運用CAESAR Ⅱ分析帶旋轉(zhuǎn)補償器供熱管道的設(shè)計要點

朱 贏，劉 凱，臧 藏

（中機國能電力工程設(shè)計研究院，上海 200061）

引言

供熱管道有著管線距離長、管徑大、敷設(shè)形式多變（架空與埋地并存）等特點，在這種情況下，采用傳統(tǒng)的自然補償或者波紋管補償器很難吸收管道的熱膨脹量，而旋轉(zhuǎn)補償器的出現(xiàn)很好地匹配了供熱管道的應(yīng)用場景，它的補償量與自然補償和波紋管補償器相比較大，且沒有對固定支架無附加的盲板力產(chǎn)生，減輕了土建設(shè)計的壓力。但是旋轉(zhuǎn)補償器在應(yīng)用中，也常常因為配套的供熱管道的設(shè)計沒有符合要求而產(chǎn)生旋轉(zhuǎn)補償器壽命下降、達不到理想補償效果、損壞管道及支吊架等后果[1]。本文結(jié)合旋轉(zhuǎn)補償器廠家提供的選型和使用要求，基于CAESAR Ⅱ探討帶旋轉(zhuǎn)補償器供熱管道的設(shè)計要點。

1 旋轉(zhuǎn)補償器簡介及布置方式

旋轉(zhuǎn)補償器是一種先進的補償器，主要由緊固件、密封填料、滑動環(huán)、異徑管、旋轉(zhuǎn)筒等組成，其補償原理是通過成雙旋轉(zhuǎn)桶和管道力臂形成力偶，使力臂回繞著Z 軸中心旋轉(zhuǎn)，以實現(xiàn)力偶兩邊熱管道產(chǎn)生的熱脹量的吸收。

1）不產(chǎn)生內(nèi)壓推力（或盲板推力）因而補償器兩端的固定支架可以做的很小，降低了投資成本。

2）在保溫時不必留出熱伸縮量，因而熱損失較小。

3）采用先進的密封材料，并有較合理的密封面結(jié)構(gòu)，從而使密封材料和密封面的磨損極為輕微，使用壽命較長。

4）安全性能高，旋轉(zhuǎn)補償器筒體材料厚度大于管道壁厚，運行中可經(jīng)受水擊破壞。

5）根據(jù)不同工程的實際地形和環(huán)境，擁有多種布置方式，如Π 型直線布置、Π 型平行布置、Ω 型直線布置、Ω 型平行布置等，補償能力可達到1 800 mm，1個旋轉(zhuǎn)補償器可代替數(shù)個套筒或波紋管補償器。

本文選取Π 型平行布置進行討論，這也是架空和埋地供熱管道中較常見的布置方式（見圖1、圖2）。

4.2.2 加工企業(yè)發(fā)展。膠州大白菜種植規(guī)模擴大，實行“訂單農(nóng)業(yè)”的銷售模式。目前，膠州大白菜加工后的產(chǎn)品，從白菜汁、醬菜到鹽漬菜、泡菜等，其產(chǎn)品多種多樣。截至2017年底，膠州大白菜有8家年加工能力超過1000噸的企業(yè)。大白菜種子作為上游產(chǎn)業(yè)得到了較好的發(fā)展。

圖1 Π 型平行布置平面圖

圖2 Π 型平行布置立體圖

2 帶旋轉(zhuǎn)補償器供熱管道的設(shè)計要點

2.1 管道尺寸的設(shè)計

此種布置方式的旋轉(zhuǎn)補償器須沿位移反方向預(yù)偏裝補償量的1/2，這樣能使橫向位移量y1、y2減小。為防止附加彎矩的產(chǎn)生，管道的翻高高度H 應(yīng)越小越好，建議管道彎頭與旋轉(zhuǎn)補償器直接焊接，不要再添加多余直段。

2.2 支吊架的設(shè)置

旋轉(zhuǎn)補償器從安裝態(tài)至運行態(tài)過程中，有橫向位移y1、y2，因此補償器兩側(cè)一定距離內(nèi)不能設(shè)置導(dǎo)向支架，只能設(shè)置滑動支架或者吊架。位移較大時，支架需注意不要滑脫，吊架需注意吊桿偏移角度不超過4°[2]。

當進行長距離補償時，宜采用摩擦系數(shù)低的滑動支架或吊架形式，否則眾多支架的摩擦力疊加至固定支架上，會給土建設(shè)計帶來困難。對于大管徑的供熱管道，過多地使用吊架會使得管道穩(wěn)定性大大下降，并不推薦?？梢允褂脦Ь鬯姆蚁p磨板的支架，聚四氟乙烯之間滑動摩擦系數(shù)為0.1，推薦在供熱管道的支架上使用。

