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    秸稈鍋爐的有限元建模與變形研究

    2017-03-08 07:03:10張建潤
    裝備制造技術(shù) 2017年12期
    關(guān)鍵詞:風載過熱器水冷壁

    錢 茹 ,盧 熹 ,張建潤

    (1.東南大學成賢學院,江蘇 南京210088;2.東南大學機械工程學院,江蘇 南京211189)

    0 引言

    工業(yè)鍋爐水冷壁管是鍋爐的關(guān)鍵部件之一,長期承受著高溫、高壓及爐氣、水蒸氣的腐蝕和沖刷,工作環(huán)境惡劣。水冷壁管的變形、開裂往往會造成巨大的人身傷亡和財產(chǎn)損失[1]。引起水冷壁管變形可能有運行操作、安裝工藝和工藝、設備制造工藝和材料、鍋爐設計等諸多因素[2-3]。本文通過有限元法研究鍋爐自重、吊掛件重量、鍋桶熱膨脹位移、風載等因素對水冷壁管變形的影響,以減小和控制變形為目的,為鍋爐設計選取最優(yōu)化設計方案提供可靠的依據(jù)。

    有限元建模是分析前提,模型的準確性直接影響計算的結(jié)果[4]。而鍋爐結(jié)構(gòu)復雜且龐大,直接用體單元計算較為困難,模型必須進行適當?shù)暮喕R虼私⒎磻獙嶋H結(jié)構(gòu)力學性能的有限元模型是關(guān)鍵。本文根據(jù)某公司自主開發(fā)設計的110 t/h秸稈鍋爐的實際運行參數(shù)和結(jié)構(gòu)尺寸,通過比較試件采用板梁結(jié)合建模法和三維實體建模法計算軸向載荷-變形數(shù)據(jù),得到能夠精確反應力學性能的有限元模型。在確保有限元模型可靠的基礎(chǔ)上,對鍋爐在自重、吊掛件重量、風載、溫升等載荷作用下進行變形分析和計算,研究其薄弱點并為進一步的優(yōu)化設計提供參考。

    1 有限元模型的建立

    本文的研究對象為采用單鍋桶、集中下降管、自然循環(huán)、四回程“M”型布置的110 t/h高溫高壓蒸汽秸稈鍋爐。爐膛、冷卻室、過熱器室四周均為膜式水冷壁結(jié)構(gòu),爐底布置水冷振動爐排。在爐膛內(nèi)布置了屏式過熱器,在冷卻室和過熱器室分別布置了高溫過熱器、中溫和低溫過熱器。尾部采用光管式省煤器及管式空氣預熱器,其四周為護板,采用鋼架支撐結(jié)構(gòu)。由于鍋爐結(jié)構(gòu)復雜、龐大,其有限元模型采用梁單元代替水管、剛性梁,板殼單元代替扁鋼、鍋桶的“板梁結(jié)合”建模法進行適當簡化。

    為減少和控制模型的誤差,分別采用板梁結(jié)合建模法和實體建模法建立有限元模型,給定不同的軸向載荷計算其軸向變形。本文以φ60×5,S=80膜式水冷壁試件為例,比較不同建模法的軸向載荷-變形數(shù)據(jù)(表1所示)。由表1數(shù)據(jù)可知,兩種模型計算軸向載荷與變形都基本呈線性關(guān)系,且兩者的最大誤差2.8%.在確保計算精度的前提下,板梁結(jié)合的簡化模型比實體模型具有更高的計算效率,適用于像電廠鍋爐這樣的大型結(jié)構(gòu)的分析與計算。

    表1 有限元板梁建模法與實體建模的計算數(shù)據(jù)比較

    1.1 方法

    應用有限元軟件ANSYS11.0采用梁單元代替水管,板殼單元代替扁鋼,分別建立φ60mm×6.5mm,φ60mm×5mm和φ51mm×5mm(扁鋼厚度δ=6 mm,節(jié)距S=80 mm)三種試件的有限元模型。考慮水管中水的重量,水管的密度用等效密度替代鋼密度,扁鋼仍為鋼密度。鋼的材料特性參數(shù)參照表2[5].

