盲板力對架空布置循環(huán)水管道的影響

袁瑞山，樊 濤，尹海峰，許 可，劉元霖

（西北電力設計院有限公司，陜西 西安 710075）

大口徑薄壁管在發(fā)電系統(tǒng)中應用廣泛，該類管道多用于空冷機組排汽管道[1]、循環(huán)水管道[2]、煙風管道[3-4]、供熱管道等。此類管道的直徑均很大，因此會在管道彎頭處產生巨大的盲板力。一般而言，其盲板力通常介于數十噸至數百噸[5]，有些管道甚至達到上千噸[6]。盲板力的存在不僅影響補償器等的選型[7-8]，對管道自身應力、應變、支吊荷載也具有很大影響。

已有部分學者和工程人員對盲板力進行了初步研究，并獲得了一些有意義的結論。周琦等[5,9]對核電凝汽器水室盲板力進行了簡要分析，并設計了一種盲板力平衡裝置以就地抵消盲板力。羅瑞敏等[6]對架空管道的盲板力進行了簡要計算，提出通過設置斜拉桿相互抵消2個彎頭之間的盲板力。沈良[10]對天然氣管道受到的盲板力進行了一些理論分析，并根據經驗對盲板力產生的原因進行簡單的經驗性總結，但是結論與實際情況存在偏差。趙寶林等[11]對波紋補償器受到的盲板力進行了計算，論證了波紋補償器盲板力的計算方法。朱智艷[12]對高爐熱風管道破損情況進行了介紹，并提出了消除盲板力的解決辦法。劉奇等[13]采用彈性力學方法研究了高爐爐殼在盲板力作用下的變形，提出應在風口開孔位置增加抗變形元件?？傮w而言，由于上述大口徑薄壁管道壓力和溫度均很低，未能引起工程人員和學者們足夠重視，目前對于該類管道盲板力問題的研究很少。此外，上述研究多集中于工程問題處理方法和經驗的總結層面上，并未對如何分析該類問題以及盲板力與管道布置的作用機理進行深入探討。

針對上述研究的不足，本文以某聯(lián)合循環(huán)電廠架空布置循環(huán)水管道為例，對盲板力產生的機理進行了詳細分析，并仔細研究了盲板力對于管道支吊荷載、位移和應力的影響，為大口徑薄壁管道的分析、設計和布置提供參考。

1 計算方法及模型

1.1 盲板力計算

設圓形截面彎頭（圖1）管道內表面壓強為p，且彎頭為剛性件，彎頭外側半徑大于內側半徑，則壓強p在外側產生的合力大于內側，內外合力即為盲板力。對于圖1所示彎頭，其盲板力計算式為[6]

圖1 盲板力示意Fig.1 Schematic diagram of the blind plate force

則盲板力沿x軸和y軸分量分別為：

式中，p為作用在管道內表面壓力，S為管道截面積。

1.2 模型介紹

某聯(lián)合循環(huán)機組循環(huán)冷卻水系統(tǒng)由1 根循環(huán)水進水管道和出水管道組成（圖2）。其中：進水管道蝶閥與1 號滑動支架之間布置有90°彎頭，2 號支架與凝汽器接口之間布置有2 個30°彎頭；出水管道5號滑動支架和蝶閥之間布置有90°彎頭。

循環(huán)水進水管道和出水管道上分別裝有1 個電動蝶閥，出水管道的電動蝶閥前裝有收球網。在進水管道和出水管道靠近地面立管處設置有固定支架，水平管段上設置有滑動支架。

管道具體參數：管道規(guī)格Φ1 420 mm×13 mm，收球網質量2 200 kg，蝶閥質量3 650 kg。

圖2 進、出水管道示意（mm）Fig.2 Schematic diagram of the feedwater and discharge water pipe(mm)

2 流場模型及分析

2.1 模型和邊界條件

為了研究彎頭處流場分布不均勻對壓力場分布的影響，截取上述管道90°彎頭部分，建立了流體域三維模型（圖3）。網格剖分后的單元總數為402 705，節(jié)點總數為411 432。

