超超臨界機組脫硫攪拌器力學仿真分析

李夕強，楊慶旭，王環(huán)麗，李　燁

（1.江蘇方天電力技術有限公司，江蘇南京211102；2.國華徐州發(fā)電有限公司，江蘇徐州221135）

超超臨界機組脫硫攪拌器力學仿真分析

李夕強1，楊慶旭1，王環(huán)麗2，李燁1

（1.江蘇方天電力技術有限公司，江蘇南京211102；2.國華徐州發(fā)電有限公司，江蘇徐州221135）

建立仿真計算模型，對超超臨界機組脫硫攪拌器進行了靜力學仿真計算分析，并利用軸模擬焊接試件的試驗結果，對其焊接修復后的狀態(tài)進行了疲勞仿真分析，驗證了攪拌器軸焊接修復工藝的適用性。

超超臨界機組；脫硫攪拌器；焊接修復；仿真分析

目前，超超臨界機組脫硫脫硝技術以鍋爐尾部加裝脫硫脫硝裝置并利用堿性溶液為吸收劑，對鍋爐煙氣中的SO2和NOx進行吸收的濕法為主［1，2］，脫硫吸收塔是濕法脫硫裝置的核心設備，其攪拌器則是脫硫吸收塔的關鍵設備之一，多采用進口設備，一旦攪拌器設備磨損破壞，備品備件進貨及更換周期長、進口單價高等因素制約脫硫裝置的可靠運行。為研究相對更經濟、快速、有效的技術措施修復脫硫用攪拌器的磨損腐蝕部件，選用了適當?shù)暮覆暮秃附庸に?，分別焊接了脫硫攪拌器軸和葉輪模擬試件，并對模擬試件進行了分析和試驗。為確保焊接修復后的轉子能夠滿足使用工況，采用有限元法建模對轉子的受力狀況進行了分析，以驗證焊接修復工藝的適用性。

1　仿真方法與有限元模型

有限單元法作為一種有效的數(shù)值分析方法，在結構分析中得到了廣泛應用。其基本思想是將結構離散為若干個單元，利用最小勢能原理或Ham ilton原理建立結構分析的基本方程，然后對基本方程按現(xiàn)場預設不同工況求解，最后根據(jù)研究要求分析整理成各種所需的成果［3］。

采用ANSYS有限元軟件將攪拌器轉子分為軸、葉輪和鍵三部分分別進行建模，在建模過程中，將不涉及的葉輪端軸頭外的部分進行了尺寸簡化，再進行裝配，即完成建模過程，如圖1所示。

圖1　脫硫攪拌器轉子模型

建模完成后，將軸的材料設定為奧氏體不銹鋼1.4529，葉輪材料設定為雙相不銹鋼1.4517，鍵的材料設定為奧氏體不銹鋼1.4529。

2　靜力學分析

2.1邊界條件和載荷設置

在靜力學仿真分析過程中，邊界條件設置所面臨的主要問題如下。

（1）整個結構的受力極其復雜，涉及到葉輪與周圍流體的留固耦合，同時電機的輸出扭矩也并非定值，且結構并非時刻出于平衡狀態(tài)，因此荷載和約束的設置不能完全模擬實際的工作狀態(tài)。

（2）三部件之間的接觸問題。三部件共計14組接觸面。有限元中的接觸類型共分為5種：

①Bonded無相對位移。就像共用節(jié)點一樣；

②No seperation法向不分離，切向可以有小位移；

③Frictionless法向可分離，但不滲透，切向自由滑動；

④Rough法向可分離，不滲透，切向不滑動；

⑤Frictional法向可分離，但不滲透，切滑動，有摩擦力。

（3）靜力分析中，葉片的應力分析與其真實的受力狀況存在差別，因為其真實的受力狀況除了受到軸傳遞來的扭矩以外還承受流場中與流體的相互作用。

根據(jù)該仿真分析部件的使用情況，考慮其最大輸出扭矩的瞬時狀態(tài)，軸向葉輪傳遞8010 Nm的扭矩，葉輪在此瞬時看作無角加速度，可看做瞬間平衡。所以整個結構在此時的受力狀態(tài)可以等同于軸根部受8010 Nm扭矩，葉輪的葉片約束各方向自由度，如圖2所示。對于接觸條件，根據(jù)實際運行中各組接觸面實際的受力情況，分別設置了Bonded、No seperation、Frictionless3種接觸方式，其中Frictionless為非線性接觸。因該仿真分析主要研究軸及葉輪圈，整個結構并非時刻處于平衡狀態(tài)，因此假定葉輪勻速轉動時，電機傳遞過來的扭矩，和流體對于葉輪轉動的阻力矩相平衡，同樣電機以最大扭矩啟動和葉輪加速瞬時都處于這樣的平衡?；谶@種平衡設置約束和荷載，假定葉輪所有運行狀態(tài)中承受荷載最大，自身產生應力也是最大的狀態(tài)，對整個結構進行靜力學分析。