2.3 管道布置注意事項

固定點至旋轉(zhuǎn)補償器之間，不能出現(xiàn)任何形式的自然補償和其他補償器，否則會導(dǎo)致旋轉(zhuǎn)補償器的補償量與設(shè)計值產(chǎn)生較大偏差，熱應(yīng)力也有很大的超標風險。

旋轉(zhuǎn)補償器在管系中的位置一般來說沒有要求，可以放在固定點附近，也可以放在管系的中間，以現(xiàn)場實際情況來定。

3 運用CAESAR Ⅱ模型分析設(shè)計要點

CAESAR II 管道應(yīng)力分析軟件是由美國COADE公司研發(fā)的壓力管道應(yīng)力分析專業(yè)軟件。其既可以進行靜態(tài)分析，也可進行動態(tài)分析；擁有強大的3D 計算結(jié)果圖形分析功能、豐富的約束類型，對邊界條件提供最廣泛的支撐類型選擇、膨脹節(jié)庫和法蘭庫，并且允許用戶擴展自己的庫，在熱力管道設(shè)計中扮演著重要的角色。運用應(yīng)力計算軟件CAESAR Ⅱ驗證并定量分析上述設(shè)計原則，為方便分析，引入一個工程實例，在此基礎(chǔ)上進行分析。

介質(zhì)參數(shù)為蒸汽335 ℃、0.8 MPa；管道參數(shù)為20號鋼、Ф1219 mm×18 mm；旋轉(zhuǎn)補償器摩擦力矩為177.64 kN·m；補償距離L1=15 m，L2=105 m。運用CAESAR Ⅱ中的約束功能（Restraints）來模擬旋轉(zhuǎn)補償器，詳見圖3。

圖3 旋轉(zhuǎn)補償器的模擬方法

取翻高高度H=3.6 m，旋轉(zhuǎn)臂長L=3.85 m，所有支架的摩擦系數(shù)為0.1（采用雙面聚四氟乙烯），最近的導(dǎo)向支架位于L2段，距離旋轉(zhuǎn)補償器48 m（40 倍管道直徑），L1段不設(shè)置導(dǎo)向支架，L1和L2兩段均為直段。

此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表1。在查詢模型后可以發(fā)現(xiàn)，熱態(tài)應(yīng)力最大的點位于旋轉(zhuǎn)臂靠近L2側(cè)的彎頭處，將此組數(shù)據(jù)作為實驗組。

表1 初始條件下CAESAR Ⅱ計算結(jié)果

3.1 管道尺寸的設(shè)計

1）增大旋轉(zhuǎn)臂長L=5 m，此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表2。與實驗組相比以下參數(shù)變化較大：L1段固定點水平力FX1從-109.374 kN減小為-88.438 kN，L2段固定點水平力FX2從160.178 kN 減小為137.825 kN，熱態(tài)應(yīng)力最大處應(yīng)力百分比從21.26%減小為18.98%。熱態(tài)應(yīng)力最大的點位于旋轉(zhuǎn)臂靠近L2側(cè)的彎頭處。

表2 旋轉(zhuǎn)臂長增加時CAESAR Ⅱ計算結(jié)果

2）增大翻高高度H=5.6 m，此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表3。以下參數(shù)變化較大：L1段固定點力矩MX1從44.878 kN·m 增大 為55.604 kN·m，L2段固定點力矩MX2從-20.942 kN·m增大為-25.33 kN·m，應(yīng)力最大點的應(yīng)力百分比從21.26%增大為30.54%。熱態(tài)應(yīng)力最大的點仍然位于旋轉(zhuǎn)臂靠近L2側(cè)的彎頭處。

表3 翻高高度增加時CAESAR Ⅱ計算結(jié)果

結(jié)論：旋轉(zhuǎn)臂長L 的增加使管道的熱態(tài)應(yīng)力條件變好，固定點受水平力減??；翻高高度H 的增加使管道的熱態(tài)應(yīng)力狀況惡化，固定點力矩增大。因此在設(shè)計過程中采取的增長L，減小H 的做法是正確的。

3.2 支吊架的設(shè)置

1）導(dǎo)向支架設(shè)置于L2段，距離旋轉(zhuǎn)補償器12 m（10 倍管道直徑）處，L1段不設(shè)置導(dǎo)向支架，此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表4（表4 中D 為管道直徑）。以下參數(shù)變化較大：L1段固定點力矩MX1從44.878 kN·m 增大為117.097 kN·m，MZ1從48.716 kN·m 增大為-463.196 kN·m。

表4 導(dǎo)向支架距離為10D 時CAESAR Ⅱ計算結(jié)果

2）支吊架采用鋼與鋼直接接觸，摩擦系數(shù)取0.3，此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表5。以下參數(shù)變化較大：L1段固定點水平力FX1從-109.374 kN 增大為-142.536 kN，L2段固定點水平力FX2從160.178 kN 增大為295.331 kN。

