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(南京工業(yè)大學(xué) 機械與動力工程學(xué)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(yīng)力集中，構(gòu)成高壓加熱器的長期穩(wěn)定運行安全風(fēng)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(jì)50年代，國外學(xué)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(yīng)力、軸向應(yīng)力以及切向剪切應(yīng)力?；谶@一理論，國內(nèi)外學(xué)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(yīng)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(biāo)準(zhǔn)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(biāo)準(zhǔn)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(yīng)力進行分析，探討鞍式支承高壓加熱器筒體應(yīng)力分布規(guī)律，進一步根據(jù)高壓加熱器殼程筒體Tresca當(dāng)量應(yīng)力、一次局部薄膜應(yīng)力、軸向壓應(yīng)力和周向彎曲應(yīng)力的應(yīng)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(biāo)準(zhǔn)橢圓封頭，右側(cè)封頭為標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)力分布產(chǎn)生的影響。

2 高壓加熱器應(yīng)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(yīng)的殼體最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力、一次局部薄膜應(yīng)力、軸向壓應(yīng)力及周向彎曲應(yīng)力。根據(jù)計算數(shù)據(jù)制作應(yīng)力-長徑比曲線，將得到的24條應(yīng)力-長徑比曲線按照應(yīng)力類型分組，得到殼體最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力組、一次局部薄膜應(yīng)力組、軸向壓應(yīng)力組及周向彎曲應(yīng)力組共4組應(yīng)力-長徑比曲線，每個應(yīng)力組包含應(yīng)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(yīng)力-長徑比曲線置于同一坐標(biāo)體系中。對比分析同一坐標(biāo)系中2條曲線的規(guī)律和特征，對比分析同一應(yīng)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(dāng)量應(yīng)力

最大Tresca當(dāng)量應(yīng)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(yīng)力和鞍座約束產(chǎn)生的二次應(yīng)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(dāng)量應(yīng)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(dāng)L/Di為2.5～7.5時最大Tresca應(yīng)力出現(xiàn)在左側(cè)鞍座墊板邊角區(qū)域，當(dāng)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(yīng)高壓加熱器最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力制成最大Tresca當(dāng)量應(yīng)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(dāng)量應(yīng)力分布

圖5 δ=10 mm時高壓加熱器最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力分布

圖6 δ=15 mm時高壓加熱器最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力分布

由圖4～圖6可知，對于雙鞍座模型，各應(yīng)力變化趨勢基本一致，最大Tresca當(dāng)量應(yīng)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(dāng)長徑比L/Di小于8時，其最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力與雙鞍座變化規(guī)律一致，呈線性增加趨勢；而當(dāng)長徑比L/Di大于8后，其最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力值變化趨于平緩，沒有顯著變化。因此，當(dāng)長徑比L/Di大于8后，中間鞍座位置對殼體最大Tresca應(yīng)力影響非常小。

4.2 一次局部薄膜應(yīng)力

對高壓加熱器殼體最大Tresca當(dāng)量應(yīng)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(yīng)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(yīng)力分布

圖8 δ=10 mm時高壓加熱器一次局部薄膜應(yīng)力分布

圖9 δ=15 mm時高壓加熱器一次局部薄膜應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)力逐漸減小。不同厚度的雙/三鞍座模型一次局部薄膜應(yīng)力曲線交點對應(yīng)的L/Di為5～6。

4.3 軸向壓應(yīng)力

臥式容器中，容器屈曲失穩(wěn)的主要因素來自筒體壓應(yīng)力。滿水工況中，需要對高壓加熱器應(yīng)力強度和筒體軸向壓應(yīng)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(yīng)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(yīng)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(yīng)力分布見圖10～圖12。

圖10 δ=5 mm時高壓加熱器軸向壓應(yīng)力分布

圖11 δ=10 mm時高壓加熱器軸向壓應(yīng)力分布

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

圖12 δ=15 mm時高壓加熱器軸向壓應(yīng)力分布

4.4 周向彎曲應(yīng)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(yīng)力分布見圖13～圖15。雙鞍座模型最大周向彎曲應(yīng)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(yīng)力位于中間鞍座位置鞍座截面處。鞍座較大彎曲應(yīng)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(yīng)力，具有明顯的二次應(yīng)力特征。

圖13 δ=5 mm時高壓加熱器周向彎曲應(yīng)力分布

圖14 δ=10 mm時高壓加熱器周向彎曲應(yīng)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(yīng)力曲線交點對應(yīng)的L/Di為8～9；殼體厚度δ=10 mm時，各應(yīng)力曲線在L/Di=9相交；厚度δ=15 mm時，各應(yīng)力曲線交點對應(yīng)的L/Di為9～10。

圖15 δ=15 mm時高壓加熱器周向彎曲應(yīng)力分布

4.5 適宜長徑比

分析圖4～圖15的應(yīng)力分布曲線可以發(fā)現(xiàn)，同一坐標(biāo)體系中的2條應(yīng)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(yīng)力相等。對交點處的應(yīng)力進行強度校核，將符合應(yīng)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J(rèn)B/T 4732—1995(2005年確認(rèn))《鋼制壓力容器——分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》[17]中的規(guī)定，最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力小于3Sm，一次局部薄膜應(yīng)力SΠ小于1.5Sm(Sm為許用應(yīng)力)。按照J(rèn)B/T 4731—2005《鋼制臥式容器》[18]規(guī)定，軸向壓應(yīng)力和周向彎曲應(yīng)力分別小于材料的許用壓應(yīng)力[σ]ac和1.5Sm。對圖4～圖15的最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力、一次局部薄膜應(yīng)力SΠ、軸向壓應(yīng)力和周向彎曲應(yīng)力曲線的交點進行應(yīng)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(yīng)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(yīng)的圓筒殼體最大Tresca當(dāng)量應(yīng)力、一次局部薄膜應(yīng)力、軸向壓應(yīng)力以及周向彎曲應(yīng)力，研究了各類型應(yīng)力隨長徑比的變化規(guī)律，并比較了不同類型應(yīng)力隨長徑比的變化規(guī)律。當(dāng)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。