超超臨界機(jī)組脫硫攪拌器力學(xué)仿真分析

李夕強(qiáng)，楊慶旭，王環(huán)麗，李　燁

（1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，江蘇南京211102；2.國(guó)華徐州發(fā)電有限公司，江蘇徐州221135）

超超臨界機(jī)組脫硫攪拌器力學(xué)仿真分析

李夕強(qiáng)1，楊慶旭1，王環(huán)麗2，李燁1

（1.江蘇方天電力技術(shù)有限公司，江蘇南京211102；2.國(guó)華徐州發(fā)電有限公司，江蘇徐州221135）

建立仿真計(jì)算模型，對(duì)超超臨界機(jī)組脫硫攪拌器進(jìn)行了靜力學(xué)仿真計(jì)算分析，并利用軸模擬焊接試件的試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)其焊接修復(fù)后的狀態(tài)進(jìn)行了疲勞仿真分析，驗(yàn)證了攪拌器軸焊接修復(fù)工藝的適用性。

超超臨界機(jī)組；脫硫攪拌器；焊接修復(fù)；仿真分析

目前，超超臨界機(jī)組脫硫脫硝技術(shù)以鍋爐尾部加裝脫硫脫硝裝置并利用堿性溶液為吸收劑，對(duì)鍋爐煙氣中的SO2和NOx進(jìn)行吸收的濕法為主［1，2］，脫硫吸收塔是濕法脫硫裝置的核心設(shè)備，其攪拌器則是脫硫吸收塔的關(guān)鍵設(shè)備之一，多采用進(jìn)口設(shè)備，一旦攪拌器設(shè)備磨損破壞，備品備件進(jìn)貨及更換周期長(zhǎng)、進(jìn)口單價(jià)高等因素制約脫硫裝置的可靠運(yùn)行。為研究相對(duì)更經(jīng)濟(jì)、快速、有效的技術(shù)措施修復(fù)脫硫用攪拌器的磨損腐蝕部件，選用了適當(dāng)?shù)暮覆暮秃附庸に嚕謩e焊接了脫硫攪拌器軸和葉輪模擬試件，并對(duì)模擬試件進(jìn)行了分析和試驗(yàn)。為確保焊接修復(fù)后的轉(zhuǎn)子能夠滿足使用工況，采用有限元法建模對(duì)轉(zhuǎn)子的受力狀況進(jìn)行了分析，以驗(yàn)證焊接修復(fù)工藝的適用性。

1　仿真方法與有限元模型

有限單元法作為一種有效的數(shù)值分析方法，在結(jié)構(gòu)分析中得到了廣泛應(yīng)用。其基本思想是將結(jié)構(gòu)離散為若干個(gè)單元，利用最小勢(shì)能原理或Ham ilton原理建立結(jié)構(gòu)分析的基本方程，然后對(duì)基本方程按現(xiàn)場(chǎng)預(yù)設(shè)不同工況求解，最后根據(jù)研究要求分析整理成各種所需的成果［3］。

采用ANSYS有限元軟件將攪拌器轉(zhuǎn)子分為軸、葉輪和鍵三部分分別進(jìn)行建模，在建模過(guò)程中，將不涉及的葉輪端軸頭外的部分進(jìn)行了尺寸簡(jiǎn)化，再進(jìn)行裝配，即完成建模過(guò)程，如圖1所示。

圖1　脫硫攪拌器轉(zhuǎn)子模型

建模完成后，將軸的材料設(shè)定為奧氏體不銹鋼1.4529，葉輪材料設(shè)定為雙相不銹鋼1.4517，鍵的材料設(shè)定為奧氏體不銹鋼1.4529。

2　靜力學(xué)分析

2.1邊界條件和載荷設(shè)置

在靜力學(xué)仿真分析過(guò)程中，邊界條件設(shè)置所面臨的主要問(wèn)題如下。

（1）整個(gè)結(jié)構(gòu)的受力極其復(fù)雜，涉及到葉輪與周?chē)黧w的留固耦合，同時(shí)電機(jī)的輸出扭矩也并非定值，且結(jié)構(gòu)并非時(shí)刻出于平衡狀態(tài)，因此荷載和約束的設(shè)置不能完全模擬實(shí)際的工作狀態(tài)。

