有自清洗作用。管、壳程温差大的场合。
5）总传热系数提高40%以上。
6）汽化率较高的场合（30～80%）。
7）重沸工艺介质的液相作为产品或分离要求高的场合。
8）抗腐蚀性能良好。
1—偏心锥壳2—堰板3—液面计接口
图9
（2）缺点：
1）在重油设备上，如渣油、原油设备无应用历史。
2）不适用于有湿硫化氢场合。
10.6双管板式换热器
双管板式换热器（图10）是每一侧有二块管板，换热管的一端同时与二块管板连接。
主要用于管程和壳程之间介质相混合后，将会产生严重后果。但制造困难；设计要求高。
1）防腐蚀：管程和壳程二介质相混合后会引起严重腐蚀。
2）劳动保护：一程为剧毒介质，渗入另一程会引起系统大面积污染。
3）安全方面：管程和壳程介质相混合后，引起燃烧或爆炸。
4）设备污染：管程和壳程介质相混合后，引起聚合或生成树脂状物质。
5）催化剂中毒：另一程介质混入后造成催化剂性能改变或化学反应。
6）还原反应：管程和壳程介质相混合后，引起化学反应终止或限制。图10 7）产品不纯：管程和壳程介质相混合后，引起产品污染或产品质量下降。
10.6.1双管板固定管板换热器（图11）
图11
10.6.2双管板U形管换热器（图12）
10.6.3双管板U形管釜式重沸器（图13）
图12
图13
10.7拉撑管板换热器
拉撑管板换热器（图14）是管板厚度较薄，一般厚度在12～18mm之间。
10.7.1结构型式有：
（1）贴面式（德国）：管板焊在设备法兰密封面上（图14a）。
（2）镶平式（原苏联ГОСТ标准）：管板焊在设备法兰密封面其平（图14b）。
（3）角焊式（原上海医药设计院研制）：管板焊在壳体上（图14c）。
10.7.2适用范围：
a b c
图14
1）设计压力：管程和壳程分别不大于1.0 MPa；
2）温度范围：管程和壳程的设计温度范围0℃～300℃；换热管与壳体平均壁温差不超过30℃；
3）直径范围：壳体内径不大于1200mm；
4）换热管长度：不超过6000mm。
5）换热管应采用光管，且与壳体材料的线膨胀系数接近（两者的数值差不大于10%）。
10.7.3不宜设置膨胀节。
HG21503-1992《钢制固定式薄管板列管换热器》标准中选用“角焊式”和“贴面式”两种结构。
薄管板的计算以换热管与壳体对管板是固定支撑，管板是在换热管与壳体固定支撑下的受压平板，因此换热管必须在操作中保持刚性，壳体也不能设置膨胀节，所以管壁与壳壁温差不能太大，要保证换热管与壳体的纵向稳定。换热管与管板必须采用焊接，但实际情况下，薄管板亦不能采用胀接办法，因薄管板的厚度一般为12～16mm左右，如采用胀接时，管板将塑性变形，不能达到强度和密封性的要求。同时要求管板不兼作法兰，因薄管板承受不了法兰传过来的弯矩。因此采用薄管板必须满足上述要求。
薄管板亦可用于多程换热器，密封槽和分程槽均可直接开在薄管板上，因管板的强度计算厚度较小，开槽后强度也是足够的。但角焊式（原上海医药设计院研制）的结构，因薄管板的焊接形式不同，多程时需焊上用以开分程槽的隔板。
由于薄管板与法兰的连接形式各不相同，因而各有其优缺点，现分析如下。
1）受力和强度方面
从管板强度来看，角焊式（原上海医药设计院研制）研制的结构较好，它具有较大灵活性，主要是管板离开法兰，减少法兰力矩对管板的影响，从而降低了管板由法兰螺栓引起的应力。因法兰力矩引起的管板上应力是主要的，因此减小法兰力矩引起的应力，相应降低了管板总的应力。法兰螺柱在预紧时，法兰变形使管板受到周向压缩，而管板的周向刚度很大，给法兰以反力矩，减小了法兰的变形，亦减小了管板的应力。反力矩的大小决定于管板中心面与法兰中心面的偏心距e和管板周向刚度。角焊式（原上海医药设计院研制）研制的结构中的e值可由设计者自由选择，就显得有较大的灵活性。但e值不能选择过大，过大增加筒体长度，增加投资。
前苏联的结构，因管板中性面与法兰中性面接近，受法兰的力矩最大。德国的结构形式，较优于前苏联的结构形式。
2）在防腐蚀方面
从防腐蚀要求来考虑，前苏联的结构无任何优点，而德国的结构和角焊式（原上海医药设计院研制）研制的结构各有优缺点。当管程介质为腐蚀性介质时，选用德国结构较好，因法兰与管程腐蚀介质不接触，而不需选用耐腐蚀材料制造法兰；当壳程介质为腐蚀性介质时，选用角焊式（原上海医药设计院研制）研制结构较好，这时法兰与壳程腐蚀介质不接触，法兰可选用普通钢材制造；当壳程和管程介质均为腐蚀性介质，则选用上海医药设计院研制结构较好，因选用该结构时，可选用带衬环法兰，以达到防腐蚀要求。而前苏联的结构无论何种情况，腐蚀介质均要与法兰接触，法兰不能不选耐腐蚀材料。
10.8挠性管板换热器
