任小龍，張世紅，楊海平

(華中科技大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

0 概 述

空氣預(yù)熱器是利用鍋爐尾部煙氣的熱量加熱空氣的裝備，是提高火電廠鍋爐效率的重要設(shè)備。受煙氣與空氣溫度差異[1-3]、冷端與熱端溫度差異[4-5]、轉(zhuǎn)子及轉(zhuǎn)子隔板存在熱變形[6-7]等因素的影響，流體會(huì)在不同的倉室之間相互泄漏，造成直接漏風(fēng)，極大地程度影響了鍋爐運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。掌握預(yù)熱器轉(zhuǎn)子隔板的變形規(guī)律，選擇合適的密封結(jié)構(gòu)，才能優(yōu)化密封效果。

對(duì)于空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的變形問題，王洪躍[8]等人采用數(shù)學(xué)方法，建立了熱態(tài)運(yùn)行時(shí)隔板熱應(yīng)變的數(shù)學(xué)模型，利用熱彈性力學(xué)理論和有限元方法進(jìn)行求解，得到較為準(zhǔn)確的熱應(yīng)變結(jié)果。強(qiáng)君剛[9]等采用ANSYS有限元分析法，對(duì)轉(zhuǎn)子倉室的隔板進(jìn)行分析求解，證明了有限元分析法用于轉(zhuǎn)子熱變形分析的可靠性。李林[10]則采用MSC.Nastran軟件，對(duì)預(yù)熱器整體進(jìn)行了有限元分析，并考慮了自重對(duì)預(yù)熱器變形的影響，得到較為精確的轉(zhuǎn)子熱變形數(shù)據(jù)。目前，在關(guān)于轉(zhuǎn)子熱變形的研究中，利用有限元分析法較為便捷和直觀，應(yīng)用較為廣泛。但在前人的研究中，并未詳細(xì)涉及不同預(yù)熱器尺寸及不同溫度條件下轉(zhuǎn)子的熱變形狀態(tài),也未建立相應(yīng)的熱變形預(yù)測(cè)公式。

1 轉(zhuǎn)子熱變形的有限元分析

1.1 研究對(duì)象

空氣預(yù)熱器在熱態(tài)運(yùn)行時(shí)，流經(jīng)上煙風(fēng)道的高溫?zé)煔獗凰腿朕D(zhuǎn)子，煙氣與轉(zhuǎn)子倉格中的金屬蓄熱元件進(jìn)行換熱。當(dāng)預(yù)熱器的運(yùn)行溫度穩(wěn)定后，轉(zhuǎn)子熱端的平均溫度將高于冷端的平均溫度，即轉(zhuǎn)子內(nèi)部存在形成溫度梯度，引發(fā)了熱應(yīng)力。熱應(yīng)力導(dǎo)致轉(zhuǎn)子變形，形態(tài)呈“蘑菇狀”，如圖1所示。在熱態(tài)條件下，轉(zhuǎn)子變形將導(dǎo)致某些部位的零件間隙增大，造成漏風(fēng)現(xiàn)象嚴(yán)重，也有某些部位的間隙變小，可能造成卡殼現(xiàn)象，嚴(yán)重影響空預(yù)器的正常運(yùn)行。

圖1 回轉(zhuǎn)式預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的熱態(tài)變形

回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的基本組成單元，是包含換熱元件的倉室。在各個(gè)倉室之間，以徑向隔板作為間隔。由于煙氣、一次風(fēng)和二次風(fēng)的進(jìn)出口溫度不同，轉(zhuǎn)子在不同區(qū)域的熱變形程度也不相同，且預(yù)熱器轉(zhuǎn)子的熱變形將隨溫度變化而時(shí)刻改變。若以整個(gè)轉(zhuǎn)子為研究對(duì)象，分析時(shí)將十分復(fù)雜。根據(jù)預(yù)熱器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，僅選取扇形倉室間的徑向隔板為研究對(duì)象，分析倉室內(nèi)煙氣或空氣通過時(shí)隔板的熱變形狀態(tài)，雖然無法得到轉(zhuǎn)子任意位置的變形與時(shí)間的關(guān)系，卻能得到轉(zhuǎn)子變形量最大時(shí)在某位置的變形特征。徑向隔板的位置，如圖2所示。