（2）三部件之間的接觸問(wèn)題。三部件共計(jì)14組接觸面。有限元中的接觸類(lèi)型共分為5種：

①Bonded無(wú)相對(duì)位移。就像共用節(jié)點(diǎn)一樣；

②No seperation法向不分離，切向可以有小位移；

③Frictionless法向可分離，但不滲透，切向自由滑動(dòng)；

④Rough法向可分離，不滲透，切向不滑動(dòng)；

⑤Frictional法向可分離，但不滲透，切滑動(dòng)，有摩擦力。

（3）靜力分析中，葉片的應(yīng)力分析與其真實(shí)的受力狀況存在差別，因?yàn)槠湔鎸?shí)的受力狀況除了受到軸傳遞來(lái)的扭矩以外還承受流場(chǎng)中與流體的相互作用。

根據(jù)該仿真分析部件的使用情況，考慮其最大輸出扭矩的瞬時(shí)狀態(tài)，軸向葉輪傳遞8010 Nm的扭矩，葉輪在此瞬時(shí)看作無(wú)角加速度，可看做瞬間平衡。所以整個(gè)結(jié)構(gòu)在此時(shí)的受力狀態(tài)可以等同于軸根部受8010 Nm扭矩，葉輪的葉片約束各方向自由度，如圖2所示。對(duì)于接觸條件，根據(jù)實(shí)際運(yùn)行中各組接觸面實(shí)際的受力情況，分別設(shè)置了Bonded、No seperation、Frictionless3種接觸方式，其中Frictionless為非線性接觸。因該仿真分析主要研究軸及葉輪圈，整個(gè)結(jié)構(gòu)并非時(shí)刻處于平衡狀態(tài)，因此假定葉輪勻速轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)，電機(jī)傳遞過(guò)來(lái)的扭矩，和流體對(duì)于葉輪轉(zhuǎn)動(dòng)的阻力矩相平衡，同樣電機(jī)以最大扭矩啟動(dòng)和葉輪加速瞬時(shí)都處于這樣的平衡。基于這種平衡設(shè)置約束和荷載，假定葉輪所有運(yùn)行狀態(tài)中承受荷載最大，自身產(chǎn)生應(yīng)力也是最大的狀態(tài)，對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力學(xué)分析。

圖2　轉(zhuǎn)子仿真分析邊界條件的設(shè)置

2.2分析結(jié)果

軸的受力分析結(jié)果：脫硫攪拌器軸在承受最大扭矩時(shí)的應(yīng)力分布云圖如圖3、圖4所示，整個(gè)結(jié)構(gòu)最大的折算應(yīng)力位于轉(zhuǎn)軸的鍵槽順時(shí)針部位，來(lái)自于電機(jī)輸出的扭矩正是通過(guò)該部位傳遞給鍵進(jìn)而傳導(dǎo)到葉輪。其最大折算應(yīng)力為372MPa，已遠(yuǎn)超過(guò)材料的屈服強(qiáng)度（固溶狀態(tài)RP0.2=295MPa）。

圖3　脫硫攪拌器軸應(yīng)力分布云圖

圖4　脫硫攪拌器軸橫斷面應(yīng)力分布云圖

鍵的受力分析結(jié)果：鍵在承受最大扭矩時(shí)的應(yīng)力分布云圖如圖5所示，鍵最大應(yīng)力值為264MPa，位于逆時(shí)針上側(cè)，同樣在順時(shí)針下側(cè)也存在較大折算應(yīng)力，整體來(lái)看鍵作為一個(gè)受力體呈順時(shí)針的扭轉(zhuǎn)狀態(tài)。

葉輪圈的受力分析結(jié)果：與軸的應(yīng)力分布相反，葉輪圈在鍵槽附近存在較大應(yīng)力，但最大的折算應(yīng)力鍵槽逆時(shí)針部位的內(nèi)側(cè)表面，最大值為220MPa，如圖6所示。

圖5　鍵橫斷面應(yīng)力分布云圖

圖6　葉輪圈的鍵槽附近應(yīng)力分布云圖

綜合所述，其基礎(chǔ)應(yīng)力分布狀態(tài)均呈局部應(yīng)力集中分布，其余部位應(yīng)力水平較低；軸、鍵和葉輪圈最大應(yīng)力分別為372MPa，264MPa，220MPa，分布位置均與實(shí)際運(yùn)行后失效部件破壞部位一致，如圖7所示，同時(shí)也是在承受交變應(yīng)力情況下，疲勞破壞的危險(xiǎn)位置。

