基于ANSYS的減溫器熱固耦合應力仿真

鄭玉卿　鐘豐平　柯和繼　朱西產(chǎn)

摘要：對某電站面式減溫器筒體內壁承受低溫冷凝水滴的部位進行理論應力計算，同時基于ANSYS對相同工況下的減溫器進行間接的熱固耦合應力仿真.結果驗證低溫冷凝水間斷滴落是導致筒體內壁產(chǎn)生輻射狀裂紋的最大根源，并從理論上通過線性插值推導得知低溫冷凝水滴的溫度低于207.5 ℃.仿真結果與理論計算結果偏差不超過10%，吻合較好，且后者更保守.結果可為結構設計更復雜的承壓設備強度校核提供參考.

關鍵詞：減溫器； 筒體； 裂紋； 冷凝水滴； 熱疲勞裂紋； 熱固耦合； 等效應力

中圖分類號： TK225；TB115.1 文獻標志碼：B

Abstract：The theoretical stress is calculated for the part of cylinder inwall of the surfacetype desuperheater of a power plant which is subjected to low temperature condensation droplets， and the thermostructural coupling stress is simulated indirectly for the desuperheater by ANSYS in the same working condition. The results verify that the radicalized cracks on the cylinder inwall are caused mainly by the intermittent dropping of low temperature condensed water， and the theoretical deduction using linear interpolation shows that the temperature of lower temperature condensation droplets is lower than 207.5 ℃. The error between the simulation results and the theoretical calculation results is lower than 10%， which indicates that they are in good consistence； the latter is more conservative. The results can provide reference for the strength check of the pressure equipment that the structure design is more complicated.

Key words：desuperheater； cylinder； crack； condensed droplet； heat fatigue crack； thermostructural coupling； equivalent stress

0 前 言

2010年10月，檢驗人員對一臺小型電站鍋爐定期檢查時發(fā)現(xiàn)面式減溫器下排中部的蒸汽出口管孔附近筒體存在多條輻射狀裂紋，初步判定為熱疲勞裂紋，要求使用單位更換筒體.2012年12月再次檢查時面式減溫器的溫度和壓力波動較小，減溫器芯管經(jīng)壓力測試無漏水現(xiàn)象，而采用超聲波檢驗上次裂紋發(fā)生處時，又在筒體內壁多處產(chǎn)生輻射狀裂紋，且微觀上呈不規(guī)則的網(wǎng)狀.減溫器筒體內壁輻射狀裂紋見圖1，期間累計運行時間僅為14 000 h.

面式減溫器筒體20 mm厚Φ426 mm，上部蒸汽進口管5 mm厚Φ89 mm共2排6根，下部蒸汽引出口管3.5 mm厚Φ38 mm共3排57根，均為沉孔焊接，見圖2.減溫器蒸汽進口溫度為365.8 ℃，出口溫度為338 ℃，內部氣壓為4.12 MPa，冷卻水進水溫度為105 ℃，出水溫度為124 ℃，水壓為4.6 MPa.[1]筒體材料為20鋼，筒體內壁裂紋處工作溫度為338 ℃，查閱中航航空材料和日本國家材料數(shù)據(jù)庫可得338 ℃下20鋼材料特性參數(shù)見表1.

1 理論應力計算

1.1 內壓應力

筒體內壁在內壓作用下存在三向應力：徑向、周向和軸向應力.設計參數(shù)和材料性能參數(shù)代入拉美公式[2]可求得三向應力.另外，受內壓殼體與接管連接處附近的局部范圍產(chǎn)生較高的不連續(xù)應力，根據(jù)應力集中因數(shù)Decock經(jīng)驗公式[2]求得Kt≈2.483，連接處最大彈性應力等于不開孔時的周向應力與Kt的乘積，且筒體內壁周向應力通常大于軸向應力，故內壁三向應力修正結果見表2.

1.2 熱應力

采用給水法冷卻蒸汽時，不論蒸汽是飽和的還是過熱的，均會產(chǎn)生部分蒸汽凝結的現(xiàn)象，逐漸累積產(chǎn)生冷凝水滴.[3]因面式減溫器的內部護板孔與其正下方的蒸汽引出孔直徑相等且軸線重合，故當筒體內壁上方冷凝水滴間斷滴落至筒體內壁時，就產(chǎn)生劇烈變化的二向熱應力.

筒體內部的冷凝水滴溫度至今未有研究人員進行相關實測.在筒體內壁溫度338 ℃和進水芯管外壁溫度110 ℃之間均勻取4組溫度值作為冷凝水滴溫度來求解裂紋處熱應力，所取溫度值為110，162，214和266 ℃.代入熱應力公式計算得到不同溫差冷凝水滴導致筒體內壁產(chǎn)生的交變熱應力值見表3，負號表示壓應力.

通過比較表2與表3中的應力值可知：若冷凝水滴的溫度越低，即筒體內壁與冷凝水滴的溫差越大，則溫差引起的結構熱應力絕對值遠大于內壓引起的拉應力，所以推斷熱應力才是引起筒體疲勞損傷的決定性因素.由此可知減溫器筒體內部冷凝水滴的間斷滴入正是筒體下方內壁產(chǎn)生多處輻射狀裂紋的直接誘因.[4]

1.3 裂紋處總應力

減溫器筒體內壁裂紋處在承受內壓的同時，還承受不連續(xù)應力和冷凝水滴的間斷滴入致使結構表面產(chǎn)生交變熱應力，所以筒體裂紋處的合成應力由內壓引起的三向彈性應力和溫差引起的二向熱應力疊加而成.結構合成總應力可由von Mises等效應力公式[5]計算得到，不同溫度的冷凝水滴作用下減溫器筒體內壁裂紋處的總應力值見表4.