圖2 徑向隔板位置示意圖

1.2 求解過程

利用ANSYS有限元分析法，探究轉(zhuǎn)子熱變形的規(guī)律，研究過程主要分為有限元模型的建立、施加熱載荷與應(yīng)力載荷、模型計(jì)算與分析三個(gè)過程[12]。首先，確立有限元模型的結(jié)構(gòu)及物性參數(shù)，并劃分模型網(wǎng)格，獲得離散化的模型，再對(duì)模型施加溫度條件、位移約束等邊界條件。最后，選擇合理的計(jì)算參數(shù)，獲得指定參數(shù)條件下的溫度場(chǎng)、應(yīng)力分布、位移變化等數(shù)據(jù)。

現(xiàn)以某電站的三分倉回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器為計(jì)算模型，該預(yù)熱器的主要參數(shù)，如表1所示。

表1回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器主要參數(shù)

名稱及運(yùn)行參數(shù)數(shù)值轉(zhuǎn)子半徑R/mm10500傳熱元件高度H/mm1800隔板高度Hp/mm2767隔板長(zhǎng)度L/mm9572熱膨脹系數(shù)α1.35×10-5彈性模量E/Pa2×1011密度ρ/(kg·m-3)7.9×103泊松比/λ0.25煙氣進(jìn)口溫度t/℃370煙氣出口溫度t′/℃125

2 轉(zhuǎn)子熱變形的模擬分析

2.1 溫度分布及熱變形分布

將預(yù)熱器轉(zhuǎn)子模型簡(jiǎn)化后，再設(shè)置各求解參數(shù)，利用ANSYS mechanical APDL模塊功能，對(duì)模型進(jìn)行有限元網(wǎng)格劃分。模型左端為與轉(zhuǎn)軸相連的隔板內(nèi)端，右端為隔板的外緣，模型上方為煙氣進(jìn)口，稱作熱端，下端為煙氣出口，稱作冷端。待網(wǎng)格劃分完畢后，加載位移邊界條件約束及熱邊界條件約束。隔板是焊接在預(yù)熱器中心轉(zhuǎn)軸上的結(jié)構(gòu)，因此，對(duì)左端(焊接部位)施加位移約束，計(jì)算得到轉(zhuǎn)子熱變形云圖，如圖3所示。為了便于觀察，已將轉(zhuǎn)子變形量放大了5倍。

圖3 隔板熱變形云圖

從圖3可知，當(dāng)機(jī)組滿負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，轉(zhuǎn)子整體發(fā)生向下彎曲，符合常見的“蘑菇狀”變形(圖3只顯示中心轉(zhuǎn)軸的一側(cè))。在隔板的熱端與冷端均發(fā)生了彎曲變形，而在隔板外緣，雖發(fā)生了位移變化，但幾乎仍保持直線狀。為獲得更加全面的變形狀態(tài)，從模擬結(jié)果中，導(dǎo)出了隔板的水平方向位移云圖和豎直方向位移云圖，如圖4、如圖5所示。在水平位移與豎直位移的計(jì)算中，以某有限元單位為基準(zhǔn)，表示隔板某一點(diǎn)發(fā)生位移后與該點(diǎn)原來位置之間的水平距離和豎直距離。不難發(fā)現(xiàn)，水平位移的最大處位于熱端的最外緣，為42.77 mm，冷端的水平位移，則為14.57 mm。熱端與冷端外緣的水平位移差值，達(dá)28.20 mm。因此，在設(shè)計(jì)軸向密封時(shí)，在熱端的外緣需適當(dāng)減小密封間隙，而在冷端的外緣需增大密封間隙。根據(jù)圖7所示，豎直位移最大處位于冷端的最外緣，為52.55 mm，熱端外緣的豎直位移則為44.24 mm，熱端與冷端外緣豎直位移的差值為8.31 mm。在豎直方向上的位移導(dǎo)致轉(zhuǎn)子變形，是造成空氣預(yù)熱器直接漏風(fēng)的重要因素。