适用于管程介质为气体，壳程产生饱和水蒸气的卧式管壳式余（废）热锅炉。
Ⅰ型管板与壳体（管箱）的连接（见图15a）和Ⅱ型管板与壳体（管箱）的连接（见图15b）。
图15 挠性管板换热器
适用范围：
1）管程设计压力不大于1.0MPa，壳程设计压力不大于5.0 MPa且壳程压力应大于管程压力；
（1）Ⅰ型用于管程设计压力小于或等于0.6MPa；
（2）Ⅱ型用于管程设计压力小于或等于1.0MPa。
2）壳体直径与换热管长度分别为2500mm和7000mm。
10.9高效缠绕管换热器
（a）多头换热器管板（b）现场缠管一（c）现场缠管二
图16
为节省设备投资，在有限换热器壳体容积中，布置最大换热管传热面积，提高换热效率，管壳式缠绕管换热器（图16）应运而生。此类换热器为多层多头在芯棒上缠绕焊接不锈钢小直径换热管，结构如图16所示。
10.10奥氏体不锈钢波纹换热管换热器
1）适用范围：
（1）设计压力不大于4.0MPa；
（2）设计温度不大于300℃；
（3）公称直径不大于2000mm；
（4）公称直径不大于与设计压力的乘积不大于4000。
2）不适用的场合
（1）毒性程度为极度或高度危害的介质；
（2）易爆介质；
（3）存在应力腐蚀倾向的场合。
11. 热交换器类别的划分
根据管程和壳程的工作（设计）压力、介质特性、容积等参数，按《固容规》分别确定管程和壳程的容器类别，按容器类别高的作为该台换热器的容器类别。但应当按照管程和壳程各自类别分别提出设计，制造技术要求。
12.管程和壳程
12.1管程
介质流经换热管内的通道及与其相贯通部分。
12.1.1管箱圆筒壁厚
GB151规定管箱圆筒壁厚最小厚度的规定。管箱仅封头时可不按此规定。
12.1.2管箱深度
最小内侧深度规定：
1）轴向接管单管程：主要考虑流体均匀分布到换热管内，一般说问题不大。
2）多程：两程之间的最小流通面积不小于每程换热管流通面积1.3倍，每程换热管流通面积即每程换热管数n乘上换热管内流通的截面积。
12.1.3管程防冲板
当液体ρv2＞2230kg/（m·s2）（ρ—介质密度kg/m3；v—介质流速，m/s）时，采用
轴向入口接管的管箱宜设置防冲板。
12.1.4分程隔板
最小厚度的规定，比GB151-199增加厚度。
结构：大直径换热器隔板应设计为双层结构，既增加刚度又有利隔热。
卧式换热器分程隔板上要开设排净孔（泪孔），主要能把残液排放干净。
12.1.5管箱热处理
当碳钢、低合金钢制的焊有分程隔板的管箱以及管箱的侧向开孔大于1/3（即
d>D/3）圆筒内经的管箱（图17），管箱要进行整体热处理。图17
12.1.6分程隔板与管箱内壁应采用双面连续焊，最小焊脚尺寸为3/4倍的隔板厚度。
12.2壳程
介质流经换热管外的通道及与其相贯通部分。
壳程内主要由折流板、支持板、纵向隔板、旁路挡板、防冲板、拉杆、定距管、导流筒、滑板等元件组成。由于各种形式换热器的工艺性能、使用场合不同，壳程内各种元件的设置亦不同，以满足设计要求。
各元件在壳程内设置，按其不同的作用，可分为两类。
圆筒最小厚度的规定主要保证刚度和支座处的局部应力。
13.布管
13.1三角形排列
13.1.1正三角形排列图18 图19
正三角形排列（图18），介质流经折流板缺口是垂直正对换热管，冲刷换热管外表面，
传热上称为错列，介质流动时形成湍流，对传热有利，管外传热系数较高。
正三角形排列用于壳程介质较清洁，换热管外不需清洗。
13.1.2转角三角形排列
转角三角形排列（图19），介质流经折流板缺口是平行于三角形的一边，传热上称为直
列，介质流动时有一部分是层流，对传热有不利影响。对有相变的换热器，宜采用转角三
角形排列，因为卧式冷凝器的折流板的缺口边是左、右布置，气体流动方向与冷凝液流动
方向是垂直的（图20），当冷凝液向下流动是，气体对下滴的冷凝液有吹除和切割作用，使
管外壁的液膜厚度相对减少。图20
13.2正方形排列
13.2.1正方形排列（图21），介质流经折流板缺口是平行于正方
形，传热上称为直列，介质流动是层流，对传热有不利影响。
13.2.2转角正方形排列
转角正方形排列（图22），介质流经折流板缺口是垂直正对换热
管，冲刷换热管外表面，传热上称为错列，介质流动时形成湍流，图21 图22
对传热有利。
13.3同心圆
同心圆靠近壳体的地方布管较均匀，小直径比三角形排列多，超过6圈就较三角形排列少。
13.4布管设计
换热器经化工工艺专业传热计算和管壳程压力降计算后,确定了换热器型式、换热面积、换热管管径、管间距、管壳程程数、折流板型式、块数和缺口布置及切割比例，而由换热器机械设计专业进行施工图布管设计。设计中必须考虑如下因素。
