基于鞍座布置的高壓加熱器殼體適宜長徑比應力分析

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(南京工業(yè)大學 機械與動力工程學院，江蘇 南京 211816)

高壓加熱器通常為臥式圓筒形壓力容器，以雙鞍座或三鞍座為支承結(jié)構(gòu)。鞍座的數(shù)量和位置變化可能引起殼體結(jié)構(gòu)的應力集中，構(gòu)成高壓加熱器的長期穩(wěn)定運行安全風險，基于鞍座數(shù)量和位置設(shè)置優(yōu)化殼體結(jié)構(gòu)尺寸具有重要工程意義。簡化梁理論[1]是大型臥式圓筒形壓力容器鞍座結(jié)構(gòu)研究的基礎(chǔ)，早在20世紀50年代，國外學者Zick[2]就已將實際的鞍座結(jié)構(gòu)簡化為雙支點共同承受均勻載荷的簡支梁模型，通過對雙支點處的彎矩和支反力的分析，校核危險截面處的周向應力、軸向應力以及切向剪切應力。基于這一理論，國內(nèi)外學者陸續(xù)進行了一些鞍座結(jié)構(gòu)研究并取得了階段性研究成果[3-11]。

鈕樹強[12]通過給定臥式容器的體積，分析不同長徑比(殼體長度與殼體內(nèi)徑的比值)下筒體應力，給出了雙鞍座臥式容器在長徑比較小時的鞍座適宜位置。同時比較了Zick法與EN 13455標準法[13]的適用場合，發(fā)現(xiàn)對于小長徑比采用Zick法，對于大長徑比采用EN 13455標準法更為合適。謝利來[14]對雙鞍座與三鞍座臥式結(jié)構(gòu)適宜長徑比進行研究，結(jié)果表明雙鞍座與三鞍座臥式容器適宜長徑比為10～12。

前人研究均是基于左右對稱的臥式容器鞍座結(jié)構(gòu)，其研究結(jié)果不適用于高壓加熱器的左右側(cè)不對稱性結(jié)構(gòu)。文中以高壓加熱器為研究對象，采用有限元分析方法對不同長徑比下雙鞍座與三鞍座高壓加熱器筒體應力進行分析，探討鞍式支承高壓加熱器筒體應力分布規(guī)律，進一步根據(jù)高壓加熱器殼程筒體Tresca當量應力、一次局部薄膜應力、軸向壓應力和周向彎曲應力的應力曲線交點給出了不同厚度雙鞍座與三鞍座高壓加熱器殼體適宜長徑比。

1 優(yōu)化分析基本研究對象概況

某火電廠百萬兆瓦機組高壓加熱器的結(jié)構(gòu)示意見圖1，筒體內(nèi)徑Di=1 600 mm，筒體長度L=8 960mm，封頭符合GB/T 25198—2010《壓力容器封頭》[15]要求，左側(cè)封頭為標準橢圓封頭，右側(cè)封頭為標準球形封頭，三鞍座支承，管板在右側(cè)球形封頭端。鞍座結(jié)構(gòu)參數(shù)根據(jù)JB/T 4712.1—2007《容器支座 第1部分：鞍式支座》[16]選取。

圖1 某火電廠百萬兆瓦機組高壓加熱器結(jié)構(gòu)簡圖

以此高壓加熱器為基本研究對象，設(shè)定優(yōu)化分析方案，討論改變鞍座數(shù)量和位置對殼體應力分布產(chǎn)生的影響。

2 高壓加熱器應力優(yōu)化分析方案

2.1 工況和鞍座設(shè)置

工況為滿水工況，鞍座分為雙鞍座和三鞍座2種情況。三鞍座按圖1布置，雙鞍座為三鞍座布置去掉中間鞍座后形成的布置。三鞍座布置的條件為L1=1.2L2。

2.2 殼體結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)置

高壓加熱器體積V設(shè)為定值,V=28 m3。殼體圓筒的橫截面積A與殼體圓筒長度L的比值設(shè)為定值，A/L=0.15。在V和A/L均為定值的條件下，L/Di為殼體結(jié)構(gòu)尺寸的單一控制變量。L/Di的取值定為2.5、5.0、7.5、10.0、12.5。

