高建強(qiáng), 張子悅, 劉松洋, 李紅玉

(華北電力大學(xué) 能源動力與機(jī)械工程學(xué)院,河北保定 071003)

三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器是燃煤鍋爐的尾部煙氣熱交換設(shè)備[1-2],具有質(zhì)量小、結(jié)構(gòu)緊湊、換熱面積大、傳熱效率高等優(yōu)點[3],其安全穩(wěn)定運(yùn)行對火電機(jī)組具有重要意義。

三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器包含煙氣倉、一次風(fēng)倉、二次風(fēng)倉3個分倉[4]。在實際運(yùn)行時,由于煙氣側(cè)與空氣側(cè)存在壓力差,其主軸除了受電機(jī)驅(qū)動力產(chǎn)生的扭轉(zhuǎn)力矩外,還會承受煙氣與空氣兩側(cè)因壓差不同所產(chǎn)生的傾覆力矩。因此,在回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器熱態(tài)運(yùn)行過程中,由于結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理以及運(yùn)行參數(shù)的變化,可能會使空氣預(yù)熱器主軸長期承受較為集中的應(yīng)力,導(dǎo)致疲勞斷裂。

目前,在對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸強(qiáng)度的計算和分析研究中,考慮傾覆力矩的變化并定量計算其對主軸強(qiáng)度的影響研究還鮮有報道。侯超[5]將回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子截面簡化為懸臂梁結(jié)構(gòu),沿中心筒軸向?qū)D(zhuǎn)子進(jìn)行受力分析,并定性指出煙氣側(cè)的傾覆力最大。王林[6]對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器冷端大梁進(jìn)行了受力分析,設(shè)計了3種結(jié)構(gòu)方案,并對其變形和漏風(fēng)進(jìn)行分析。常毅君等[7]以“U形波紋”徑向密封片為例,著重分析了回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器隔倉壓差對柔性接觸式密封片剛度和強(qiáng)度的影響。

孫玉秋[8]采用復(fù)合應(yīng)力法構(gòu)建了轉(zhuǎn)軸疲勞強(qiáng)度的數(shù)學(xué)模型,給出了綜合疲勞系數(shù)中的尺寸系數(shù)和影響系數(shù),運(yùn)用該模型可以大大減少轉(zhuǎn)軸疲勞強(qiáng)度的計算工作量。韓金亮等[9]通過具體案例闡述了彎曲變形構(gòu)件中危險截面的判定方法,對于圓形的雙向彎曲變形構(gòu)件,合成彎矩最大的截面即為危險截面。張曉偉等[10]采用彎扭合成當(dāng)量彎矩法計算旋轉(zhuǎn)軸所受應(yīng)力,并將軸所受的應(yīng)力與許用疲勞強(qiáng)度進(jìn)行比較,從而說明了此方法的適用性。因此,回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸的強(qiáng)度校核可采用多種計算方法,其中彎扭合成當(dāng)量彎矩法計算簡便、適用性強(qiáng),可對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器運(yùn)行過程中作用在主軸上的傾覆力矩、應(yīng)力、強(qiáng)度等進(jìn)行計算分析。

筆者采用彎扭合成當(dāng)量彎矩法,考慮運(yùn)行中傾覆力矩的影響,對某660 MW火電機(jī)組的空氣預(yù)熱器主軸強(qiáng)度進(jìn)行計算與分析。

1 空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子受力模型

對回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸在運(yùn)行過程中的受力情況進(jìn)行如下簡化:假設(shè)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的轉(zhuǎn)子和主軸為剛體,其在受力作用下不會發(fā)生形變;假設(shè)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子與密封板的接觸變形均在彈性范圍內(nèi),忽略空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子與扇形板和軸向密封板之間的摩擦;由于回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1～2 r/min[11],轉(zhuǎn)速較低,忽略其陀螺力矩產(chǎn)生的影響;回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸同時承受結(jié)構(gòu)應(yīng)力和溫度變化產(chǎn)生的熱應(yīng)力,由于結(jié)構(gòu)應(yīng)力遠(yuǎn)大于熱應(yīng)力,暫不考慮熱應(yīng)力對空氣預(yù)熱器主軸的影響;假定回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子質(zhì)量分布均勻,其重力對主軸的彎矩為0 N·m。