圖4 隔板的水平方向位移云圖

圖5 隔板豎直方向位移云圖

2.2 隔板熱變形的規(guī)律

利用有限元模擬方法，有效解決了測(cè)量轉(zhuǎn)子變形量的難題。根據(jù)分析可知，預(yù)熱器的尺寸大小對(duì)轉(zhuǎn)子的變形有重要影響?，F(xiàn)選取不同的隔板高度、不同的隔板長(zhǎng)度進(jìn)行有限元分析，并設(shè)置了不同的煙氣進(jìn)口溫度，將出口煙氣溫度保持不變，從而獲取更全面的隔板變形規(guī)律。

圖6表示沿隔板熱端及冷端沿徑向豎直位移量的變化規(guī)律?？v坐標(biāo)的正負(fù)值分別表示向上方與下方的變形。由圖可知，沿隔板長(zhǎng)度逐漸增大的方向，熱端在接近轉(zhuǎn)軸處發(fā)生微小的向上的變形，這是由于轉(zhuǎn)子的膨脹作用與轉(zhuǎn)軸的固定作用耦合產(chǎn)生的。沿隔板長(zhǎng)度方向，冷端與熱端均呈現(xiàn)總體向下變形量逐漸增大的趨勢(shì)，最大變形發(fā)生在隔板的末端。隨著進(jìn)口煙氣溫度的增大，曲線坡度隨之增加，最大變形量也逐漸增加，可知隔板的變形受溫度的影響較大 。

(a)熱端

(b)冷端

由于熱端靠近轉(zhuǎn)軸處，存在微小的向上變形量，在距中心轉(zhuǎn)軸的相同位置處，冷端比熱端具有更大的變形量。計(jì)算熱端總變形量時(shí)，可認(rèn)為總變形量被一部分向上的變形量所抵消，因此，冷端最大變形量等于熱端向下最大變形量加上2個(gè)熱端向上最大變形量。當(dāng)運(yùn)行溫度為420℃時(shí)，最大變形量為：53.69+2×4.34=62.37≈62.4 mm。

隔板熱端及冷端的水平位移量，隨隔板高度的增加而發(fā)生變化。水平位移量的變化規(guī)律，如圖7所示。從圖7可知，隔板受膨脹作用的影響，水平位移均為正值。隨隔板高度的增加，隔板熱端的最大水平位移幾乎保持不變，其變化主要受溫度的影響(經(jīng)驗(yàn)證為線性變化)，而隔板的冷端的最大水平位移，則隨隔板高度的增加呈線性增長(zhǎng)，溫度對(duì)其的影響值也接近線性。整體而言，無論熱端還是冷端，增加隔板高度后，對(duì)水平位移量的影響較小(<0.1 mm)。隔板水平方向的變形，可認(rèn)為主要是受溫度的影響。

(a)熱端

(b)冷端

圖7 水平位移隨隔板高度變化規(guī)律(L=9 527 mm)

在豎直方向上，隨著隔板熱端及冷端隔板高度的增加，位移量的變化規(guī)律，如圖8所示。由圖8可知，隨隔板高度的增加，隔板熱端與冷端的豎直位移呈非線性減小趨勢(shì)，溫度越高，曲線坡度越大。由此可見，適當(dāng)增加轉(zhuǎn)子的高度可減小漏風(fēng)間隙。若增加轉(zhuǎn)子高度，將使傳熱元件的高度增加，氣體流動(dòng)通道變長(zhǎng)，傳熱效率下降。因此，在不影響傳熱效率的前提下，可適當(dāng)增加轉(zhuǎn)子的高度，從而減少漏風(fēng)量。