圖7　運(yùn)行后失效的脫硫攪拌器轉(zhuǎn)子

3　疲勞分析

在完成靜力學(xué)分析之后，ANSYS的Workbench界面中有專(zhuān)業(yè)的疲勞分析模塊Fatigue tools對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行疲勞壽命數(shù)值分析，輸入金屬材料的疲勞強(qiáng)度（S）-循環(huán)次數(shù)（N）曲線、荷載類(lèi)型、定義名義應(yīng)力修正理論等完成疲勞壽命計(jì)算。

3.1疲勞累積損傷理論

大多數(shù)零件所受循環(huán)荷載的幅值都是變化的，即大多數(shù)零件都是在變幅荷載下工作。變幅荷載下的疲勞破壞是不同頻率和幅值的荷載所造成的損傷逐漸累積的結(jié)果。目前已提出的疲勞累積損傷理論不下幾十種，工程中比較廣泛應(yīng)用的是Palmgren-M iner法則，當(dāng)材料承受高于疲勞極限的應(yīng)力時(shí)，每一個(gè)循環(huán)都使材料產(chǎn)生一定的損傷，每一個(gè)循環(huán)所造成的平均損傷為1/N。這種損傷是可以積累的，n次恒幅載荷所造成的損傷等于其循環(huán)比：

變幅載荷的損傷D等于其循環(huán)比之和，n個(gè)循環(huán)造成的損傷為：

其中：l為變幅載荷的應(yīng)力水平等級(jí)；ni為第i級(jí)載荷的循環(huán)次數(shù)；Ni為第i級(jí)載荷下的疲勞壽命。

轉(zhuǎn)子在工作狀態(tài)下近似承受等幅荷載，n個(gè)循環(huán)造成的損傷累積到1則認(rèn)為材料疲勞強(qiáng)度不足。

3.2邊界條件選取

利用模擬試件焊接接頭疲勞試驗(yàn)獲得的S-N曲線及其結(jié)論：對(duì)焊接接頭的疲勞數(shù)據(jù)及S-N曲線分析，50%存活率下焊接接頭的疲勞強(qiáng)度為390.39MPa，95%存活率下焊接接頭的疲勞強(qiáng)度為372.89MPa。選取較為保守的95%存活率下焊接接頭的疲勞強(qiáng)度進(jìn)行疲勞分析，在workbench中輸入S-N曲線數(shù)據(jù)，繪制S-N曲線。

定義荷載類(lèi)型：該計(jì)算采用典型的脈動(dòng)循環(huán)載荷，載荷按正（余）弦曲線以載荷比由0到1隨時(shí)間變化。

平均應(yīng)力的影響：反映疲勞性能的S-N曲線是在給定應(yīng)力比R的條件下得到的。不同應(yīng)力比時(shí)的疲勞極限是不同的，將不同應(yīng)力比R的疲勞極限畫(huà)在σa和σm圖上，即為疲勞極限圖。W orkbench給出3種經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停℅erber拋物線模型、Goodman直線模型、Soderberg直線模型。該計(jì)算選擇風(fēng)險(xiǎn)相對(duì)適中的Goodman直線模型來(lái)估算疲勞強(qiáng)度與壽命。LoadType類(lèi)型選擇Zero-Based。

3.3疲勞分析結(jié)果

根據(jù)以上設(shè)置的材料參數(shù)、荷載譜計(jì)算脫硫攪拌器軸的疲勞壽命及安全系數(shù)。

疲勞壽命云圖如圖8所示，按照95%存活率下焊接接頭的疲勞強(qiáng)度為372.89MPa進(jìn)行仿真疲勞計(jì)算，轉(zhuǎn)子所有部位的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)均可以達(dá)到107次以上。對(duì)于承受交變應(yīng)力的零件，一般認(rèn)為經(jīng)過(guò)107次循環(huán)仍不破壞即可以承受無(wú)限次循環(huán)。因此，可以認(rèn)為脫硫攪拌器軸經(jīng)過(guò)局部補(bǔ)焊后其疲勞壽命為無(wú)限壽命，可以滿足脫硫攪拌器的使用要求。