圖3 流體域三維模型Fig.3 The three dimenstional model of fluid domain

對計算模型施加如下幾類邊界條件：1）根據設計，進口施加1.5 m/s 速度邊界；2）出口施加0.262 1 MPa（表壓）靜壓邊界條件。

2.2 計算結果

彎頭壓力場和速度場分析結果如圖4所示。從圖4可以看出：流體經過90°彎頭后，在彎頭及立管內側產生了明顯的流動分離；由于流場分布的不均勻性，導致壓力場分布也在90°彎頭處變得不均勻。分析圖4中數據可以發(fā)現(xiàn)，由于流動不均勻導致的壓力最大偏差僅1%左右，這與文獻[14]中的結果非常吻合。因此，對于本文分析的循環(huán)水管道，流場不均勻性對管道壓力分布的影響非常小。在后續(xù)研究中，忽略由于流動分離導致的壓力場分布不均勻性，僅研究管道在均勻內壓力作用下盲板力對管道布置的影響。

圖4 彎頭壓力場和速度場分布云圖Fig.4 The pressure and fluid nephogram of the elbow

3 位移及應力分析

3.1 三維有限元模型

網格剖分后的三維有限元模型如圖5所示。網格剖分后節(jié)點總數272 996，單元總數287 581。

坐標系定義如下：x軸沿循環(huán)水管道軸向，z軸垂直向上，y軸根據右手準則確定。管道材質為Q235B。由于閥門和收球網在分析過程中僅影響管道質量分布，為了方便分析，分別用直管段代替，將其質量及水重折合附加到對應管段上。

圖5 三維有限元模型Fig.5 The three dimensional finite element model

3.2 邊界條件及工況

計算模型施加了如下邊界條件：1）整體模型施加重力邊界條件；2）滑動支架下表面施加位移約束邊界條件（用于固定滑動支架）；3）滑動支架上表面與管壁之間施加接觸邊界條件；4）固定支架處施加位移約束邊界條件；5）循環(huán)水進、出水管道與凝汽器接口法蘭面施加固定邊界條件；6）管道內表面施加工作壓力0.262 1 MPa（表壓）內壓邊界條件。

本文分別分析了如下2 種工況：1）工況1，不考慮管道內壓，即僅考慮邊界條件1）—5）；2）工況2，考慮管道內壓，即考慮上述所有邊界條件。

3.3 結果與分析

3.3.1 位移分布

圖6為工況1 和工況2 管道總位移分布云圖。由圖6可以看出：對于工況1，最大位移出現(xiàn)在1 號滑動支架處管道頂部，最大值為0.526 mm；工況2 最大位移出現(xiàn)在1 號滑動支架處管道側面，最大值為0.533 mm。

2 種工況下，最大位移均出現(xiàn)在1 號滑動支架附近，同時2—5 號滑動支架附近也均出現(xiàn)了不同程度的位移增大，這是由于管道自身荷載和支架的位移約束所引起的。

圖6 總位移分布云圖Fig.6 The total displacement vector nephogram

表1為2 種工況下3 個方向最大位移及分布。從表1可以看出，相對于工況1，工況2 中3 個方向位移最大值和對應位置均發(fā)生了明顯改變。

表1 不同工況各方向最大位移Tab.1 The maximum displacement in each direction under different conditions

其中，x方向最大位移由工況1 中30°彎頭處變?yōu)楣r2 中90°彎頭處。這是由于相對于工況1，工況2 中90°彎頭受到盲板力F（圖7a)），在F沿x方向分力Fx的作用下，管道產生沿x方向變形所致。同時對比圖6可以發(fā)現(xiàn)，在盲板力F作用下，90°彎頭及循環(huán)水管道立管處位移分布明顯增大。

y方向最大位移由工況1 中1 號滑動支架管道側面變化為工況2 中2 號滑動支架處管道側面。在管道重力和滑動支架支反力作用下，每個滑動支架處均出現(xiàn)位移增大。但是對于2 號滑動支架，其位于2 個30°彎頭附近。30°彎頭受到的盲板力如圖7b)所示；且根據式(1)計算可得，F(xiàn)1和F2的大小為211 kN。在該荷載的作用下，管道受到豎直方向上的扭矩，在該扭矩作用下，y方向最大位移由滑動支架1 處變化到滑動支架2 處。

圖7 進水管道彎頭受力示意Fig.7 Schematic diagram of force condition of the feed water pipe elbow