表5 支架摩擦系數(shù)為0.3 時CAESAR Ⅱ計算結(jié)果

結(jié)論：導(dǎo)向支架離補償器太近會導(dǎo)致固定點力矩大幅上升，嚴重時會掀翻支架的土建結(jié)構(gòu)；支架的摩擦系數(shù)越小越好，因為摩擦力會沿管道軸向累積體現(xiàn)到最近的固定點上，這在補償長度較長的管系中體現(xiàn)非常明顯。因此在設(shè)計過程中導(dǎo)向距離控制在40D 比較合適，支架與支墩之間需要用聚四氟乙烯減小摩擦系數(shù)。

3.3 管道布置注意事項

如圖3 所示，在L2段增加一段π 型彎，作為自然補償。此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表6。導(dǎo)向支架設(shè)置在L2段，距離旋轉(zhuǎn)補償器33 m 處，此時CAESAR Ⅱ計算得到的運行工況受力情況詳見表6。以下參數(shù)變化較大：L1段固定點力矩MZ1從48.716 kN·m 增大為-114.512 kN·m，L2段固定點力矩MZ2從-3.154 kN·m 增大為178.675 kN·m。熱態(tài)應(yīng)力最大處應(yīng)力百分比從21.26%增大為53.58%，熱態(tài)應(yīng)力最大的點位于π 型彎距旋轉(zhuǎn)補償器43 m 的彎頭處。

圖3 Π 型平行布置立體圖（增加自然補償）

表6 增加自然補償時CAESAR Ⅱ計算結(jié)果

在增加自然補償后，固定點力矩大幅增加，熱態(tài)應(yīng)力狀況惡化，而且熱態(tài)應(yīng)力最大點不再是旋轉(zhuǎn)補償器附近的彎頭，還是轉(zhuǎn)移到了自然補償彎的彎頭上，對于整個管系，補償量相當于被分割成兩部分，即被旋轉(zhuǎn)補償器和自然補償分別吸收了。這種布置主要有以下兩個問題：

1）導(dǎo)向支架的設(shè)置困難。由于π 型自然補償在兩側(cè)需要設(shè)置導(dǎo)向支架防止縱向彎曲，這很有可能會使得導(dǎo)向支架到旋轉(zhuǎn)補償器的距離偏離合理范圍，影響旋轉(zhuǎn)補償器的順暢運行，使得固定點力矩不同程度上升。

2）熱應(yīng)力過大的風險。在上述實例中，可以看到，單獨使用旋轉(zhuǎn)補償器時，管系熱態(tài)應(yīng)力最大處應(yīng)力百分比為21.26%，而增加自然補償后，管系熱態(tài)應(yīng)力最大處應(yīng)力百分比為53.58%。在吸收大數(shù)值補償時，π型彎的補償能力遠遠不及旋轉(zhuǎn)補償器，而旋轉(zhuǎn)補償器又有一個很大的“啟動力矩”，管系在熱膨脹時會優(yōu)先選擇柔性較好的π 型彎進行形變，這在小管徑管道中體現(xiàn)更為明顯。將管道直徑修改為Ф610 mm×11 mm，此管徑對應(yīng)的旋轉(zhuǎn)補償器摩擦力矩為82.277 kN·m，此時CAESAR Ⅱ計算得到π 型彎彎頭處應(yīng)力為101.71%，應(yīng)力超標。

圖4 增加自然補償并且管徑為Ф610 mm×11 mm 時的應(yīng)力值

取補償距離：L1=60 m，L2=60 m，即將旋轉(zhuǎn)補償器放置到管系中央位置，L1、L2段導(dǎo)向支架均距離旋轉(zhuǎn)補償器48 m（40 倍管道直徑），L1和L2兩段均為直段。以下參數(shù)變化較大：L1段固定點力FX1從-109.374 kN 增大為-140.111 kN·m，L2段固定點力FX2從160.178 kN 減小為128.6 kN。

結(jié)論：固定點至旋轉(zhuǎn)補償器之間，不允許設(shè)置自然補償。在帶旋轉(zhuǎn)補償器的供熱管道中，自然補償往往是多此一舉，沒有必要浪費材料和空間去設(shè)置自然補償。實際工程中，供熱管道可能因為避讓設(shè)備和重要管道的需要出現(xiàn)自然補償，此時可以增加固定點，將旋轉(zhuǎn)補償器和自然補償隔開。

旋轉(zhuǎn)補償器在管系中的位置影響到兩端固定點的受力，在一端受力增大時，另一端受力就會減小，呈此消彼長的關(guān)系，一般來說，除非土建設(shè)計困難，沒有必要專門調(diào)整兩端固定點的受力，旋轉(zhuǎn)補償器的位置還是應(yīng)該根據(jù)現(xiàn)場實際情況來確定，做到安全、美觀、不擋通道。

表7 旋轉(zhuǎn)補償器位置整體移動時CAESAR Ⅱ計算結(jié)果