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有限元分析采用間接耦合的方法計算鍋筒總應(yīng)力場。首先采用8節(jié)點六面體SOLID70單元計算溫度場，然后把溫度場的計算結(jié)果和機械載荷加載在SOLID185單元上計算鍋筒的總應(yīng)力。
按照先管束后管板的順序?qū)﹀佂哺鞑糠诌M行網(wǎng)格劃分，對管束和管板區(qū)域的網(wǎng)格進行了加密處理。不同單元尺寸下的網(wǎng)格精度與管板應(yīng)力狀態(tài)之間的關(guān)系如表4所示。選擇單元邊長為4mm的網(wǎng)格精度，此時既保證了計算結(jié)果的合理性，又可以減少計算時間。此精度下鍋筒單元總數(shù)為1699515個。
由圖4的管板機械應(yīng)力計算結(jié)果可以看出，管板無孔區(qū)域應(yīng)力數(shù)值一致，管孔各方向應(yīng)力分布不均勻。應(yīng)力水平沿各管孔縱截面到橫截面呈由大到小的趨勢，且由內(nèi)壁至外壁方向逐漸降低。φ57下降管管孔的各個縱截面附近的應(yīng)力水平均很高，發(fā)展的范圍也比水冷壁及對流蒸發(fā)管束的φ38管孔要大。管板機械應(yīng)力最大值為45.68MPa，位于爐后第2列第3根管孔壁面上。
如圖5所示，除外壁輻射區(qū)DE段外，管板內(nèi)外壁及管孔的熱應(yīng)力水平較低且分布均勻。外壁DE段周向及該區(qū)域內(nèi)兩列管孔的徑向應(yīng)力梯度較大，并在外壁孔邊出現(xiàn)了小范圍的應(yīng)力集中，這是由于該區(qū)域較大的周向溫差和徑向溫差所導(dǎo)致的。管板最大熱應(yīng)力點位于爐后第5列第1根管束管孔外壁，最大值為89.5MPa。
如圖6所示，管板內(nèi)外壁總應(yīng)力水平不高且分布均勻，除輻射區(qū)DE段外各管孔橫截面應(yīng)力水平較低，縱截面應(yīng)力水平較高，但沿管孔軸向應(yīng)力水平變化不明顯。DE段外壁周向及管孔軸向應(yīng)力梯度較大，并在外壁孔邊出現(xiàn)了應(yīng)力集中，高應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)在斜向孔橋上。
總應(yīng)力最大值點出現(xiàn)在爐后第5列第2根管孔邊緣上，最大值為106.6MPa。該點的機械應(yīng)力和熱應(yīng)力分別為29.4和82.5MPa。兩者之和111.9MPa稍大于總應(yīng)力最大值，可見由壓力和溫差引起的兩部分應(yīng)力在該點處相互疊加，均對總應(yīng)力的數(shù)值產(chǎn)生較大影響。
應(yīng)力最大值點出現(xiàn)了局部應(yīng)力集中，遠高于筒體的平均應(yīng)力水平。此處為結(jié)構(gòu)的不連續(xù)區(qū)域，應(yīng)力梯度較高，應(yīng)對該處進行強度校核。如圖所示，因應(yīng)力集中的范圍很小，故只需選擇經(jīng)過最大應(yīng)力值點，并且貫穿管孔方向的一條應(yīng)力評定線即可。分類的線性化等效應(yīng)力如圖所示，圖中由上至下的3條曲線依次為應(yīng)力評定路徑上的總應(yīng)力、薄膜加彎曲應(yīng)力及薄膜應(yīng)力。
依據(jù)JB4732-1995《鋼制壓力容器分析設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》的強度安全判據(jù)對鍋筒進行應(yīng)力強度評定。最大線性化的薄膜加彎曲等效應(yīng)力為69.8MPa，即一次與二次等效應(yīng)力之和小于該溫度下的3倍許用應(yīng)力372MPa，表明鍋筒滿足強度要求，并且具有較大的安全裕度。
根據(jù)增壓鍋爐鍋筒結(jié)構(gòu)形式的特點建立了鍋筒三維實體模型，結(jié)合換熱方式對其劃分了詳細的計算區(qū)域，依據(jù)實測數(shù)據(jù)確定了鍋筒穩(wěn)態(tài)應(yīng)力場的計算載荷，利用ANSYS軟件對鍋筒應(yīng)力場進行了三維有限元分析，基于計算結(jié)果對鍋筒進行了強度評定。
研究表明管板總應(yīng)力最大值點位于爐后方向第5列第2根管孔邊緣，機械應(yīng)力和熱應(yīng)力在該點疊加，使得總應(yīng)力數(shù)值達到106.6MPa。對該點處的應(yīng)力進行分類和評定，結(jié)果表明該點的應(yīng)力值遠小于材料在工作溫度下的許用應(yīng)力，鍋筒具有較大的安全裕度。
本文給出的基于實測數(shù)據(jù)的應(yīng)力計算載荷確定方法解決了結(jié)構(gòu)及換熱復(fù)雜情況下鍋筒應(yīng)力計算的難題，可以應(yīng)用到增壓鍋爐鍋筒的應(yīng)力計算與強度校核中。
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