圖2　轉子仿真分析邊界條件的設置

2.2分析結果

軸的受力分析結果：脫硫攪拌器軸在承受最大扭矩時的應力分布云圖如圖3、圖4所示，整個結構最大的折算應力位于轉軸的鍵槽順時針部位，來自于電機輸出的扭矩正是通過該部位傳遞給鍵進而傳導到葉輪。其最大折算應力為372MPa，已遠超過材料的屈服強度（固溶狀態(tài)RP0.2=295MPa）。

圖3　脫硫攪拌器軸應力分布云圖

圖4　脫硫攪拌器軸橫斷面應力分布云圖

鍵的受力分析結果：鍵在承受最大扭矩時的應力分布云圖如圖5所示，鍵最大應力值為264MPa，位于逆時針上側，同樣在順時針下側也存在較大折算應力，整體來看鍵作為一個受力體呈順時針的扭轉狀態(tài)。

葉輪圈的受力分析結果：與軸的應力分布相反，葉輪圈在鍵槽附近存在較大應力，但最大的折算應力鍵槽逆時針部位的內側表面，最大值為220MPa，如圖6所示。

圖5　鍵橫斷面應力分布云圖

圖6　葉輪圈的鍵槽附近應力分布云圖

綜合所述，其基礎應力分布狀態(tài)均呈局部應力集中分布，其余部位應力水平較低；軸、鍵和葉輪圈最大應力分別為372MPa，264MPa，220MPa，分布位置均與實際運行后失效部件破壞部位一致，如圖7所示，同時也是在承受交變應力情況下，疲勞破壞的危險位置。

圖7　運行后失效的脫硫攪拌器轉子

3　疲勞分析

在完成靜力學分析之后，ANSYS的Workbench界面中有專業(yè)的疲勞分析模塊Fatigue tools對結構進行疲勞壽命數(shù)值分析，輸入金屬材料的疲勞強度（S）-循環(huán)次數(shù)（N）曲線、荷載類型、定義名義應力修正理論等完成疲勞壽命計算。

3.1疲勞累積損傷理論

大多數(shù)零件所受循環(huán)荷載的幅值都是變化的，即大多數(shù)零件都是在變幅荷載下工作。變幅荷載下的疲勞破壞是不同頻率和幅值的荷載所造成的損傷逐漸累積的結果。目前已提出的疲勞累積損傷理論不下幾十種，工程中比較廣泛應用的是Palmgren-M iner法則，當材料承受高于疲勞極限的應力時，每一個循環(huán)都使材料產生一定的損傷，每一個循環(huán)所造成的平均損傷為1/N。這種損傷是可以積累的，n次恒幅載荷所造成的損傷等于其循環(huán)比：

變幅載荷的損傷D等于其循環(huán)比之和，n個循環(huán)造成的損傷為：

其中：l為變幅載荷的應力水平等級；ni為第i級載荷的循環(huán)次數(shù)；Ni為第i級載荷下的疲勞壽命。

轉子在工作狀態(tài)下近似承受等幅荷載，n個循環(huán)造成的損傷累積到1則認為材料疲勞強度不足。

3.2邊界條件選取

利用模擬試件焊接接頭疲勞試驗獲得的S-N曲線及其結論：對焊接接頭的疲勞數(shù)據(jù)及S-N曲線分析，50%存活率下焊接接頭的疲勞強度為390.39MPa，95%存活率下焊接接頭的疲勞強度為372.89MPa。選取較為保守的95%存活率下焊接接頭的疲勞強度進行疲勞分析，在workbench中輸入S-N曲線數(shù)據(jù)，繪制S-N曲線。