13.4.1布管限定圆
布管限定圆是指换热管外壁所限定圆直径D L。
浮头式换热器从结构上考虑。
13.4.2管板分程隔板槽
槽深应大于垫片厚度，且不宜不小于4mm，这主要考虑采用
石棉橡胶板或金属包垫，采用缠绕垫时，槽深应大于4mm。
槽宽a2宜为8 mm～14 mm，当分程隔板厚度大于10mm时，图23 图24
密封面处应削至10mm。
分程垫片转角处一定要有R（图25），不
然垫片很易断裂。
确定分程隔板槽两侧相邻管中心距S n
（见图26）。
若在布管限定圆中不能布下要求换热器
管管数，则按图27排列方法。图中S1、S2
小于U形管最小弯曲半径R min，这样布置可
排列较多的换热管，在最靠近管板中心线两图25 图26
侧的交叉排列可增大弯管曲率半径。
13.4.3中心距
换热管中心距不小于1.25倍的换热管外径，主要考虑到管孔间小桥在胀接时有足够强度和便于焊接。换热管外需要清洗时，应采用正方形排列。
图27 S1、S2小于U形管最小弯曲半径时的几种排列方法
14.分程
14.1管程分程
分程目的：当用增加管数来增加换热面积时，流体在管束中流速随着换热管数的增加而下降，造成流体的给热系数的下降，故仅采用增加换热管数是不行，则在保证流体在管束中保持较大流速，则可将管束分成若干程数。
管程分程应考虑下列几方面（以四程为例图28）：
1）应尽量使各管程的换热管数大致相等，其相对误差（ΔN）应控制在10％以内，最大不得超过20％。
ΔN=[ N cp-N min(max) /N cp]×100％（2）
2）分程隔板槽形状简单以利加工，密封面长度较短，减少泄漏。
3）程与程之间的温度相差不易过多，一般温差不超过10℃（50℉）。
14.2壳程分程
分程目的同上，不同的是一个保持壳程流速。壳程一般只分二程。
15. 管板
15.1管板计算的理论基础
管壳式换热器结构复杂，影响管板强度的因素很多，特别固定管板热交换器的管板受力最
为复杂，各国设计规范基本上都是把管板作为承受均布载荷，放置在弹性基础上，且受管孔均匀
消弱的当量圆平板来考虑（图29）。
由于影响管板强度的因数很多，因此正确地进行管板强度分析是较困难、较复杂，所以各
国对管板厚度计算公式都对管板作一定地简化、假定而得到地近似公式。
引起管板应力的载荷有压力（管程压力P t、壳程压力P s）、管壳热膨胀差及法兰力矩。换热
器的管板计算方法的力学模型见图30。图28
15.1.1各国设计规范对于管板均不同程度地考虑了以下因素：
1）把实际的管板简化为受到规则排列的管孔削弱、同时又被管子加强的等效弹性基础上的均质等效圆平板，
已为现今大多数国家的管板规范所采用。
2）管板周边部分较窄的不布管区按其面积简化为圆环形实心板。 3）管板边缘可以有各种不同型式的连接结构，各种型式可能包 含有壳程圆筒、管箱圆筒、法兰、螺栓、垫片等多种元件。规范按各元件对于管板边缘的实际弹性约束条件进行计算。
4）考虑法兰力矩对于管板的作用。 图29 5）考虑换热管与壳程圆筒间的热膨胀差所引起的温差应力，还应考虑管板上各点温度差所引起的温度应力。 6）计算由带换热管的多孔板折算为等效实心板的各种等效弹性
常数与强度参数。
15.1.2 GB151管板计算的理论基础
力学模型是将管板近似地视为轴对称结构，并假设：热交换器两端的管板具有同样的材料和相同的厚度；对于固定管板热交换器两块管板还应具有相同的边界支承条件。
1）管束对管板的支承作用
把管板视为均匀削弱的、放置在弹性基础上的当量圆平板。这是由于管壳式换热器结构中在绝大多数管子直径相对管板直径足够小，而管子的数量又足够多，假定在管板上是均匀分布的，因而离散的各个换热管对管板的支承作用可以认为是均匀连续的，管板承受的载荷也认为是均匀分布的。
管束对管板在外载荷作用下的挠度和转角都有约束作用，管束的约束作用可以减少管板的挠度和降低管板中的应力。管束对管板转角又约束作用，对实际参数的分析计算，发现管束对管板转角的
约束作用对管板强度的影响是很小的，完全可以忽略不计，因此本 规范不考虑管束对管板转角的约束作用，只考虑管束对管板挠度的约束作用，对于固定管板换热器的管板，以管子加强系数K 表示。
开孔后管板的抗弯刚度为ηD
管束的弹性基础系数N ，表示为使管束在轴向产生单位长度的变形（伸长或缩短），在管板表面所需施加的压力载荷。
LA
na
E N t 2=
（3） 图30 引入管子加强系数K ，代入D ，N 表达式，令νp = 0.3：
(
)
2
1
4
1324
1
41318.1211222???? ??=???? ?????
