陳寶星，陸毓穎，尹金亮

(1. 國家電投沁陽發(fā)電分公司，河南，沁陽，454550；2. 上海電氣電站設(shè)備有限公司電站輔機廠，上海 200090))

0 概 述

發(fā)電廠的高壓加熱器(簡稱高加)是利用汽輪機抽汽加熱鍋爐(或蒸汽發(fā)生器)給水的裝置。利用高加加熱給水，可提高機組的熱效率，并有助于機組的安全運行。高壓加熱器通常有2種結(jié)構(gòu)型式，即U形管式和蛇形管式[1-2]。

1 高壓加熱器的高壓腔室

U形管式高壓加熱器的高壓腔室由球形封頭、管板、換熱管等部件件組成。高壓加熱器的高壓腔室，如圖1所示。蛇形管式高壓加熱器的高壓腔室由集管(聯(lián)箱)、換熱管等部件組成。蛇形管式高壓加熱器的高壓腔室，如圖2所示。當(dāng)高壓加熱器處于啟動、汽機跳閘或高負(fù)荷運行工況時，加熱器將遭受熱應(yīng)力的沖擊?，F(xiàn)利用ANSYS軟件，通過數(shù)值模擬的方法，在瞬態(tài)熱工況下，對蛇形管集管與普通U形管管板進(jìn)行應(yīng)力分析和數(shù)值對比。

圖1 U形管式高壓加熱器的高壓腔室

圖2 蛇形管式高壓加熱器的高壓腔室

2 建模與載荷

蛇形管集管與U形管管板均為分布了密集管孔的結(jié)構(gòu)，為研究某處管子管口在瞬態(tài)工況下的性能，可建立縱橫若干排管子管口的力學(xué)模型。根據(jù)圣維南原理，分析力學(xué)模型中心處管子管口的應(yīng)力分布，并認(rèn)為若干排數(shù)的管子管口的應(yīng)力分布，即可代表周邊結(jié)構(gòu)對目標(biāo)結(jié)構(gòu)的影響，同時，認(rèn)為在該范圍以外的結(jié)構(gòu)對目標(biāo)幾乎沒有影響。因此，選取管子管口的排列模式，為縱橫2～4排，并建立了管子管口的力學(xué)模型。

按某工程圖紙，選取蛇形管集管的幾何尺寸。選取U形管管板尺寸時，應(yīng)與蛇形管集管的選取尺寸相對應(yīng)，即管板厚度相同、管子管口的尺寸、分布間距均一致。選用的材料與工程實際使用的材料相同，均為ASME標(biāo)準(zhǔn)中的許用材料347 H。除熱瞬態(tài)載荷外，在管程均受18.7 MPa的內(nèi)壓作用，截斷面上有平衡拉力。在結(jié)構(gòu)載荷與溫度載荷同時作用的情況下，分析比較2種結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力[3-4]。

3 模擬計算

對2種結(jié)構(gòu)施加溫度載荷和結(jié)構(gòu)載荷，初始溫度為100℃，溫升速率為15℃/min，對流系數(shù)取1 000 W/m℃，計算時長為60 s。經(jīng)模擬計算，2種結(jié)構(gòu)在第60秒時的溫度分布情況，圖3所示。2種結(jié)構(gòu)在第60秒時的熱應(yīng)力分布情況，如圖4所示。在中心處管口連接部位的局部不連續(xù)區(qū)域，選取了線性化路徑A與B，并分別進(jìn)行了模擬計算。計算結(jié)果，如表1所示。由表1可知，在相同載荷條件下，對于管子管口的一次加二次的應(yīng)力值，U形管管板的應(yīng)力比蛇形管集管的應(yīng)力增大40%，若采用該管子管口的設(shè)計尺寸，U形管的一次加二次的應(yīng)力值，已超過標(biāo)準(zhǔn)中許用應(yīng)力的3倍，因此，無法滿足工程的要求，還須改進(jìn)結(jié)構(gòu)設(shè)計。

圖3 蛇形管集管和U形管管板在第60 s時的溫度分布

圖4 蛇形管集管和U形管管板的熱應(yīng)力分布

表1第60s時的熱應(yīng)力值

結(jié)構(gòu)形式路徑應(yīng)力類型計算值/MPa限值/MPa蛇形管集管APL+Pb+Q228.283Sm=411BPL+Pb+Q298.913Sm=411U形管管板APL+Pb+Q370.253Sm=411BPL+Pb+Q417.173Sm=411

