葉增榮

(南京金凌石化工程設(shè)計(jì)有限公司,江蘇 南京 210042)

管殼式余熱鍋爐通常采用帶圓弧過渡段的撓性薄管板結(jié)構(gòu),而撓性薄管板在不同工況下的應(yīng)力分布規(guī)律是多變且復(fù)雜的【1-4】。不同工況下,余熱鍋爐中換熱管的布管(包括換熱管的排列方式、換熱管中心距、布管區(qū)的范圍等)均可能對(duì)撓性薄管板的應(yīng)力分布產(chǎn)生不同的影響。其中換熱管中心距的改變將導(dǎo)致管板強(qiáng)度削弱系數(shù)發(fā)生變化,進(jìn)而影響管板應(yīng)力。布管區(qū)的范圍變化在不同工況下也將對(duì)管板應(yīng)力產(chǎn)生不同的影響。壓力載荷單獨(dú)作用的工況下,增大布管區(qū)的范圍有利于加強(qiáng)換熱管對(duì)管板周邊的支撐作用;而有溫差載荷作用的工況下,增大布管區(qū)的范圍又將在很大程度上限制管板周邊的撓性變形能力,同時(shí)布管區(qū)外側(cè)的換熱管孔在靠近管板周邊的部位將出現(xiàn)應(yīng)力干涉現(xiàn)象。目前對(duì)于此類問題的研究還很少,究竟采用何種布管方式能夠有效地改善撓性薄管板的受力狀態(tài)值得被進(jìn)一步研究。本文以某硫磺回收裝置中的余熱鍋爐為研究對(duì)象,分別建立包含不同的換熱管排列方式、換熱管中心距、布管區(qū)范圍的有限元模型,分析布管變化對(duì)不同工況下?lián)闲员」馨鍛?yīng)力分布規(guī)律的影響。相關(guān)結(jié)果可以為撓性薄管板的工程設(shè)計(jì)提供有益的參考。

1 結(jié)構(gòu)與參數(shù)

某余熱鍋爐基本設(shè)計(jì)參數(shù)見表1,設(shè)備的主要幾何尺寸及主要受壓元件材質(zhì)見表2。圖1為撓性薄管板的結(jié)構(gòu)尺寸及分析路徑示意,其中路徑1-1為管板布管區(qū)中心沿管板厚度方向的最短路徑;路徑2-2為管板非布管區(qū)沿管板厚度方向的最短路徑;路徑3-3為管板非布管區(qū)與圓弧過渡段交界處沿管板厚度方向的最短路徑;路徑4-4為管板圓弧過渡段轉(zhuǎn)角處沿厚度方向的最短路徑。

圖1 撓性薄管板的結(jié)構(gòu)尺寸及分析路徑示意

表1 某管殼式余熱鍋爐設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 設(shè)備主要幾何尺寸及主要受壓元件材質(zhì)

2 計(jì)算工況

管殼式余熱鍋爐主要承受殼程壓力Ps、管程壓力Pt、管殼程溫差載荷ΔT的作用。

不計(jì)入溫差載荷ΔT時(shí),由于Ps、Pt均為正壓力,兩者同時(shí)作用造成的管板變形方向相反,對(duì)管板產(chǎn)生的應(yīng)力將部分抵消,因此Ps+Pt工況并非最危險(xiǎn)工況,不需要計(jì)算。而Pt非常小,其單獨(dú)作用工況也不需要計(jì)算。所以,僅將Ps單獨(dú)作用工況作為計(jì)算工況進(jìn)行分析。

計(jì)入溫差載荷ΔT時(shí),若Pt與ΔT同時(shí)作用,兩者所造成的管板變形方向相反,對(duì)管板產(chǎn)生的應(yīng)力也將部分抵消,而若Ps與ΔT同時(shí)作用,則兩者造成的管板變形方向相同,對(duì)管板產(chǎn)生的應(yīng)力將發(fā)生疊加,因此僅需將Ps+ΔT工況作為計(jì)算工況進(jìn)行分析。

綜上,管殼式余熱鍋爐的計(jì)算工況考慮Ps單獨(dú)作用和Ps+ΔT兩種工況。

3 有限元模型

3.1 幾何模型的建立

有限元模型進(jìn)行如下簡(jiǎn)化【5-9】:

1) 根據(jù)結(jié)構(gòu)對(duì)稱性及承載特性,有限元模型取該余熱鍋爐前端周向的1/4,殼程筒體與換熱管長(zhǎng)度取殼程總長(zhǎng)度的1/2, 忽略開孔接管和鞍座;