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的主軸為轉(zhuǎn)動軸,其受電機(jī)所傳遞的扭矩。此外,作用于軸上的力有3個:一是轉(zhuǎn)子自身的重力;二是回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器中煙、風(fēng)的流動阻力;三是煙、風(fēng)壓差引起的徑向力?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子在運(yùn)行過程中的受力情況如圖1所示。其中,空氣預(yù)熱器主軸所受來自煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)徑向力的示意圖如圖2所示。其中,Fji為產(chǎn)生的徑向力;Fi為煙、風(fēng)對轉(zhuǎn)子平面的軸向壓力;R為轉(zhuǎn)子半徑;h為主軸高度;T為聯(lián)軸器傳遞給軸的扭矩;D為主軸直徑;下標(biāo)i=1,2,3,分別表示回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器一次風(fēng)倉、二次風(fēng)倉和煙氣倉;β和γ分別為一次風(fēng)倉和二次風(fēng)倉所產(chǎn)生徑向力作用在空氣預(yù)熱器主軸上的角度?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸同時受扭矩和彎矩,因此可以采用彎扭合成當(dāng)量彎矩法對空氣預(yù)熱器的主軸進(jìn)行強(qiáng)度校核。

圖1 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的受力情況Fig.1 Force on rotor of rotary air preheater

圖2 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所受徑向力示意圖Fig.2 Radial force diagram of the main shaft of the rotary air preheater

彎扭合成當(dāng)量彎矩法是以經(jīng)驗為主導(dǎo)的安全系數(shù)法。該方法雖然選取有限的截面進(jìn)行計算,有可能導(dǎo)致非危險截面設(shè)計直徑過大,造成材料成本增加,但此方法應(yīng)用簡便,可有效防止軸的受載不合理,采用該方法可以計算回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所受扭矩、傾覆力矩等對其強(qiáng)度的影響。

1.1 空氣預(yù)熱器主軸所受的壓應(yīng)力與剪切應(yīng)力

在回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器僅受靜載荷時,其主軸所受的壓應(yīng)力為:

(1)

式中:σc為空氣預(yù)熱器主軸橫截面所受的壓應(yīng)力,Pa;FN為作用在空氣預(yù)熱器主軸軸線方向的壓力,N;A為空氣預(yù)熱器主軸橫截面面積,m2。

根據(jù)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所傳遞的功率和轉(zhuǎn)速,可以得到驅(qū)動電機(jī)傳遞給空氣預(yù)熱器主軸的扭矩[12]。

(2)

式中:P為空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子驅(qū)動電機(jī)的功率,kW;n為空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速,r/min。

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸扭轉(zhuǎn)截面上的切應(yīng)力為:

(3)

式中:τρ為主軸橫截面上任意點的切應(yīng)力,Pa;ρ為主軸橫截面上選定點與圓心的距離,m。

1.2 空氣預(yù)熱器主軸所受軸向力和徑向力

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器受動載荷時,將煙、風(fēng)驅(qū)動力作用在空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子上的壓力F向軸線簡化后,由力的平移定理[13],得到作用于軸線上的軸向力和傾覆力矩M[14]。

煙、風(fēng)對轉(zhuǎn)子平面的軸向壓力Fi為:

Fi=pi·Si

(4)

式中:pi為煙、風(fēng)流動方向上產(chǎn)生的壓強(qiáng),Pa;Si為各倉室的流通面積,m2。

在分析回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的受力時,將空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的3個分倉簡化為質(zhì)點,壓力作用在質(zhì)點上,則質(zhì)心距旋轉(zhuǎn)中心的距離為:

(5)

式中:di為質(zhì)心與旋轉(zhuǎn)中心的距離,m;θi為各倉室扇形部分的弧度,rad。

根據(jù)力的平移定理將壓力向軸線簡化后,得到回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸彎矩,即煙、風(fēng)作用產(chǎn)生的傾覆力矩為:

(6)

空氣預(yù)熱器主軸所受徑向力的計算公式為:

Fji=pi·πDfi·h

(7)

式中:fi為各倉室所占主軸周卡的份額。

由彎扭合成當(dāng)量彎矩法可得,回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器受動載荷時主軸所受的應(yīng)力σ為:

(8)