?????-???? ??=???? ?
?
???? ??=δηδδηνηL E na E D D E LA na E D D N K p t i i p p
t i （4） 该系数反映了弹性基础强弱相对于管板自身抗弯刚度的大小，即管束对管板承载能力的加强作用，这是表征管束对管板加强作用的一个十分重要的参数。如果管板的弹性基础很弱，则换热管加强作用很小，即K 值很小，此时管板的挠度与弯矩等分布情况于无弹性基础的普通圆板，极而言之，K =0，即是普通圆平板。
根据弹性基础圆板理论，管板的挠曲形式不仅取决于管子加强系数K ，同时还与管板周边处的支承情况和附加载荷有关，定量地以管板的总弯矩系数m 表示。
R
R
V M D N m 4
1
???? ??=η （5） 当管板周边为简支时，M R =0，则m =0；当管板周边为固支时，其管板边缘转角φR =0，由此可求得某一特定的m 值（表达式从略）；当管板周边仅承受弯矩的作用，即V R =0时，则m =∞。
在一定的边界支承条件下，当K 值逐渐增大时，管板的挠度、弯矩等自周边向中心呈衰减、波状分布，当K 值越大时，则衰减越快，波数越多。在K 值增大过程中，当经过某一确定的分界K 值时，分布曲线会出现新的波，同时在板中心处，曲线从上凹（或下凹）转变为下凹（或上凹），求解分布曲线的的导数方程，即可得到曲线波数增加的K 分界值。
以管板周边简支情况为例，随着管子加强系数K 的增大，其径向弯矩分布曲线和出现新波时的分界K 值如图31示意，同时可看出，径向的极值也随着K 值增大而远离管板中心移向周边。
对于周边固支的弹性基础板，随K 值的变化，其径向弯矩分布具有相类似的变化趋势，同样见图31。与简支边界不同的地方是：固支边界支承的弹性基础板其最大径向弯矩始终位于圆板周边，而第二个径向弯矩的极值点则随K 增大远离板中心移向周边。
对于浮头式、填函式换热器管板，管束模数K 与固定管板的弹性基础系数N 类似，同样反映了管束作为弹性基础对管板的加强作用。
2）管孔对管板的削弱作用 管板上是密布着分散的管孔，因此管孔对管板有削
弱作用。管孔对管板的削弱作用有两个方面： 对管板整体削弱作用，使管板整体的刚度与强度都减
少，和管孔边缘有局部的应力集中，只作峰值应力考虑。 图31 弹性基础圆板弯矩图
本规范只考虑开孔对管板整体的削弱作，计算平均的当量应力，作为基本的设计应力，即近似地把管板当作一块均匀连续削弱地当量圆平板来考虑。对管孔边缘地局部应力集中，只作峰值应力考虑。但在疲劳设计中要考虑。
管孔对管板有削弱作用，但也考虑管壁的加强作用，故用刚度削弱系数η和强度削弱系数μ。根据弹性理论分析、实验，本规范规定η和μ＝0.4。
3）管板布管区当量直径
固定管板的管子加强系数计算是假定圆筒直径范围内全部均匀的布管。实际上，在通常情况下管板周边部份都存在着一个较窄的不布管区，该区域的存在使管板边缘的应力下降。
布管区一般是一个不规则的多边形，现以当量圆形布管区去代替多边形布管区，当量直径D t 的取值应使管子对管板的支承作用面积相等。该直径大小直接影响着管板的应力大小和分布情况，在GB151固定管板的应力
计算中位于环形板与布管区交界处的应力r
σ'则是以全布管的管板在半径为D t /2处的应力近似取值，因此标准限定该计算方法仅适用于周边不布管区较窄的情况，即管板周边不布管区无量纲宽度k 较小的情况，k =K （1-ρt ）
≤1。
不论是固定管板换热器，还是浮头式或填函式换热器，在计算布管区面积时，都是假定在布管区范围内，均匀的布满着管子。
假设有n 根换热管，管间距为S ，对于管孔为三角形排列的布管，每根管子对管板的支承作用，面积是以管孔圆心为中心、以S 为其内切圆直径的六角形面积，即
22
866.02
3S S =；对于管孔为正方形排列的布管，每根管子对管板的支承作用面积则是以管孔圆心为中心，以S 为边长的正方形面积，即S 2。
管板布管区是将管板最外圈管子的支承作用面积连接起来所包围的区域，包括最外圈管子本身的支承作用面积。
对于换热管均匀分布的单管程换热器管板，全部n 根换热管对管板的支承作用面积即是布管区面积。 4）考虑管板的弯曲作用，还考虑管板和法兰沿其中心面内的拉伸作用。
5）假设法兰变形时，其横截面的形状不变，而只有绕环截面重心的转动与径向位移。由于这种转动与径向位移造成法兰与管板中心面连接点处地径向位移量，应与管板本身沿着中心面内地径向位移协调一致。