    表2 鋼的特性參數(shù)

    1.2 鍋爐整體結(jié)構(gòu)有限元模型的確立

    采用梁單元代替管子、剛性梁,板殼單元代替扁鋼、鍋桶的建模法完成鍋爐整體結(jié)構(gòu)的建模,并設定相關(guān)參數(shù)。屏式過熱器、高溫過熱器、中溫和低溫過熱器等簡化為均布載荷。最終確立鍋爐的有限元模型如圖1所示,共包含669 846個單元,424 876個節(jié)點。

    圖2 鍋爐的有限元模型

    1.3 邊界條件設定

    對鍋爐底部集箱實際被支撐部位施加約束,約束六個自由度;鍋爐鍋筒的下降管底部六自由度全約束。

    1.4 載荷輸入

    分別計算計算鍋爐自重和頂部載荷、鍋桶熱膨脹位移、風載組合作用的載荷工況。以下為鍋爐所受的載荷設置。

    (1)鍋爐自重和頂部載荷

    通過設定材料密度、重力加速度g=9.8 kg/m3計算鍋爐自重的影響[6]。頂部載荷保守設為屏式過熱器、高溫過熱器、中溫和低溫過熱器總重的1.5倍,均勻分配到各個吊點。

    (2)鍋桶的熱膨脹位移

    鍋桶熱伸長量按常用鋼材的彈性模量和線膨脹系數(shù)表計算:

    式中:△L為鍋桶的熱伸長量(mm);L為鍋桶長度(m)取值4.5;a為鍋桶材料的線膨脹系數(shù)(mm/m·℃),可查資料取值0.012[5];t2、t1分別為管道介質(zhì)溫度(℃)和管道的設計安裝溫度(℃),分別取值500和20[6],鍋桶熱膨脹位移為25.9mm.

    (3)風載

    鍋爐實際使用為Ⅲ類場地,取地面10 m高處,30年一遇10min平均最大風速為標準。當計算主要承重結(jié)構(gòu)時,風載標準值Wk按下述公式計算:

    式中:βz為風壓高度變化系數(shù)1;μs為風荷載體型系數(shù) 0.8;μz為風振系數(shù) 2.5;Wo基本風壓 0.5 kN/㎡;Wk為風載標準值,計算為 1 kN/㎡[7]。

    2 結(jié)果與分析

    為了解鍋爐結(jié)構(gòu)的變形狀況,圖2~5顯示了由有限元方法計算出的該結(jié)構(gòu)的變形云圖。在各工況的作用下,鍋爐結(jié)構(gòu)最大變形都出現(xiàn)在鍋爐前上部,且主要變形為Y方向(垂直方向),這是需要特別關(guān)注的地方。

    圖2為僅考慮鍋爐自重和頂部吊掛件重量,膜式水冷壁的最大變形量為72.238 mm,相對撓度為72.678 mm(頂部水冷壁跨度為6 800 mm),最大撓度大于鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范[8]要求的撓度允許值(Lo/250=27.2 mm)。也就是說,頂部現(xiàn)有的剛性梁設計不滿足要求。

    比較圖2、圖3,可以看出鍋桶的熱膨脹對鍋爐的最大變形影響也較大。鍋爐的最大變形值由73.238mm增到 86.442mm,增大了18%.

    圖2 工況①作用下的變形云圖

    圖3 工況①②組合作用下的變形云圖

    圖4、圖5分別為前墻、側(cè)墻增加風載后鍋爐的變形云圖,通過數(shù)據(jù)顯示風載對鍋爐變形影響不明顯,可以不作為考慮的重點。

    圖4 ①②③組合作用下的變形云圖(前墻受風載)

    圖5 ①②③組合作用下的變形云圖(側(cè)墻受風載)

    3 結(jié)論

    本文分別分析了鍋爐自重、頂部吊掛件重量、鍋桶熱膨脹位移、風載對鍋爐變形的影響。通過比較分析,吊掛件重量和鍋桶熱膨脹位移對變形量的影響較大,風載影響并不很明顯。這也為鍋爐結(jié)構(gòu)的進一步改進設計以及同類鍋爐結(jié)構(gòu)的設計優(yōu)化提供了重要的參考依據(jù)。

    [1]譚彥顯,吳瑞祥.鍋爐管爆裂失效的分析研究[J].湖南冶金,2001(3):13-17.

    [2]Bulloch JH,CallagyA G,Scully S,et a.l A failure analysis and remnant life assessment ofboiler evaporator tubes in two 250 MW boilers[J].Engineering Failure Analysis,2008,67:567-589.

    [3]張?zhí)幏?1100 t/h亞臨界中間再熱塔式直流鍋爐蒸發(fā)Ⅱ段受熱面管爆漏失效原因分析[J].廣東電力,2008,21(2):55-59.

    [4]劉相新,孟憲頤.ANSYS基礎(chǔ)與應用教程[M].北京:科學出版社,2006,14(2):90-107.

    [5]徐 灝.機械設計手冊:第1卷[M].北京:機械工業(yè)出版社,1995:1-81.

    [6]許成祥,何培玲.載荷與結(jié)構(gòu)設計方法[M].北京:北京大學出版社,2006:6-33.

    [7]胡蔭平.電站鍋爐手冊[M].北京:中國電力出版社,2004.

    [8]GB 50017-2003鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范[S].北京:中國計劃出版社,2003.

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