圖8　補(bǔ)焊后脫硫攪拌器軸疲勞壽命云圖

安全系數(shù)云圖如圖9所示，經(jīng)過(guò)局部補(bǔ)焊的脫硫攪拌器軸安全系數(shù)最小的位置是鍵槽順時(shí)針側(cè)受壓部位，最小安全系數(shù)為1.86，大于1.5的攪拌器軸類(lèi)零件許用最大安全系數(shù)值（軸的疲勞計(jì)算許用安全系數(shù)取1.3～1.5）［4］，且具有一定的安全裕度。

圖9　補(bǔ)焊后脫硫攪拌器軸安全系數(shù)云圖

4　結(jié)束語(yǔ)

通過(guò)ANSYS軟件對(duì)脫硫攪拌器軸、葉輪和鍵進(jìn)行建模，設(shè)置邊界條件，進(jìn)行有限元靜力學(xué)仿真分析，分析結(jié)果軸、鍵、葉輪圈的折算應(yīng)力最大值分別為372 MPa，264MPa，220MPa，基礎(chǔ)應(yīng)力分布狀態(tài)均呈局部應(yīng)力集中分布，其余部位應(yīng)力水平較低，最大值發(fā)生部位與實(shí)際使用中磨損失效部位相同；以軸模擬試件疲勞試驗(yàn)結(jié)果作為邊界條件對(duì)軸進(jìn)行了疲勞分析，分析結(jié)果表明，轉(zhuǎn)子各個(gè)部位的疲勞壽命均達(dá)到了107次以上，轉(zhuǎn)子的安全系數(shù)最小為1.86，與脫硫攪拌器軸設(shè)計(jì)最大許用安全系數(shù)1.5相比，仍有一定的安全裕度，滿足脫硫攪拌器軸的設(shè)計(jì)要求，表明攪拌器軸補(bǔ)焊焊接工藝完全適用于現(xiàn)場(chǎng)補(bǔ)焊。

［1］彭祖輝.江蘇省燃煤機(jī)組脫硝裝置運(yùn)行現(xiàn)狀分析［J］.江蘇電機(jī)工程，2013，32（6）：77-80.

［2］祝業(yè)青，傅高健，顧興俊，等.脫硫廢水處理裝置運(yùn)行現(xiàn)狀及優(yōu)化建議［J］.江蘇電機(jī)工程，2014，33（1）：72-75.

［3］王志剛，楊慶旭，李燁，等.超超臨界塔式鍋爐水冷壁應(yīng)力數(shù)值分析［J］.江蘇電機(jī)工程，2015，34（S1）：82-85.

［4］東北大學(xué)《機(jī)械零件設(shè)計(jì)手冊(cè)》編寫(xiě)組.機(jī)械零件設(shè)計(jì)手冊(cè)（下）［M］.北京：冶金工業(yè)出版社，1994：46.

M echanical Simulation Analysis on the Desulfurization Agitator for the USC Unit

LIXiqiang1，YANGQingxu1，WANGHuanli2，LIYe1
（1.Jiangsu Frontier ElectricalPower Technology Co.Ltd.，Nanjing 211102，China；2.Guohua Xuzhou Electric PowerGenerating Co.Ltd.，Xuzhou，221135，China）

According to the simulation calculationmodel，the desulfurization agitator of USC unitwas analyzed by the static simulation.With the test results of simulation welding specimens，fatigue simulation analysis has been performed on the condition afterw elding repair，and the applicability of thewelding processwas verified.

USC unit；desulfurization agitator；welding repair；simulation

X773

A

1009-0665（2016）05-0094-03

李夕強(qiáng)（1972），男，山東諸城人，高級(jí)工程師，從事電站焊接、金屬結(jié)構(gòu)評(píng)估和金屬材料理化分析等相關(guān)工作；

楊慶旭（1978），男，河南平頂山人，高級(jí)工程師，從事電站焊接、金屬結(jié)構(gòu)評(píng)估和金屬材料理化分析等相關(guān)工作；

王環(huán)麗（1968），女，江蘇徐州人，高級(jí)工程師，從事電站焊接及金屬監(jiān)督工作；

李燁（1988），男，江蘇泰興人，工程師，從事電站金屬材料力學(xué)分析等相關(guān)工作。

發(fā)電技術(shù)

2016-03-25；

2016-06-12