6）由温度膨胀差γ与壳程压力p s 及管程压力p t 引起的壳壁的轴向位移与管束、管板系统的轴向位移，应在管板周边协调一致。
7）管板边缘的转角受壳体、法兰、管箱、螺栓、垫片系统的约束，其转角在连接部位处应协调一致。
8）当管板兼作法兰时，考虑了法兰力矩的作用对管板应力的影响。为了保证密封，对于其延长部分兼作法兰的管板，规定尚需校核法兰应力。此时在计算法兰力矩时，考虑管板与法兰共同承受外力矩，因而法兰所承受地力矩将有所折减。
15.2管板应力
关于固定管板换热器的管板强度计算，目前国外主要的设计规范有四个：美国TEMA 方法和ASME 方法、英国BS 方法及西德AD 方法。但由于上述各种计算方法，都对分析前提作了较多的简化，因此都不能说是精确的分析方法。
固定管板换热器的精确应力分析，多采用以板壳理论为基础的弹性分析方法。我国管板计算规范，即GB151中管板计算方法即是这类方法。
我国管板计算方法的力学模型见图30。 15.2.1管板应力的产生
引起管板应力的载荷有压力（管程压力P t 、壳程压力P s ）、管壳热膨胀差及法兰力矩。
15.2.1.1管程压力p t 作用情况
有固定式换热器如图32中细线所示（为便于分析以不带法兰，直接与圆筒相连接的管板为例），其载荷为p t 。
假设将管板沿周边与圆筒分离，即解除管板与圆筒的相互约束，认为两者可各自自由变形。
p t 可对圆筒（包括封头等，可称为壳体系统）的作用分为两方面：
p t 沿圆筒轴向作用于封头上，轴向载荷为
t i p D 24
，D i 是圆筒内直径。此载荷使
圆筒产生轴向应力。当p t 为正压时，使圆筒轴向伸长，其上与管板上表面的连接点a 将向上发生轴向移位。
同时，在p t 的径向作用下，圆筒产生环向应力，发生径向膨胀。由于轴向应力 图32 作用的泊松效应，虽使圆筒径向发生收缩，但最终圆筒还是发生径向膨胀。即a 点在轴向位移的同时还有径向位移，设其最终位移至a′（见图32中虚线）。
p t 对管板表面（不包括管孔部分）产生轴向载荷，此载荷由管束来承受，使管束受到轴向压缩而缩短。同时，p t 径向作用使换热管产生环向应力，发生径向膨胀，由于柏松效应，使管束在轴向进一步缩短，从而带动管板向下移动。设管板边缘的a ，b 点位移至a″，b″（见图32中虚线）。 图33
可见，在解除管板周边与圆筒的相互约束时，在p t 作用下，它们的“自由变形”是相反的。圆筒上的a 点和管板周边的a 点将产生不同的移位，由此有位移差Δ（见图32）。
由于a′和a″实际上是同一点，即实际变形后的a′与a″应在同一位置。为此，圆筒的变形与管板变形必须协调。圆筒与管板间要产生边界力，即所谓的边缘力系，最终由圆筒、管束和管板三者的进一步变形使结构趋于连续。于是，圆筒必然要通过对管板周边产生的边缘横剪力V t （见图33）拉伸管束。反过来管束（包括管板，可称管板管束系统）必然以V t 向下压缩圆筒。其相互作用的结果，使圆筒上的a′向下产生轴向位移Δ1。管板管束系统在自由压缩变形的基础上，在管板周边向上的横剪力V t 作用下被拉伸，产生Δ2的变形。而管板则在周边横剪力V t 作用下，产生挠曲变形Δ3（见图32）。 其三者变形之和Δ1+Δ2+Δ3满足总的自由变形差Δ的要求。Δ1、Δ2、Δ3的值与圆筒、管束的轴向刚度及管板的弯曲刚度有关。刚度大者，相应的变形较小，反之则大。圆筒、管束和管板三者变形协调后形状如图32中粗实线所示。
由于管板在发生挠度时，边缘发生的偏转角尚又须与圆筒的转角相协调，因此在管板周边与圆筒间尚作用有边界力矩M t ，最终管板的受力情况即如图33所示。
于是，管板可视为放置在管束弹性基础上，周边作用有均匀的横剪力V t 和弯矩
M t 的圆平板。 图34
根据弹性基础圆板理论，管板在周边剪力V t 和弯矩M t 作用下，将发生整体弯曲变形（见图33），在管板中产生整体性的弯曲应力，其应力大小与横剪力V t 和弯矩M t 成正比。
管板在发生整体弯曲变形的同时，由于p t 在管板的孔带上的作用，使管板产生局部的弯曲变形（如图33中
的虚线所示）。
实际管板的变形即为上述两种的组合。但必须强调指出的是以上两种变形中（同时对应两种弯曲应力），前者的整体变形及其应力是主要的，而局部的变形与应力相对是很小的，这已为众多的理论分析和试验应力分析所证实。
GB151《热交换器》中的管板计算方法是基于弹性基础圆平板的分析方法，考虑了管板的整体弯曲，大量实验表明，其计算结果与实验所得应力吻合良好，是一种合理的计算方法。