定義荷載類型：該計算采用典型的脈動循環(huán)載荷，載荷按正（余）弦曲線以載荷比由0到1隨時間變化。

平均應力的影響：反映疲勞性能的S-N曲線是在給定應力比R的條件下得到的。不同應力比時的疲勞極限是不同的，將不同應力比R的疲勞極限畫在σa和σm圖上，即為疲勞極限圖。W orkbench給出3種經驗模型，包括Gerber拋物線模型、Goodman直線模型、Soderberg直線模型。該計算選擇風險相對適中的Goodman直線模型來估算疲勞強度與壽命。LoadType類型選擇Zero-Based。

3.3疲勞分析結果

根據(jù)以上設置的材料參數(shù)、荷載譜計算脫硫攪拌器軸的疲勞壽命及安全系數(shù)。

疲勞壽命云圖如圖8所示，按照95%存活率下焊接接頭的疲勞強度為372.89MPa進行仿真疲勞計算，轉子所有部位的應力循環(huán)次數(shù)均可以達到107次以上。對于承受交變應力的零件，一般認為經過107次循環(huán)仍不破壞即可以承受無限次循環(huán)。因此，可以認為脫硫攪拌器軸經過局部補焊后其疲勞壽命為無限壽命，可以滿足脫硫攪拌器的使用要求。

圖8　補焊后脫硫攪拌器軸疲勞壽命云圖

安全系數(shù)云圖如圖9所示，經過局部補焊的脫硫攪拌器軸安全系數(shù)最小的位置是鍵槽順時針側受壓部位，最小安全系數(shù)為1.86，大于1.5的攪拌器軸類零件許用最大安全系數(shù)值（軸的疲勞計算許用安全系數(shù)取1.3～1.5）［4］，且具有一定的安全裕度。

圖9　補焊后脫硫攪拌器軸安全系數(shù)云圖

4　結束語

通過ANSYS軟件對脫硫攪拌器軸、葉輪和鍵進行建模，設置邊界條件，進行有限元靜力學仿真分析，分析結果軸、鍵、葉輪圈的折算應力最大值分別為372 MPa，264MPa，220MPa，基礎應力分布狀態(tài)均呈局部應力集中分布，其余部位應力水平較低，最大值發(fā)生部位與實際使用中磨損失效部位相同；以軸模擬試件疲勞試驗結果作為邊界條件對軸進行了疲勞分析，分析結果表明，轉子各個部位的疲勞壽命均達到了107次以上，轉子的安全系數(shù)最小為1.86，與脫硫攪拌器軸設計最大許用安全系數(shù)1.5相比，仍有一定的安全裕度，滿足脫硫攪拌器軸的設計要求，表明攪拌器軸補焊焊接工藝完全適用于現(xiàn)場補焊。

［1］彭祖輝.江蘇省燃煤機組脫硝裝置運行現(xiàn)狀分析［J］.江蘇電機工程，2013，32（6）：77-80.

［2］祝業(yè)青，傅高健，顧興俊，等.脫硫廢水處理裝置運行現(xiàn)狀及優(yōu)化建議［J］.江蘇電機工程，2014，33（1）：72-75.

［3］王志剛，楊慶旭，李燁，等.超超臨界塔式鍋爐水冷壁應力數(shù)值分析［J］.江蘇電機工程，2015，34（S1）：82-85.

［4］東北大學《機械零件設計手冊》編寫組.機械零件設計手冊（下）［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1994：46.

M echanical Simulation Analysis on the Desulfurization Agitator for the USC Unit

LIXiqiang1，YANGQingxu1，WANGHuanli2，LIYe1
（1.Jiangsu Frontier ElectricalPower Technology Co.Ltd.，Nanjing 211102，China；2.Guohua Xuzhou Electric PowerGenerating Co.Ltd.，Xuzhou，221135，China）

According to the simulation calculationmodel，the desulfurization agitator of USC unitwas analyzed by the static simulation.With the test results of simulation welding specimens，fatigue simulation analysis has been performed on the condition afterw elding repair，and the applicability of thewelding processwas verified.

USC unit；desulfurization agitator；welding repair；simulation

X773

A

1009-0665（2016）05-0094-03

李夕強（1972），男，山東諸城人，高級工程師，從事電站焊接、金屬結構評估和金屬材料理化分析等相關工作；

楊慶旭（1978），男，河南平頂山人，高級工程師，從事電站焊接、金屬結構評估和金屬材料理化分析等相關工作；

王環(huán)麗（1968），女，江蘇徐州人，高級工程師，從事電站焊接及金屬監(jiān)督工作；

李燁（1988），男，江蘇泰興人，工程師，從事電站金屬材料力學分析等相關工作。

發(fā)電技術

2016-03-25；

2016-06-12