式中:α為折合系數(shù),取值為0.3;Wz為抗彎截面系數(shù),取值為0.098。

2 空氣預(yù)熱器主軸受力模型計算

2.1 空氣預(yù)熱器主軸所受靜載荷分析

以河南某660 MW火電機(jī)組的空氣預(yù)熱器為研究對象,該機(jī)組所使用的空氣預(yù)熱器為32.5 VNT 2200型回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器,其主要由圓筒型轉(zhuǎn)子、固定外殼及上部中心傳動裝置等重要部件組成。轉(zhuǎn)子由徑向和切向隔板分隔成48個扇形倉格,倉格內(nèi)裝滿蓄熱板,并作為傳熱元件[15]。外殼的上下扇形板將轉(zhuǎn)子通流截面分成3部分,即煙氣流通部分、空氣流通部分和密封區(qū)[16]?；剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器采用單馬達(dá)頂部中心驅(qū)動。該回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的設(shè)計參數(shù)如表1所示。

表1 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器設(shè)計參數(shù)

不考慮煙風(fēng)兩側(cè)壓差所產(chǎn)生的轉(zhuǎn)子傾覆力矩對主軸的沖擊載荷時,空氣預(yù)熱器主軸所承受的靜應(yīng)力為壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力。對主軸截面進(jìn)行應(yīng)力計算時,采用線性彈性各向同性本構(gòu)模型,主軸所用Q235鋼的材料參數(shù)如表2所示。

表2 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸材料參數(shù)

主軸所受壓應(yīng)力來源于回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的重力,其值為6.37×106N。由式(1)可得,空氣預(yù)熱器主軸所受壓應(yīng)力σc為8.12×106Pa。

由式(3)可知,在ρ=R,即主軸邊緣處空氣預(yù)熱器主軸扭轉(zhuǎn)截面上的切應(yīng)力τ達(dá)到最大,為5.84×106Pa。

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸材料為Q235鋼,其疲勞極限為1.70×108Pa。對于靜載荷,取安全系數(shù)ns=1.8,則許用壓應(yīng)力為[β]=1.42×108Pa,許用剪切應(yīng)力為[τ]=5.67×107Pa。在此計算模型中,空氣預(yù)熱器主軸所受壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力均小于許用應(yīng)力,在僅受靜載荷時符合強(qiáng)度要求。

2.2 空氣預(yù)熱器主軸所受動載荷分析

2.2.1 空氣預(yù)熱器主軸受力

在回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器實際運(yùn)行過程中,主軸所受軸向力除轉(zhuǎn)子重力外,還包括煙、風(fēng)作用在主軸軸線方向的力,主軸所受來自煙、風(fēng)的作用力與轉(zhuǎn)子自身重力疊加會使主軸所受壓應(yīng)力發(fā)生改變。

在不同運(yùn)行工況下,空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)的壓差如表3所示。由力的合成定理和應(yīng)力計算公式可得不同工況下主軸所受壓應(yīng)力,見表4。其中,BMCR表示鍋爐最大連續(xù)蒸發(fā)量工況;BRL表示鍋爐額定負(fù)荷工況;THA表示熱耗率驗收工況。在不同工況下空氣預(yù)熱器主軸所受壓應(yīng)力如圖3所示。

表3 不同工況下回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)、空氣側(cè)壓差

從表4和圖3可以看出,不同工況下隨著煙、風(fēng)壓差的增大,回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所受軸向力逐漸增大,主軸所受壓應(yīng)力也隨之增大,但增幅不明顯,對主軸安全性影響不大。

空氣預(yù)熱器主軸所受來自煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)的徑向力可由力的合成定理進(jìn)行合成計算,取一次風(fēng)倉所產(chǎn)生徑向力角度β為25°,二次風(fēng)倉所產(chǎn)生徑向力角度γ為65°。不同工況下空氣預(yù)熱器主軸所受徑向力如表5所示。

表4 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所受軸向力和壓應(yīng)力

圖3 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所受壓應(yīng)力變化

表5 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸所受徑向力

不同工況下回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)產(chǎn)生的徑向力以及空氣預(yù)熱器主軸所受徑向力總和的變化曲線如圖4所示。由圖4可知,在不同工況下,隨著煙氣側(cè)壓差、一次風(fēng)側(cè)壓差和二次風(fēng)側(cè)壓差的增大,各分倉產(chǎn)生的徑向力也隨之增大,在BMCR工況下主軸所受的徑向力總和達(dá)到最大。