15.2.1.2壳程压力p s作用情况
固定式换热器如图36中细实线所示，其载荷为p s。
类似p t作用情况的分析思路，解除圆筒与管板间的约束。
p s的径向作用，使圆筒产生环向应力并径向膨胀。同时，由于泊松效应，使圆筒轴向收缩。为此圆筒上的a 点将自由变形至a′（见图34中虚线）。
p s对管板下表面的轴向作用，使管束伸长。同时换热管在管外p s
的作用下，产生环向压缩力，径向收缩。因泊松效应，使管子进一步
轴向伸长。由此带动管板向上平移，其周边的a点位移至a″（见图34
中虚线）。
因此，在解除管板周边与圆筒互相约束时，它们的自由变形也是
相反的。就a点，存在变形差Δ。图35 在实际结构中a′和a″是同一点，即实际变形时a′和a″应在同一位置。为此，圆筒的变形须与管板的变形保持协调。圆筒通过对管板周边产生横剪力V s（见图35）压缩管束。反过来管束（包括管板，即管板管束系统）必然以相反方向的V s拉伸圆筒。其相互作用的结果，使圆筒上的a′在“自由缩短”的基础上被轴向拉伸伸长Δ1。管板管束系统在“自由伸长”的基础上，在管板周边上的横剪力V s作用下使管束受到压缩，产生的Δ2变形。而管板则在周边V s作用下产生Δ3的挠曲变形。它们最终的协调变形如图34中的粗实线所示。三者的协调变形Δ1、Δ2、Δ3之和即满足Δ的要求。
由上述分析可知，固定管板换热器，无论在p s或p t作用下，其圆筒与管板管束系统的轴向自由变形方向总是相反的，即管板的周边上总要产生横剪力V s或V t的，为此管板必然产生整体挠曲变形，而且这种挠曲引起的管板应力是与管板直径D（圆筒直径）成正比的。而管板上由管孔间的局部挠曲（由p作用产生），引起的应力，则是与孔间距S成正比的。因S与D相比，仅为小量。
上述Δ1+Δ2+Δ3=Δ
其Δ1、Δ2、Δ3的大小与圆筒、管束的轴向刚度及管板的弯曲刚度有关，刚度
大者，相对变形就小，反之则大。类似p t作用情况，在管板周边与圆筒间还将产生
边界弯矩M s。
于是，管板可简化为置于管束弹性基础上周边作用有均布横剪力V s和边缘弯
矩M s的圆平板。如图35所示。
其与p t作用时相比，因周边剪力等方向相反，故管板变形形状也相反。
管板在周边剪力及弯矩作用下发生整体弯曲变形，产生整体弯曲应力。
由于p s在管板孔间带上作用，使管板产生局部的变形和弯曲应力，如图35中虚线所示。
管板实际变形为此两种变形的组合。图36
与p t作用时一样，管板中的整体弯曲应力对管板设计起控制作用，计
算必须以此为依据。
15.2.1.3管壳热膨胀差作用情况
如图36的固定式换热器中细实线所示。换热管材料沿长度平均金属温
度为t t，壳体材料沿长度平均金属温度为t s，设t t＞t s令管壳材料线膨胀系
数相同，即管壳间将产生热膨胀差Δ。
图37
假设解除圆筒与管板周边的约束。管束由于热膨胀将自由变形伸长Δt，管板上的a、b两点将位移至a″、b″。圆筒由于热膨胀产生轴向伸长Δs，其上a点将自由变形位移至a′。由于t t＞t s，则Δt＞Δs。由此管壳发生热膨胀差Δ。而在实际中换热器因必须保持结构连续，即a′与a″应为同一点，因此管壳的自由变形必须进行协调。即自由伸长较大的管束系统通过管板周边对圆筒产生向上的轴向力VΔ。反之自由伸长较小的圆筒对管板周边产生反
作用力VΔ，对管束向下进行压缩，其相互用作的结果，使圆筒在自由伸长的基础上进一步轴向伸长，就其a′点，变形量为Δ1。管束在自由伸长的基础上，受到轴向压缩后，变形量为Δ2。管板由于周边横剪力等作用下，产生挠度Δ3。
且：Δ1+Δ2+Δ3=Δ。它们的最终协调变形如图36的实线所示。其Δ1、Δ2、Δ3的大小与管、壳的轴向刚度及管板的弯曲刚度有关。刚度大者，变形就小，反之则大。
于是，作为弹性基础圆平板的管板，其周边上均匀作用有横剪力VΔ，并通常尚有
均布的弯矩MΔ，最终管板受力情况如图37所示。
管板在管壳热膨胀差作用下，管板中仅产生由边缘V△和M△产生的整体弯曲变形
及其应力。
15.2.1.4法兰力矩作用情况
设有延长部分兼作法兰的管板如图38中细线所示，管板将直接受到法兰力矩的作
用。在法兰力矩作用下，管箱法兰和管板法兰将直接产生偏转（如图38中粗实线所示）。
管板周边（Ф=D i）受到弯矩的作用，即在周边上产生边缘弯矩M M引起挠曲。同时由图38