在表1中：PL為局部薄膜應(yīng)力；Pb為彎曲應(yīng)力；Q為二次應(yīng)力；Sm為材料在實時溫度下的許用應(yīng)力。

4 熱應(yīng)力與控制變量法

為了進(jìn)一步說明產(chǎn)生應(yīng)力差異是由于蛇形管結(jié)構(gòu)上的優(yōu)勢，現(xiàn)采用控制變量法，在各種工況參數(shù)下，比較蛇形管集管與U形管管板的熱應(yīng)力大小，控制變量為溫升速率、初始溫度及內(nèi)壓。

4.1 計算結(jié)果

由于平板承載力相比于圓筒對內(nèi)壓的承載力較弱，為了排除形狀屬性上差異的影響，所以，取消了結(jié)構(gòu)載荷中的內(nèi)壓和平衡拉力，重新進(jìn)行了分析，仍取相同的路徑，再次計算的結(jié)果，如表2所示。對比表1及表2的計算結(jié)果，在沒有內(nèi)壓的情況下，蛇形管集管和U形管管板結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力的差值，大于有內(nèi)壓的情況。根據(jù)載荷分布可知，U形管管板本身并未被直接施加內(nèi)壓，載荷是施加于管子的內(nèi)壁。

表2無內(nèi)壓時的熱應(yīng)力值

結(jié)構(gòu)形式路徑應(yīng)力類型計算值/MPa限值/MPa蛇形管集管APL+Pb+Q181.763Sm′=351BPL+Pb+Q189.943Sm′=351U形管管板APL+Pb+Q370.943Sm′=351BPL+Pb+Q448.453Sm′=351

4.2 控制溫升速率

為研究在不同溫升速度條件下，蛇形管集管相較U形管管板的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢，分別在溫升速率為15℃/min、30℃/min、45℃/min、60℃/min的情況下，分析了蛇形管集管及U形管管板的熱應(yīng)力分布情況。線性化路徑仍取在管子管口的局部位置，其它載荷保持不變。經(jīng)計算，并將計算結(jié)果(60 s)進(jìn)行對比，繪制成的折線圖，如圖5所示。由圖5可知，隨著溫升速率的提升，熱應(yīng)力值有上升的趨勢，但蛇形管集管的應(yīng)力仍比U形管管板的應(yīng)力低很多，蛇形管集管在結(jié)構(gòu)上有著明顯的優(yōu)勢。

4.3 設(shè)定初始溫度

為了研究在高溫工況下，蛇形管集管和U形管管板的結(jié)構(gòu)性能，將初始溫度定為300℃，溫升速率設(shè)為15℃/min，分析2種結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力分布情況。仍取同樣的2條線性化路徑，計算得到2種結(jié)構(gòu)一次加二次應(yīng)力的比值，并與100℃時的應(yīng)力值進(jìn)行對比，如表3所示。對比結(jié)果顯示，在高溫工況下，蛇形管集管的性能仍優(yōu)于U形管管板，且差異值更甚于低溫狀態(tài)之時。

5 結(jié) 語

圖5 2條路徑下熱應(yīng)力值隨溫升速率的變化

表3高溫下的熱應(yīng)力值

應(yīng)力類型比值路徑300℃100℃σ=PL+Pb+QσU形管管板σ蛇形管集管A2.01411.6219B1.99301.3956

利用CAE軟件進(jìn)行計算，以彈性力學(xué)、塑性力學(xué)理論為依據(jù)，采用有限單元法進(jìn)行數(shù)值分析，并依據(jù)圣維南原理簡化力學(xué)模型，計算了蛇形管高壓加熱器集管上任一管子管口局部結(jié)構(gòu)在瞬態(tài)熱載荷與結(jié)構(gòu)載荷的作用下的應(yīng)力值，并與同尺寸U形管管板上的管子管口進(jìn)行了對比，驗證了蛇形管集管結(jié)構(gòu)具有更佳的瞬態(tài)熱性能。

通過改變溫升速率、初始溫度及結(jié)構(gòu)載荷，計算了2種結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力值，可發(fā)現(xiàn)溫升速率越高，2種結(jié)構(gòu)應(yīng)力值的差異越大。當(dāng)初始溫度升高，2種結(jié)構(gòu)應(yīng)力值的差異增大，而蛇形管集管應(yīng)力值隨溫度升高的提升幅度較小。若改變結(jié)構(gòu)載荷，2種結(jié)構(gòu)應(yīng)力值的差異猶存。