2) 管板與換熱管為全焊透結(jié)構(gòu),單元是相互連接的,不考慮接觸關(guān)系;

3) 陶瓷保護(hù)內(nèi)套管與換熱管之間不存在間隙;

4) 應(yīng)力計(jì)算時(shí)不考慮高溫?zé)岱雷o(hù)結(jié)構(gòu)與廢熱鍋爐承壓元件間變形不一致問題。

3.2 單元的選取

溫度場(chǎng)分析都采用的是8節(jié)點(diǎn)熱分析單元SOLID70,熱應(yīng)力場(chǎng)分析都采用的是8節(jié)點(diǎn)結(jié)構(gòu)分析單元SOLID185。有限元模型的網(wǎng)格劃分見圖2。

圖2 有限元模型網(wǎng)格劃分

4 換熱管中心距對(duì)撓性薄管板應(yīng)力分布的影響

管殼式余熱鍋爐中的換熱管通常采用轉(zhuǎn)角正方形或轉(zhuǎn)角正三角形的排列方式。對(duì)于換熱管中心距的數(shù)值,相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)中的規(guī)定并不完全一致。SH/T 3158—2009中規(guī)定換熱管中心距不應(yīng)小于1.25倍的換熱管外徑;GB/T 151—2014附錄M中規(guī)定換熱管中心距不應(yīng)小于1.3倍的換熱管外徑,且相鄰管頭焊縫邊緣的凈距離不小于6 mm。表2中換熱管中心距S如果按SH/T 3158—2009的規(guī)定應(yīng)不小于75 mm;而按GB/T 151—2014附錄M的規(guī)定應(yīng)不小于78 mm。實(shí)際建立的有限元模型分別按轉(zhuǎn)角正方形和轉(zhuǎn)角正三角形布管,換熱管中心距S分別取80,90,100和110 mm。在布管限定圓直徑保持2 320 mm不變的條件下,不同換熱管中心距對(duì)應(yīng)的布管根數(shù)見表3。由表3可見,隨著換熱管中心距的增大,換熱管的布管根數(shù)不斷減少。換熱管中心距相同時(shí),采用轉(zhuǎn)角正三角形排列的布管根數(shù)大于采用轉(zhuǎn)角正方形排列的布管根數(shù)。

表3 不同換熱管中心距對(duì)應(yīng)的布管根數(shù)

Ps工況和Ps+ΔT工況下?lián)Q熱管中心距的變化對(duì)撓性薄管板不同路徑處各分類應(yīng)力的影響見圖3～圖6。圖3～圖6中出現(xiàn)的符號(hào)解釋詳見JB 4732—1995(2005年確認(rèn))標(biāo)準(zhǔn)。

圖3 不同工況下,換熱管中心距變化對(duì)撓性薄管板路徑1-1處各分類應(yīng)力的影響

Ps工況下,除管板圓弧過渡段處的彎曲應(yīng)力可歸為一次加二次應(yīng)力外,管板其余部位的彎曲應(yīng)力均歸為一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力;而Ps+ΔT工況下,管板各部位的彎曲應(yīng)力均歸為一次加二次應(yīng)力。

由圖3(a)可見,Ps工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑1-1處一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力(PL+Pb,下同)幾乎不變。

由圖3(b)可見,Ps+ΔT工況下, 隨著換熱管中心距的增大,路徑1-1處的一次加二次應(yīng)力(PL+Pb+Q,下同)呈小幅增大的趨勢(shì)。

由圖4(a)可見,Ps工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑2-2處一次局部薄膜應(yīng)力幾乎不變,而一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力則隨著換熱管中心距的增加而增大,且換熱管中心距越大,一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力的增幅越明顯。

圖4 不同工況下,換熱管中心距變化對(duì)撓性薄管板路徑2-2處各分類應(yīng)力的影響

由圖4(b)可見,Ps+ΔT工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑2-2處的一次局部薄膜應(yīng)力及一次加二次應(yīng)力均呈不斷下降的趨勢(shì)。其中,轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力由243.4 MPa下降至174.7 MPa;轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力則由266.4 MPa下降至197.2 MPa。

由圖5(a)可見,Ps工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑3-3處一次局部薄膜應(yīng)力不變,而一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力則逐漸增大。