2.2.2 空氣預(yù)熱器主軸所受傾覆力矩

由于回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的煙氣側(cè)與空氣側(cè)存在壓差,空氣預(yù)熱器主軸在運(yùn)行中還會承受煙氣與空氣兩側(cè)壓差所產(chǎn)生的傾覆力矩。不同工況下回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)所產(chǎn)生的傾覆力矩如表6所示。不同工況下空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)和空氣側(cè)傾覆力矩的變化曲線如圖5所示。

圖4 空氣預(yù)熱器主軸所受徑向力的變化曲線Fig.4 The variation of radial force of the main shaft of the rotary air preheater

表6 不同工況下回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器所受傾覆力矩

圖5 不同工況下各分倉傾覆力矩的變化曲線Fig.5 The variation of the overturning moment of each division under different working conditions

由圖5可知,不同工況下隨著壓差的增大,各分倉所產(chǎn)生的傾覆力矩也隨之增大,在BMCR工況下空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子所受傾覆力矩達(dá)到最大,且煙氣側(cè)產(chǎn)生的傾覆力矩最大,其次是二次風(fēng)側(cè),一次風(fēng)側(cè)所產(chǎn)生的傾覆力矩最小,相較其他2個分倉,其變化趨勢更平緩。

在30%BMCR工況下,分別將煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)的壓差逐漸增加至150%,得到空氣預(yù)熱器主軸所受傾覆力矩的變化曲線,如圖6所示。

圖6 空氣預(yù)熱器主軸所受傾覆力矩的變化曲線Fig.6 The variation of the overturning moment on the main shaft of the rotary air preheater

由圖6可知,當(dāng)回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)一定時,隨著空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)、一次風(fēng)側(cè)和二次風(fēng)側(cè)壓差的增加,傾覆力矩與作用在轉(zhuǎn)子各分倉的壓差呈線性關(guān)系。因此,當(dāng)空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子各分倉壓差增加時,主軸所受傾覆力矩線性增加。當(dāng)煙氣側(cè)壓差逐漸增加時,主軸所受傾覆力矩變化曲線的斜率最大,主軸所受傾覆力矩增速最快;當(dāng)一次風(fēng)側(cè)壓差逐漸增加時,一次風(fēng)側(cè)所受傾覆力矩變化曲線斜率最小,主軸所受傾覆力矩增速最小?？梢?當(dāng)運(yùn)行壓差增大時,煙氣側(cè)產(chǎn)生的傾覆力矩對主軸影響最大。

如表6所示,各工況下該回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器煙氣側(cè)產(chǎn)生的傾覆力矩最大,占空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子所受總傾覆力矩的56%左右,且在BMCR工況下,空氣預(yù)熱器主軸所受傾覆力矩最大,此時傾覆力矩產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力在合成應(yīng)力中占比52%,是影響主軸彎曲變形的重要因素。

2.2.3 空氣預(yù)熱器主軸強(qiáng)度

在BMCR工況下運(yùn)行時,回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主軸截面所受應(yīng)力為5.654×106Pa。主軸材質(zhì)為Q235鋼,對于動載荷,取安全系數(shù)ns=3,其許用應(yīng)力為[σ]=5.67×107Pa。可見考慮傾覆力矩后,空氣預(yù)熱器主軸所受合成應(yīng)力仍符合強(qiáng)度要求。但相較于不考慮傾覆力矩影響的情況下,安全裕度降低了40%。

3 結(jié) 論

(1) 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器在運(yùn)行過程中,作用于主軸上的力主要有轉(zhuǎn)子自身的重力、煙、風(fēng)的流動阻力以及煙、風(fēng)壓差引起的徑向力。主軸除了受電機(jī)驅(qū)動力產(chǎn)生的扭矩外,還會承受煙氣與空氣側(cè)由于壓差不同所產(chǎn)生的傾覆力矩。

(2) 在BMCR工況下,回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子所受到的傾覆力矩最大,且由于煙氣側(cè)的壓差和流通面積相較其他兩分倉更大,因此煙氣側(cè)產(chǎn)生的傾覆力矩最大,一次風(fēng)側(cè)所產(chǎn)生的傾覆力矩最小。

(3) 回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器在BMCR工況下運(yùn)行時,主軸所受傾覆力矩產(chǎn)生的彎曲應(yīng)力在合成應(yīng)力中占比52%,是影響主軸彎曲變形的重要因素。此時,相較于不考慮傾覆力矩影響的情況下,主軸強(qiáng)度的安全裕度降低了40%。