3.3.2 等效應力分布

圖8給出了2 種工況下管道等效應力分布。

圖8 總等效應力分布云圖Fig.8 Cloud image of the total equivalent stress distribution

工況1 最大應力值為17.7 MPa，位于1 號支架支撐處；工況2 最大應力值為35.8 MPa，位于立管固定支架與管道接頭處：2 種工況下的最大應力均是由于局部應力集中所導致，并不能反映管道整體應力水平。將工況2 標尺修改為與工況1 相同，得到圖8c)。對比圖8a)和圖8c)可以發(fā)現(xiàn)：工況2 下管道等效應力明顯增大，尤其在圖8c)90°彎頭內側，大面積區(qū)域的等效應力大于修改后標尺的最大值；工況1 變化非常顯著，彎頭處額外的盲板力使管道應力水平進一步顯著提高。

3.3.3 支架荷載

圖9分別為工況1 和工況2 下支架與管道接 觸面等效應力分布。2 種工況下滑動支架和管道 接觸面上最大等效應力無明顯變化；但是相對于 工況1，工況2 下滑動支架2 和支架3 的接觸區(qū)域明顯增大。

圖9 支架與管道接觸面等效應力分布Fig.9 Distribution of the equivalent stress at the interface between support and pipeline

表2中給出了2 種工況下支架對管道的支反力。由表2可見：工況1 時，支架對管道的支反力均為正值，即所有支架對管道均為支撐作用；而在工況2 下，滑動支架對管道的支反力為正值，但是固定支架處的支反力為負值。這表明，此時固定支架處管道在外力作用下具有向上運動的趨勢，與工況1 相比，固定支架的作用不再是支撐管道，而是限制管道向上運動。工況2 和工況1 的固定支架處最大偏差達到365%；1 號—5 號滑動支架的偏差小于35%，相對偏差較小。

表2 支吊架荷載（支反力）Tab.2 The supports loads(reacting force)

由于進水管道和出水管道受力狀況基本相同。因此，此處以循環(huán)水進水管道為例進行分析。循環(huán)水管道在90°彎頭處盲板力如圖10所示。根據式(1)—式(3)計算可得：

則盲板力沿x軸和y軸分量為

圖10 直角彎頭處盲板力作用示意Fig.10 The blind plate force at 90°elbow

工況1 下，進水管道固定支架荷載為114 kN。而在圖10所示90°彎頭處，盲板力沿z方向分量為407 kN。在該豎直向上拉力的作用下，數值計算得到的工況2 彎頭向上位移量為0.28 mm。水平管道的彎曲剛度相對材料彈性模量非常小，忽略其影響，理論計算可得彎頭向上的位移為0.25 mm。可見，理論計算與數值結果的偏差很小。同時，在該力的作用下，作用在進水管道固定支架上的支反力由114 kN 變?yōu)楱C263 kN，絕對變化量為377 kN，這與管道在90°彎頭處受到的豎直向上的盲板力大小接近，對于出口管道情況也完全相同。因此，90°彎頭處盲板力向上分量Fz的存在對固定支架的荷載產生了非常明顯的影響，且變化幅度與該力的大小直接相關，設計中需要特別注意。

盲板力沿x方向的分量同樣為407 kN。理論計算可得彎頭沿x方向水平位移量為1.05 mm。在該力作用下，不僅會對凝汽器水室產生巨大的拉力，同時也影響固定支架所受到的水平力。

4 結 論

1）本文采用的管道，90°彎頭處流場不均勻性導致的壓力場分布最大偏差僅約1%，流場不均勻性對壓力場分布的影響忽略不計。

2）本文采用的大口徑薄壁循環(huán)水管道，其90°彎頭處盲板力達到57.6 t，影響管道安全。

3）盲板力對管道位移分布影響明顯。對本文采用的循環(huán)水管道：30°彎頭處的盲板力為211 kN，90°彎頭處盲板力為576 kN。在盲板力作用下，管道位移分布和等效應力分布明顯改變。

4）盲板力對架空管道支吊架荷載分布影響明顯。其導致本文分析的循環(huán)水管道進、出水管道固定支架支反力方向發(fā)生改變，變化達330%以上。