圖5 不同工況下,換熱管中心距變化對(duì)撓性薄管板路徑3-3處各分類應(yīng)力的影響

由圖5(b)可見,Ps+ΔT工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑3-3處一次局部薄膜應(yīng)力值及一次加二次應(yīng)力值均呈下降的趨勢(shì)。

由圖6(a)可見,Ps工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑4-4處一次局部薄膜應(yīng)力不變,而一次加二次應(yīng)力則呈不斷增大的趨勢(shì)。

圖6 不同工況下,換熱管中心距變化對(duì)撓性薄管板路徑4-4處各分類應(yīng)力的影響

由圖6(b)可見,Ps+ΔT工況下,隨著換熱管中心距的增大,路徑4-4處一次局部薄膜應(yīng)力先減小而后保持不變,而一次加二次應(yīng)力則呈先減小而后又增大的趨勢(shì)。其中,轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力先由321.8 MPa減小至 298.1 MPa,后又由298.1 MPa不斷增大至329.3 MPa;轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力先由313.5 MPa減小至289.3 MPa,后又由289.3 MPa不斷增大至321.2 MPa。

由圖3～圖6可以看出,管板中受換熱管中心距變化影響最大的部位是管板周邊的非布管區(qū)。不同工況下?lián)Q熱管中心距的變化對(duì)管板周邊非布管區(qū)內(nèi)應(yīng)力的影響完全相反。一方面,Ps工況下?lián)Q熱管中心距的增大將削弱換熱管對(duì)管板的支撐作用,管板周邊非布管區(qū)及圓弧過渡段處的應(yīng)力均將顯著上升;另一方面,Ps+ΔT工況下?lián)Q熱管中心距的增大又有利于提高管板周邊的撓性,有利于協(xié)調(diào)管板、換熱管與殼體之間的熱膨脹差,管板周邊非布管區(qū)的應(yīng)力將顯著下降。對(duì)于管板的圓弧過渡段處的應(yīng)力,換熱管中心距既不宜過小也不宜過大,否則均可能導(dǎo)致該處的應(yīng)力水平明顯升高。

圖7(a)～圖7(d)和圖8(a)～圖8(d)為不同工況、不同排列方式情況下,換熱管中心距分別取S=80 mm和S=110 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的撓性薄管板應(yīng)力強(qiáng)度云圖。由圖7和圖8可以看出:Ps工況下,當(dāng)S=80 mm時(shí),兩種換熱管排列方式對(duì)應(yīng)的管板中的最大應(yīng)力強(qiáng)度值均位于布管區(qū)外側(cè)的換熱管孔處;隨著換熱管中心距的增大,當(dāng)S=110 mm時(shí),管板中的最大應(yīng)力強(qiáng)度值轉(zhuǎn)移至管板的圓弧過渡段轉(zhuǎn)角區(qū)內(nèi)側(cè),且最大應(yīng)力強(qiáng)度值明顯增大。Ps+ΔT工況下,當(dāng)S=80 mm時(shí),兩種換熱管排列方式對(duì)應(yīng)的管板中的最大應(yīng)力強(qiáng)度值也位于布管區(qū)外側(cè)的換熱管孔處。隨著換熱管中心距的增大,布管區(qū)外側(cè)換熱管孔處的高應(yīng)力水平明顯下降;當(dāng)S=110 mm時(shí),管板中的最大應(yīng)力強(qiáng)度值已轉(zhuǎn)移至管板圓弧過渡段轉(zhuǎn)角區(qū)的內(nèi)側(cè),且最大應(yīng)力強(qiáng)度值明顯下降。

圖7 轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),換熱管中心距S=80 mm和S=110 mm對(duì)應(yīng)的撓性薄管板應(yīng)力強(qiáng)度云圖

圖8 轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),換熱管中心距S=80 mm和S=110 mm對(duì)應(yīng)的撓性薄管板應(yīng)力強(qiáng)度云圖

5 布管區(qū)的范圍對(duì)撓性薄管板應(yīng)力分布的影響

以下取換熱管中心距S=90 mm不變,并分別取布管限定圓直徑2 200,2 320和2 440 mm進(jìn)行研究。不同的布管限定圓直徑對(duì)應(yīng)的布管根數(shù)見表4。由表4可見,換熱管的布管根數(shù)隨著布管限定圓直徑的增大而增加。布管限定圓直徑相同時(shí),采用轉(zhuǎn)角正三角形排列的布管根數(shù)均大于采用轉(zhuǎn)角正方形排列的布管根數(shù)。

表4 不同布管限定圓直徑對(duì)應(yīng)的布管根數(shù)