于管板的挠曲受到管束的轴向约束，由此在管板上尚产生横剪力V M，于是管
板就成为作用有均布的V M和M M的弹性基础上的圆平板，如图39所示。
管板在法兰力矩作用下，板中只产生整体弯曲变形及相应的应力。
15.2.1.5组合载荷作用下的管板应力
管板在p t、p s管壳热膨胀差及法兰力矩同时作用时的变形与应力，可按
其分别作用的情况进行叠加。图39 根据上述15.2.1.1～15.2.1.4款中，各种载荷单独作用时，作用于管板周边的横剪力V和弯矩M及管板的变形状况，可定性地分析各种载荷组合后管板应力的变化趋势，为便于理解，以下以两种载荷同时作用为例，加以分析。
1）对p t与p s同时作用的情况（设压力均为正值）。
见图33和图35。由于其管板的变形方向是相反的，即作用于管板周边的横剪力V t和V s及弯矩M t和M s是趋于抵消的，管板应力反而减小，对管板强度来说，不会成为危险工况，因此标准中对压力载荷，规定按p t和p s单独作用分别进行计算。但当p t与p s中有一为负压时，则必须考虑它们的危险组合。
2）对p t与管壳热膨胀差Δ同时作用的情况。
当p t为正压，管束热膨胀大于壳体热膨胀时（见图33和图37），其管板变形方向相反，作用于周边的剪力V和弯矩M将部分抵消。而当管束热膨胀小于壳体热膨胀时，则两种载荷对管板产生的应力将发生叠加，因此可能构成管板应力的危险工况。
3）对于p t与法兰力矩同时作用的情况（设p t为正压）。
见图32和图39，则它们对管板产生的变形趋于一致，使管板应力增大，可能构成管板强度的危险工况。
4）对于p s与管壳热膨胀差同时作用的情况。
见图35和图37，当p s为正值且管束热膨胀大于壳体热膨胀时，其管板周边受力（V，M）及管板变形趋于一致，故管板应力增大，可能成为管板强度的危险工况。
5）对p s与法兰力矩同时作用时（设p s为正值）。
见图35和图37，因管板变形相反，其组合后的应力得到缓和。
以上是对压力载荷（p t，p s）为正值的情况进行的分析，当为负值时，管板应力的变化趋势也依此推断。
对于两种以上载荷同时作用时，管板应力的变化趋势亦可类推进行分析。
掌握以上各种载荷作用下管板应力的变化规律，将十分有助于我们对管板应力计算结果的正确性作出简易的判断。
诚然，由于管板是弹性基础上的圆平板，对于相对较强的弹性基础，如较薄的大直径管板，其挠曲变形形状比较复杂，可能出现一些特殊的情况，但属例外。
15.2.2管板应力的性质
管板应力的性质可按压力容器应力分类准则确定。
15.2.2.1由压力载荷（p t，p s）作用引起的管板应力。
由于是机械载荷产生的，当其应力使材料进入屈服以后，管板的变化将是非自限性的，因此属于一次应力。但鉴于该应力为弯曲应力，沿管板厚度呈线性分布。从塑性承载极限的角度出发，可放宽其最大应力至1.5[σ]t。
[σ]t是管板材料在设计温度下的许用应力。
15.2.2.2由管壳热膨胀差引起的管板应力。
管壳热膨胀差引起的管板应力，是为满足热膨胀差要求产生的。只要满足了管壳变形协调要求，管板的变形就会停止，即变形是自限性的，因此属于二次应力。
二次应力不会在初次加载情况下当即发生破坏，但它可在载荷反复作用下，引起大应变塑性疲劳破坏，即会失去安定而失效。为此须以结构安定的要求加以控制，即应将管板应力限制在3[σ]t以内。
15.2.2.3由法兰力矩作用引起的管板应力分两种情况。
在法兰预紧力矩的作用下的管板应力属于为满足安装要求的有自限性质的应力，理应属二次应力。
对在操作力矩作用下的管板应力属于为平衡压力载荷引起的法兰力矩的非自限性质的应力，应属一次应力。
在GB151中，将以上两种情况的管板应力均视作一次应力，是属于安全的做法。
15.3公式求解
根据力学模型图可知共有13个未知数，即M h、H h、V h、V b、V G、M R、H、V R、M s、H s、V s、M t、V t。有4个轴向力平衡方程式，9个协调公式，这13个方程式可列成一矩阵求解13个未知数。
15.4压力组合
15.4.1固定管板换热器
1）本计算适用于b、c型连接方式的不带法兰的管板；或e型连接方式的延长部分兼作法兰的管板。
2）本计算适用于管板周边不布管区较窄的管板，参数范围：
K＜2.0时，k≤1.0且p t≥0.7；
K≥2.0时，k≤1.0且p t≥0.8。
3）对壳程圆筒进行分段设计的固定管板式热交换器，按“壳程圆筒分段时的管板计算”。