2.3 優(yōu)化分析方案設(shè)計

按照高壓加熱器殼體厚度δ為5 mm、10 mm 、15 mm分別進優(yōu)化分析。每種殼體厚度情況下，計算殼體不同長徑比對應的殼體最大Tresca當量應力、一次局部薄膜應力、軸向壓應力及周向彎曲應力。根據(jù)計算數(shù)據(jù)制作應力-長徑比曲線，將得到的24條應力-長徑比曲線按照應力類型分組，得到殼體最大Tresca當量應力組、一次局部薄膜應力組、軸向壓應力組及周向彎曲應力組共4組應力-長徑比曲線，每個應力組包含應力-長徑比曲線6條，這6條曲線中包含殼體厚度5 mm、10 mm和15 mm的曲線各2條，將同一厚度的2條應力-長徑比曲線置于同一坐標體系中。對比分析同一坐標系中2條曲線的規(guī)律和特征，對比分析同一應力組6條曲線的規(guī)律和特征，綜合分析和總結(jié)試驗條件下的鞍座對殼體結(jié)構(gòu)長徑比的影響規(guī)律。

3 高壓加熱器有限元建模分析

3.1 模型及網(wǎng)格劃分

高壓加熱器結(jié)構(gòu)與載荷具有軸對稱特性，建立1/2結(jié)構(gòu)模型。采用8節(jié)點的Solid185實體單元進行模型網(wǎng)格劃分，得到的高壓加熱器1/2結(jié)構(gòu)有限元分析及網(wǎng)格劃模型分見圖2。

圖2 高壓加熱器1/2結(jié)構(gòu)有限元分析及網(wǎng)格劃分模型

3.2 邊界條件設(shè)置

以雙鞍座結(jié)構(gòu)為例進行說明，高壓加熱器模型邊界條件和施加載荷見圖3。

圖3 高壓加熱器模型邊界條件和載荷

高壓加熱器管板端(圖1主視圖右側(cè))為固定鞍座，約束條件為全約束。非管板端(圖1主視圖左側(cè)兩鞍座)為可沿軸向滑動的滑動支座，故該鞍座約束條件為x和y方向位移。對稱面施加對稱約束，滿水工況下施加載荷為沿高度方向線性變化的靜水壓強和高壓加熱器結(jié)構(gòu)自重。

4 高壓加熱器有限元分析結(jié)果及討論

4.1 最大Tresca當量應力

最大Tresca當量應力是由高壓加熱器筒體自重、靜水壓產(chǎn)生的一次局部薄膜應力和鞍座約束產(chǎn)生的二次應力造成的。在雙鞍座高壓加熱器筒體中，各分析模型最大Tresca當量應力的位置均出現(xiàn)在左側(cè)鞍座墊板邊角區(qū)域。在三鞍座高壓加熱器筒體中，當L/Di為2.5～7.5時最大Tresca應力出現(xiàn)在左側(cè)鞍座墊板邊角區(qū)域，當L/Di為10～12.5時在中間鞍座墊板邊角區(qū)域。

將滿水工況下，加熱器按照雙鞍座、三鞍座布置，δ分別為5 mm、10 mm、15 mm這3種模擬分析條件下改變單一控制變量L/Di獲得的相應高壓加熱器最大Tresca當量應力制成最大Tresca當量應力隨長徑比L/Di的變化曲線，見圖4～圖6。

圖4 δ=5 mm時高壓加熱器最大Tresca當量應力分布

圖5 δ=10 mm時高壓加熱器最大Tresca當量應力分布

圖6 δ=15 mm時高壓加熱器最大Tresca當量應力分布

由圖4～圖6可知，對于雙鞍座模型，各應力變化趨勢基本一致，最大Tresca當量應力值均隨著長徑比L/Di的增加呈增大趨勢。而對于三鞍座模型，當長徑比L/Di小于8時，其最大Tresca當量應力與雙鞍座變化規(guī)律一致，呈線性增加趨勢；而當長徑比L/Di大于8后，其最大Tresca當量應力值變化趨于平緩，沒有顯著變化。因此，當長徑比L/Di大于8后，中間鞍座位置對殼體最大Tresca應力影響非常小。

4.2 一次局部薄膜應力

對高壓加熱器殼體最大Tresca當量應力沿殼體厚度進行線性化處理，得到滿水工況下加熱器按照雙鞍座、三鞍座這2種布置，δ=5 mm、δ=10 mm、δ=15 mm模擬分析條件下一次局部薄膜應力SΠ，制作SΠ隨長徑比L/Di的變化曲線并進行對比，見圖7～圖9。

圖7 δ=5 mm時高壓加熱器一次局部薄膜應力分布

圖8 δ=10 mm時高壓加熱器一次局部薄膜應力分布

圖9 δ=15 mm時高壓加熱器一次局部薄膜應力分布

由圖7～圖9可以看出，雙鞍座與三鞍座模型的一次局部薄膜應力隨著長徑比L/Di的增大呈先增大隨后平緩趨勢，整體而言，三鞍座模型的一次局部薄膜應力低于雙鞍座模型的。同時隨著殼體壁厚的增加，雙鞍座與三鞍座模型一次局部薄膜應力逐漸減小。不同厚度的雙/三鞍座模型一次局部薄膜應力曲線交點對應的L/Di為5～6。