Ps和Ps+ΔT工況下布管限定圓直徑的變化對(duì)撓性薄管板不同路徑處各分類應(yīng)力的影響見圖9～圖12。

圖9 不同工況下,布管限定圓直徑對(duì)撓性薄管板路徑1-1處各分類應(yīng)力的影響

由圖9(a)可見,Ps工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑1-1處的一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力小幅下降。

由圖9(b)可見,Ps+ΔT工況下, 隨著布管限定圓直徑的增大,路徑1-1處的一次加二次應(yīng)力略有增加。

由圖10(a)可見,Ps工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑2-2處一次局部薄膜應(yīng)力幾乎不變,而一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力明顯呈線性下降的趨勢(shì)。其中,轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力由198.4 MPa減小至65.0 MPa;轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力由238.8 MPa減小至74.3 MPa。

圖10 不同工況下,布管限定圓直徑對(duì)撓性薄管板路徑2-2處各分類應(yīng)力的影響

由圖10(b)可見,Ps+ΔT工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑2-2處一次局部薄膜應(yīng)力幾乎不變,一次加二次應(yīng)力也明顯下降,但降幅逐漸趨緩。其中,轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力由281.8 MPa下降至202.8 MPa;轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力由295.9 MPa下降至212.9 MPa。

由圖11(a)可見,Ps工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑3-3處一次局部薄膜應(yīng)力變化較小,而一次薄膜加一次彎曲應(yīng)力小幅下降。

圖11 不同工況下,布管限定圓直徑對(duì)撓性薄管板路徑3-3處各分類應(yīng)力的影響

由圖11(b)可見,Ps+ΔT工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑3-3處一次局部薄膜應(yīng)力和一次加二次應(yīng)力均小幅增大。

由圖12(a)可見,Ps工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑4-4處一次局部薄膜應(yīng)力幾乎不變,而一次加二次應(yīng)力則呈明顯下降的趨勢(shì)。其中,轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力由257.0 MPa下降至182.2 MPa;轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力由271.8 MPa下降至167.4 MPa。

圖12 不同工況下,布管限定圓直徑對(duì)撓性薄管板路徑4-4處各分類應(yīng)力的影響

由圖12(b)可見,Ps+ΔT工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,路徑4-4處一次局部薄膜應(yīng)力小幅增大,而一次加二次應(yīng)力則呈先減小后又增大的趨勢(shì)。其中,轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力先由325.2 MPa減小至288.3 MPa,后又由288.3 MPa增大至321.9 MPa;轉(zhuǎn)角正三角形排列時(shí),一次加二次應(yīng)力先由337.3 MPa減小至286.4 MPa,后又由286.4 MPa增大至349.8 MPa。

由圖9～圖12可以看出,Ps工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,布管區(qū)的范圍相應(yīng)擴(kuò)大,有利于強(qiáng)化對(duì)管板周邊的支撐作用,在壓力載荷作用下,管板周邊非布管區(qū)和圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處應(yīng)力都將明顯下降。Ps+ΔT工況下,過度擴(kuò)大布管區(qū)的范圍將嚴(yán)重壓縮管板周邊非布管區(qū)的寬度,從而限制管板周邊的撓性變形能力,不利于減小管板、換熱管與殼體之間的熱膨脹差,此外,布管區(qū)外側(cè)的換熱管孔過于靠近管板周邊轉(zhuǎn)角處,也將加劇二者之間的應(yīng)力干涉現(xiàn)象,最終使圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處應(yīng)力明顯升高;相反,過度縮小布管區(qū)的范圍,不斷擴(kuò)大管板周邊非布管區(qū)的寬度,將嚴(yán)重削弱布管區(qū)及管板周邊圓弧過渡段處對(duì)管板非布管區(qū)的支撐作用,在壓力載荷與溫差載荷同時(shí)作用時(shí),管板周邊非布管區(qū)勢(shì)必發(fā)生嚴(yán)重的彎曲變形,進(jìn)而加劇管板周邊非布管區(qū)與圓弧過渡段處變形的不協(xié)調(diào),最終導(dǎo)致圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處應(yīng)力明顯升高。