4）对于结构特殊，如管板周边不布管区较宽，即超出范围的管板，或与法兰搭焊连接的固定式管板，可按JB4731附录I进行计算。
15.4.1.1几个压力组合
1）有效压力组合P a=Σs p s-Σt p t+βγE tm
2）边界效应压力组合
对于不带法兰的管板P b=C′（p s-0.15p t）-0.85 C′′p t
对于其延长部分兼作法兰的管板P b=0
3）当量压力组合P c= p s- p t（1-β）
15.4.1.2管板计算时，按下列工况（见表3）。比GB151-1999多二个工况，实际上是两侧设计压力的代数差，即为最苛刻的压力组合。
15.4.1.3管板计算的评判
固定管板换热器延长部分兼做法兰的管板或不带法兰的管板中相应公式计算应力σr、σr′、τp、σc、σt、q；并区别不计膨胀变形差（γ=0）和计入膨胀变形差（γ≠0）两种情况，应同时满足：
不计膨胀变形差计入膨胀变形差|σc|
|σr|≤1.5[σ]t r|σr|≤3[σ]t r
|τp|≤0.5[σ]t r|τp|≤1.5[σ]t r
|σc |≤φ[σ]t c |σc |≤3φ[σ]t c σt ≤[σ]t t σt ≤3[σ]t t
|σt |≤[σ]cr ，当σt <0时， |σt |≤1.2[σ]cr ，当σt <0时，
|q |≤[q ] ； |q |≤[q ]，胀接时；或|q |≤3[q ] ，焊接时 对于管板的延长部分，作为法兰还应计算σf ′，并满足：|σf ′|
|σf ′|≤1.5[σ]t f |σf ′|≤3[σ]t f
管板与壳体法兰的厚度差应满足结构要求。 若上述中的条件不能满足时，应重新假设管板厚度，也可以调整其他元件结构尺寸，直至满足上述条件为止。 15.4.2 U 形管换热器
本计算适用于各种连接方式U 形管式热交换器管板的计算。 15.4.2.1压力确定
1）只有壳程设计压力p s ，管程设计压力p t =0； 2）只有管程设计压力p t ，壳程设计压力p s =0； 3）壳程设计压力p s 和管程设计压力p t 同时作用。
U 形管换热器结构是管板夹持在二个法兰中，由于温度、压力等不同，选用的二个法兰和垫片就不一样，此时垫片的D G 可能不一样，因此公式中D G 应按二个垫片中大值。
15.4.2.2管板计算的评判 1）a 型连接
满足|σt |≤[σ]t t 和q ≤[q ]。 2）b 、c 、d 型连接
满足|σr |≤[σ]t r
、|σt |≤[σ]t t 和|q |≤[q ]。
3）e 、f 型连接
满足|σr |≤1.5[σ]t r 、|σf |≤1.5[σ]t f 、|σt |≤[σ]t t 和|q |≤[q ]。
对于n 对接连接的内孔焊结构，换热管轴向应力应相应满足[]{[]}
t
r t
t t σσφσ，min ≤，同时不再校核拉脱力。
15.4.3浮头式和填函式
本计算适用于不兼做法兰的管板，即a 型连接方式的管板。对于固定端b 、c 、d 型连接方式的管板设计可按JB4732。
对于“带套环填料函式浮头”（标准中“结构型式及代号”中W 型）后端结构型式填料函式热交换器管板，仅要求满足标准中规定的“管板最小厚度”和相关结构设计和刚度的要求，不必进行管板元件的设计应力校核。
15.4.3.1压力确定
因为浮头式和填函式换热器中换热管轴向作用力不一样，浮头式有壳程压力作用，而填函式无此压力作用，因此轴向应力计算不一样。
浮头式
1）当p s 和p t 均为正压或负压时，取两者中的较大值，p d
＝|p s |或p d ＝|p t |；
2）若能保证p s 与p t 在任何情况下都同时作用，或p s 与p t
之一为负压时，p d ＝|p s -p t |。 填函式（“外填料函式浮头”P 型）：p d ＝|p s |或p d ＝|p t |。
15.4.3.2管板计算的评判
满足 σt ＞0时，σt ≤[σ]t t 和q ≤[q ]； 图40
σt ＜0时，|σt |≤[σ]cr 和q ≤[q ]。
对于n 对接连接的内孔焊结构，换热管轴向应力应相应满足[]{[]}
t
r t
t t σσφσ，min ≤，同时不再校核拉脱力。
15.4.4壳程圆筒分段时的管板计算 壳程圆筒分段设计时（见图40），应满足固定管板热交换器的结构要求，并对相关参数进行调整后再进行固
定管板相关计算。但要给出图40中的各段的长度1
L '、1L ''，厚度δs 、δs2和材料热膨胀系数αs1、αs2。