4.3 軸向壓應力

臥式容器中，容器屈曲失穩(wěn)的主要因素來自筒體壓應力。滿水工況中，需要對高壓加熱器應力強度和筒體軸向壓應力同時加以控制。在雙鞍座高壓加熱器中，跨中截面軸向壓應力會造成頂端失穩(wěn)，是限制長徑比的首要因素。對三鞍座高壓加熱器，中間鞍座截面沒有來自其他方面的加強，且底部鞍座結(jié)構(gòu)對頂端支撐作用不大，所以三鞍座高壓加熱器頂端軸向壓應力同樣是造成失穩(wěn)的主要因素。

滿水工況下加熱器按照雙鞍座、三鞍座這2種布置，δ=5 mm、δ=10 mm、δ=15 mm時最大軸向壓應力分布見圖10～圖12。

圖10 δ=5 mm時高壓加熱器軸向壓應力分布

圖11 δ=10 mm時高壓加熱器軸向壓應力分布

由圖10～圖12可知，雙/三鞍座模型軸向壓應力變化趨勢相同，且雙鞍座模型軸向應力明顯大于三鞍座模型的軸向應力。說明三鞍座設(shè)置能顯著減小軸向應力，避免失穩(wěn)。

圖12 δ=15 mm時高壓加熱器軸向壓應力分布

4.4 周向彎曲應力

不同殼體厚度分析模型中殼體鞍座截面處的周向彎曲應力分布見圖13～圖15。雙鞍座模型最大周向彎曲應力位于高壓加熱器鞍座邊角處，三鞍座模型最大周向彎曲應力位于中間鞍座位置鞍座截面處。鞍座較大彎曲應力主要是由于鞍座與墊板約束了殼體徑向自由變形而產(chǎn)生的周向彎曲應力，具有明顯的二次應力特征。

圖13 δ=5 mm時高壓加熱器周向彎曲應力分布

圖14 δ=10 mm時高壓加熱器周向彎曲應力分布

由圖13～圖15可知，殼體厚度δ=5 mm時雙、三鞍座高壓加熱器周向彎曲應力曲線交點對應的L/Di為8～9；殼體厚度δ=10 mm時，各應力曲線在L/Di=9相交；厚度δ=15 mm時，各應力曲線交點對應的L/Di為9～10。

圖15 δ=15 mm時高壓加熱器周向彎曲應力分布

4.5 適宜長徑比

分析圖4～圖15的應力分布曲線可以發(fā)現(xiàn)，同一坐標體系中的2條應力-長徑比曲線呈現(xiàn)相似的總體變化規(guī)律，這2條曲線大都有1個交點。在這個交點位置，雙鞍座與三鞍座高壓加熱器的應力相等。對交點處的應力進行強度校核，將符合應力強度評定要求的交點處的長徑比定義為高壓加熱器殼體適宜長徑比。

按照JB/T 4732—1995(2005年確認)《鋼制壓力容器——分析設(shè)計標準》[17]中的規(guī)定，最大Tresca當量應力小于3Sm，一次局部薄膜應力SΠ小于1.5Sm(Sm為許用應力)。按照JB/T 4731—2005《鋼制臥式容器》[18]規(guī)定，軸向壓應力和周向彎曲應力分別小于材料的許用壓應力[σ]ac和1.5Sm。對圖4～圖15的最大Tresca當量應力、一次局部薄膜應力SΠ、軸向壓應力和周向彎曲應力曲線的交點進行應力強度評定，得到雙鞍座/三鞍座高壓加熱器在不同殼體厚度下的適宜長徑比，見表1。

表1 雙鞍座/三鞍座高壓加熱器適宜長徑比

5 結(jié)語

以某火電廠百萬兆瓦機組高壓加熱器為基本研究對象，在滿水工況下基于鞍座配置和圓筒殼體壁厚建立簡化模型，以長徑比為單一控制變量，應用ANSYS參數(shù)化腳本語言APDL對簡化模型建模，計算了不同長徑比對應的圓筒殼體最大Tresca當量應力、一次局部薄膜應力、軸向壓應力以及周向彎曲應力，研究了各類型應力隨長徑比的變化規(guī)律，并比較了不同類型應力隨長徑比的變化規(guī)律。當圓筒殼體厚度分別為5 mm、10 mm、15 mm時，建議設(shè)置三鞍座的適宜長徑比分別為5.0～8.5、5.5～9.0和5.5～10.0。