2 間接熱固耦合應力仿真

減溫器筒體可視為軸向對稱且沿軸向不變，選取減溫器筒體裂紋處的蒸汽引出管及其附近結構的1/4建模.采用間接熱固耦合方法，首先進行熱場分析，然后將有限元節(jié)點溫度作為初始邊界條件施加于新結構單元，進入結構熱應力分析.在HyperMesh 10.0中采用六面體單元SOLID70建立有限元熱分析模型，見圖3，導入到ANSYS 12.0中，單元切換為SOLID185進行結構熱應力分析，整個模型單元個數(shù)為81 221，節(jié)點個數(shù)為89 721 [6].

2.1 結構熱場分析

根據(jù)上述假設，冷凝水溫度取110，162，214和266 ℃等4組不同溫度值進行分析，其中溫度載荷施加于蒸汽引出管與筒體焊接內壁邊緣處，整個模型參考溫度設為338 ℃.經(jīng)ANSYS 12.0計算和結果后處理，得到不同冷凝水滴間斷滴入下的結構溫度場分布，可知在多種冷凝水作用下的結構溫度場分布大致相同.冷凝水溫度為110 ℃時結構內部溫度場分布見圖4.為更清楚地反映筒體下方內壁沿厚度方向的溫度變化情況，通過POST26提取水滴處沿筒體厚度方向由內向外的溫度變化曲線，見圖5.該曲線表明：減溫器筒體從內到外的0～1 mm狹小范圍內出現(xiàn)急劇升高至環(huán)境溫度，而在1～20 mm的大部分區(qū)域溫度穩(wěn)定在環(huán)境溫度.

2.2 結構應力分析

模型導入ANSYS 12.0中.先將SOLID70單元轉換為SOLID185單元，將上述4組熱分析結果文件作為結構應力分析的初始溫度載荷施加，同時在模型對稱截面上施加對稱約束，在蒸汽引出口底面施加法向（z向）約束，分別進行結構應力分析.因減溫器筒體承受內壓，故在筒體內壁上均勻施加4.12 MPa壓力.特別注意的是，減溫器筒體下方內壁穩(wěn)態(tài)工作溫度為338 ℃，故需設參考溫度為338 ℃.[7]

仿真計算得出減溫器筒體內壁在4個不同溫度冷凝水滴作用下的等效應力場分布.冷凝水滴為110，162，214和266 ℃時的內壁等效應力云圖見圖6.這4個工況下的最大等效應力值和對應的理論計算值見表5.

由圖6可知結構最大應力主要集中在筒體內壁的冷凝水滴處，這驗證減溫器筒體內壁蒸汽引出管處率先出現(xiàn)輻射狀裂紋的事實.表5表明：冷凝水滴的溫度越高，水滴與筒體內壁之間的溫差越小，最大等效應力值越??；仿真計算結果均大于理論等效應力計算結果，說明理論等效應力計算更加保守；兩者的偏差不超過10%，說明仿真和理論計算吻合非常好.

由基于理論計算的線性插值計算可得：當冷凝水滴溫度在207.5 ℃左右時，筒體內壁裂紋處的最大等效應力接近338 ℃時20鋼的屈服應力185 MPa.當冷凝水滴溫度低于207.5 ℃時，裂紋處最大等效應力將超過20鋼的屈服應力，金屬結構可能逐漸進入緩慢的塑性變形階段.在冷凝水滴間斷滴入的作用下，塑性變形逐步累積，累積至一定程度時，筒體金屬結構就會產(chǎn)生微細裂紋.裂紋在筒體內壁上呈輻射狀擴展，最終在減溫器筒體蒸汽引出管孔附近結構上產(chǎn)生輻射狀熱疲勞裂紋.此時，用戶應及時更換減溫器筒體，否則裂紋可能向筒體外壁繼續(xù)擴展，致使高壓筒體爆炸造成重大安全事故.

3 結論和建議

（1）通過對減溫器筒體內壁裂紋處的理論應力計算和基于ANSYS 12.0的熱固耦合仿真計算，結果均表明間斷的冷凝水滴是筒體內壁產(chǎn)生輻射狀疲勞熱裂紋的最大根源所在，同時理論線性插值推導冷凝水滴的溫度范圍低于207.5 ℃.鑒于此，建議面式減溫器設計部門應對內部機械結構進行局部改進，以阻止冷凝水滴通過護板背面反向間斷滴到減溫器筒體內壁上.

（2）4個溫度工況的筒體內壁仿真計算均大于理論計算的最大等效應力，說明理論等效應力計算更為保守.同時，兩者偏差率均不超過10%，吻合度很好，說明基于有限單元法間接熱固耦合仿真計算可以替代理論上的復雜計算，可應用于未來更復雜的減溫器筒體內壁或局部結構的強度設計和校核，免除筒體結構不連續(xù)引起的不連續(xù)應力復雜計算，并且可得到整個減溫器筒體內壁的應力場分布.因此，間接有限元熱固耦合仿真分析為高溫高壓設備的強度校核設計提供又一種切實可行的校核方法.

參考文獻：

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（編輯 武曉英）