圖13(a)～圖13(d)和圖14(a)～圖14(d)為不同工況、不同排列方式情況下布管限定圓直徑分別取DL=2 200 mm和DL=2 440 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的撓性薄管板應(yīng)力強(qiáng)度云圖。由圖13和圖14可以看出:Ps工況下,兩種換熱管排列方式對(duì)應(yīng)的管板中的最大應(yīng)力強(qiáng)度值均位于管板周邊圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處內(nèi)側(cè),隨著布管限定圓直徑的增大,管板的最大應(yīng)力強(qiáng)度值明顯下降;Ps+ΔT工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,管板中的最大應(yīng)力強(qiáng)度值由布管區(qū)外側(cè)的換熱管孔處轉(zhuǎn)移至管板周邊圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處內(nèi)側(cè),管板的最大應(yīng)力強(qiáng)度值也明顯下降。

圖13 轉(zhuǎn)角正方形排列時(shí)布管限定圓直徑DL=2 200 mm和DL=2 440 mm對(duì)應(yīng)的撓性薄管板應(yīng)力強(qiáng)度云圖

6 結(jié)論

在撓性薄管板的設(shè)計(jì)原則中,最重要的原則是應(yīng)當(dāng)保證撓性薄管板比剛性管板具有更好的撓性, 保證撓性過渡段在高溫高壓作用下能夠充分有效地變形, 以改善管板的整體應(yīng)力分布, 而換熱管的布管范圍和布管方式恰恰是影響撓性薄管板撓性的最重要也是最容易被忽視的因素之一。換熱管的布管范圍和布管方式是否合理直接決定著撓性薄管板的使用壽命。本文對(duì)不同工況下?lián)Q熱管的布管范圍和布管方式的變化對(duì)撓性薄管板應(yīng)力分布影響進(jìn)行了有限元分析, 得出如下結(jié)論:

1) 不同工況下,換熱管的布管變化對(duì)撓性薄管板不同部位應(yīng)力分布的影響差異很大,且對(duì)其受力狀況的影響效果完全不同。

2) 受換熱管中心距變化影響最大的部位是管板周邊的非布管區(qū)。Ps工況下,隨著換熱管中心距的增大,管板周邊非布管區(qū)及圓弧過渡段處的應(yīng)力均呈現(xiàn)明顯升高的趨勢(shì)。Ps+ΔT工況下,隨著換熱管中心距的增大,撓性薄管板周邊非布管區(qū)的應(yīng)力明顯下降,而圓弧過渡段轉(zhuǎn)角處內(nèi)側(cè)的應(yīng)力則呈先減小而后又逐漸增大的趨勢(shì)。

3) 布管限定圓直徑的增大對(duì)不同工況下管板應(yīng)力的影響完全不同。Ps工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,管板周邊非布管區(qū)及圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處應(yīng)力都將明顯下降。Ps+ΔT工況下,隨著布管限定圓直徑的增大,管板周邊非布管區(qū)的應(yīng)力明顯下降,而圓弧過渡段轉(zhuǎn)角處內(nèi)側(cè)的應(yīng)力則呈先減小后又增大的趨勢(shì)。

4) 分析結(jié)果表明,換熱管布管時(shí),管板周邊非布管區(qū)的環(huán)帶寬度既不宜過寬也不宜過窄。Ps+ΔT工況下,管板周邊非布管區(qū)寬度過窄將嚴(yán)重限制管板周邊的撓性變形能力,不利于協(xié)調(diào)管板、換熱管與殼體之間的熱膨脹差,而布管區(qū)外側(cè)的換熱管孔過于靠近管板周邊轉(zhuǎn)角處,將發(fā)生嚴(yán)重的應(yīng)力干涉現(xiàn)象,最終使圓弧過渡段轉(zhuǎn)角處的應(yīng)力明顯升高。管板周邊非布管區(qū)寬度過寬又將嚴(yán)重削弱布管區(qū)和管板周邊圓弧過渡段處對(duì)管板非布管區(qū)的支撐作用,壓力與溫差載荷共同作用的情況下,管板周邊非布管區(qū)勢(shì)必會(huì)發(fā)生嚴(yán)重的彎曲變形,進(jìn)而加劇管板周邊非布管區(qū)與圓弧過渡段處變形的不協(xié)調(diào),最終也將導(dǎo)致圓弧過渡段的轉(zhuǎn)角處應(yīng)力明顯升高。

5) 以改善管板周邊非布管區(qū)及圓弧過渡段轉(zhuǎn)角處內(nèi)側(cè)的高應(yīng)力水平為目標(biāo),通過調(diào)整換熱管中心距和布管限定圓直徑,優(yōu)化換熱管的布管,對(duì)不同工況下的撓性薄管板進(jìn)行有限元分析,可以有效改善不同工況下?lián)闲员」馨宓恼w受力狀況。