(a)熱端

(b)冷端

圖8 豎直位移隨隔板高度變化規(guī)律(L=9 527 mm)

隔板熱端及冷端隨隔板長(zhǎng)度的增加，水平位移量的變化規(guī)律，如圖9所示。由圖9可知，隨隔板長(zhǎng)度的增加，隔板熱端的水平位移呈線性增加趨勢(shì)，溫度越高，曲線坡度越大。在隔板的冷端，當(dāng)隔板長(zhǎng)度增加后，水平位移量幾乎無增長(zhǎng)。據(jù)分析，影響隔板水平位移的主要因素，是隔板的長(zhǎng)度。

(a)熱端

(b)冷端

圖9 水平位移隨隔板長(zhǎng)度變化規(guī)律(Hp=2 767 mm)

當(dāng)增加隔板長(zhǎng)度后，隔板熱端及冷端在豎直方向上的位移量，如圖10所示。由圖10可知，隨隔板長(zhǎng)度的增加，隔板熱端的豎直位移呈非線性增加趨勢(shì)，溫度越高，曲線坡度越大。隔板冷端的豎直位移量，也隨隔板高度的增加呈非線性增大趨勢(shì)，溫度增高，曲線的坡度同樣增大。由此可見，轉(zhuǎn)子半徑的增加將增大漏風(fēng)間隙，同時(shí)，也增大了轉(zhuǎn)子的軸向變形。減小轉(zhuǎn)子半徑，可減小漏風(fēng)間隙，但轉(zhuǎn)子半徑的減小，將使通過預(yù)熱器的氣體流量減小，降低了傳熱總量。因此，在傳熱量允許的條件下，減小預(yù)熱器轉(zhuǎn)子半徑，從而減少漏風(fēng)量。

圖10豎直位移隨隔板長(zhǎng)度變化規(guī)律(Hp=2767mm)

在工程應(yīng)用中，回轉(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器的徑向間隙，是影響漏風(fēng)量大小的關(guān)鍵因素。在隔板尺寸及溫度變化的工況下，探討冷熱端豎直位移量的變化規(guī)律更為重要。據(jù)模擬計(jì)算的結(jié)果，確定了計(jì)算隔板位移量的公式：

(1)

-d·(α·ΔT)eHp

(2)

在式(1)、式(2)中，Vc為預(yù)熱器冷端的最大豎直位移量；Vh為預(yù)熱器熱端的最大豎直位移量；ΔT為預(yù)熱器進(jìn)出口煙氣溫差；Hp為隔板高度；a、b、c、d、e為待定常量。在式(2)計(jì)算式中，右端第一項(xiàng)為冷端變形量，第二項(xiàng)為熱端靠近轉(zhuǎn)軸處的向上變形量。通過模擬計(jì)算，將冷熱端在豎直方向上的位移量導(dǎo)入origin9.0數(shù)據(jù)處理軟件中，并進(jìn)行非線性擬合，得到冷熱端變形的經(jīng)驗(yàn)公式為：

(3)

-0.0059·(α·ΔT)0.1342Hp

(4)

在設(shè)計(jì)回轉(zhuǎn)式預(yù)熱器時(shí)，可利用式(3)、式(4)進(jìn)行計(jì)算，為密封方案的選擇，提供參考。

3 結(jié) 語

利用ANSYS有限元分析法，定量分析了轉(zhuǎn)子倉室隔板的熱變形問題。同時(shí)，也分析了不同的煙氣進(jìn)口溫度及不同隔板尺寸下的變形規(guī)律。通過計(jì)算，建立了空氣預(yù)熱器轉(zhuǎn)子熱變形的經(jīng)驗(yàn)公式，將隔板熱位移的結(jié)果與計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了預(yù)測(cè)熱變形問題的可靠性與便捷性?？蔀榛剞D(zhuǎn)式空氣預(yù)熱器密封系統(tǒng)的設(shè)計(jì)，提供依據(jù)。