外加强钢烟道动力性能的试验与分析

外加强钢烟道动力性能的试验与分析

程延峰 ， 李淮江

(河南能源化工集团有限公司 义马气化厂 ， 河南 义马472300)

摘要：近年来，锅炉烟道振动影响使用的案例时有发生。通过对烟道实际工程进行振动试验与有限元数值模拟计算，对钢烟道常出现的振型进行了总结，并通过数值结果与试验结果的对比研究，对现有规程的设计方法提出了修正和改进的意见。

关键词：钢烟道 ； 试验研究 ； 数值模拟 ； 动力特性

中图分类号：TQ050.2

收稿日期：2015-04-26

作者简介：程延峰(1974-)，男，工程师，从事生产管理工作，电话：13903985231。

Experiment and Analysis of Dynanic Behavior of

External Strengthen Steel Flue Duct

CHENG Yanfeng , LI Huaijiang

(Henan Energy and Chemical Industry Group Yima Gasification Plant , Yima472300 , China)

Abstract:Recent years,the case that boiler flue vibrotion effect some times happens such things.Through of vibration test to flue practice engineering and finite element numerical simulation calculation,the common vibration mode of boiler flue duct are summarized,through compared the simulation value resules and test results,the correction and improvement suggestion for desigh inethod of existing regulation are put forward.

Key words:steel flue duct ; experiment research ; numerical simulotion ; dynamic behavior

锅炉的烟风道，是输入燃烧用空气和排放燃烧产生的烟气，一般是用钢板和加劲肋组成的矩形壳体。锅炉烟道是受力复杂、安全性要求很高和尺寸庞大的结构系统，烟道设计是锅炉设计的重要组成部分[1]。

振动是工程结构经常遇到的现象，锅炉烟道的振动是一个普遍存在的问题，从国内自行设计制造的25 MW和50 MW中型锅炉到引进国外先进技术的300 MW大型锅炉，均有过关于烟道振动的报道[2]。特别是在脱硫系统烟道中，烟道需防腐，由于烟道内壁涂刷了防腐内衬，即使微小的振动，时间久了也可能导致烟道内壁内衬的脱落，最终导致烟道腐蚀，烟道的振动是必须重视的问题[3]。本文将通过试验分析和有限元数值模拟的方法，对烟道振动特性展开较为系统的分析与研究。

1计算模型的工程背景

本论文所研究分析的钢烟道主要以某化工厂配套锅炉脱硫工程钢烟道为背景，基于其中典型段烟道进行动力特性的试验与数值计算分析，见图1。

图1　试验测试烟道部分平面示意图

所研究的烟道为薄壁钢结构，外表面分别设有H型钢横向加劲肋和扁钢纵向加劲肋，其烟道面板厚度为6 mm，截面尺寸为4.67 m×6.3 m，内壁压力4 kPa，加劲肋规格见表1。烟道每隔0.9 m设置一道横向加劲肋，底部纵向加劲肋间距约为0.7 m，顶部和侧面纵向加劲肋间距约为0.8 m。

表1　加劲肋规格表

2钢烟道振动特性的试验研究

2.1试验研究方法

本烟道工程的振动试验采用锤击激振的试验方法，即用力锤定点敲击烟道的某个部位，用压电传感器拾取烟道各测点的振动响应，经过放大器的信号放大后由HP3562进行动态信号分析，得到结构的各阶频率。具体的测试及量测记录程序见图2。

图2　试验测试及量测记录程序

2.2试验测点布置

结合本烟道振动试验所测烟道的实际情况，试验测点的布置，主要布置原则以测试烟道四面板面垂直方向振动为主；考虑现场分析设备的通道数量较少，采用将其中一点作为参考测点，移动其他测点并都与其相比较；传感器主要布置在横向加劲肋和垂直于横向加劲肋的纵向加劲肋的节点及烟道面板的中点。由于篇幅所限，本文中只列出烟道左壁内侧测点与左壁外侧测点布置示意图，见图3。

图3　烟道测点布置立面图

2.3试验结果列示

通过锤击激振试验，得到本次试验钢烟道前5阶自振频率，整理如表2所示。

2.4试验结果分析与讨论

对于钢烟道在锤击激振下的实测各频率值，得到如下结论：①在烟道不通烟气的工况条件下，6.0 Hz为结构整体弹性变形的第一阶频率，包含支座刚度对上部烟道整体的影响，而结构的16.7 Hz振动与6.0 Hz类似，为结构整体弹性变形；②19.6 Hz仅在烟道内部锤击激振测试工况出现，且各测点之间相干较好，为结构整体弹性变形的较高阶频率；③24.1 Hz为实测所得的烟道内部左侧的局部振动频率。

表2　试验测试烟道前5阶频率汇总表　　　　　　　　　　　　　　Hz

3钢烟道振动特性有限元分析

3.1有限元计算模型的建立

本文研究的脱硫工程中的烟道为薄壁钢结构，并设有环向型钢加劲肋约束，应对不同构件选用不同单元进行模拟。对于烟道面板来说，其承受的荷载主要为自重和内壁压力，其受力较为复杂，同时承受弯矩、剪力、轴力的复合作用，故选用壳体单元进行模拟。而加劲肋与烟道壁为焊接，它们共同承担内壁传来的荷载及自重，其承受荷载类型为弯矩、轴力、剪力，选择梁单元进行模拟。

图4　有限元计算模型

数值模拟分析中，边界条件的正确与否直接影响到有限元分析结果，本文建立的模型与实际烟道工程相近，在两端设3个不动铰支座，下部支承于地面，上端支承于端部加劲肋。建立的有限元模型如图4所示。

3.2有限元计算结果

通过ANSYS软件进行模态分析，采用SHELL63模拟壳单元[4]，BEAM4模拟梁单元，用 BlockLanczos特征值求解法提取模态，计算得到了烟道前30阶固有频率和振型，由于篇幅所限，选取了较有代表性的几个振型进行了列示，如图5所示。

图5　模态分析各主要振型图

通过计算结果可以看出，第1阶振型是烟道上部整体弹性变形；第2阶至第9阶振型也是整体振动，具体表现为两侧钢板和加劲肋不同部位的凹凸变形，随着阶数的提高凹凸波数增多；从第10阶和第11阶为顶板和底板的上下振动；第14阶和第15阶振型发生钢板局部突鼓和加劲肋局部振动；16阶出现扭转振型；第26阶以后即振动频率高于54.928Hz以后的振型是以钢板的局部振动为主。

3.3有限元计算结果与试验结果比较

根据试验和有限元计算的结果，表3、图6对各振型的频率进行了对比。

表3　试验结果与有限元计算结果对比

不难看出，有限元计算的结果与试验测得的结果吻合的非常好，能够很好地反映各振型频率的变化趋势，可以利用有限元计算的结果对现有的简化计算方法进行校核。

从试验和有限元分析可知，随着振型阶数的增大，烟道由整体平动逐渐过渡到烟道整体的左右、上下振动和烟道加劲肋、道体钢板的局部振动。随着振型阶数的增大，振动频率增高，除一阶和二阶频率相差较大外，二阶以后的两邻两阶振型频率相差较小，频率变化曲线趋于平缓。

此外，本文还增大跨度建立了7 m和14 m跨烟道截面为4 m×9 m的烟道模型进行振动模态分析，各阶振型的频率如图6所示。随着烟道跨度增大，烟道上下振动振型滞后，这是由于侧向刚度相对于竖向刚度更弱，导致前几阶振动频率降低。

图6　7 m和14 m跨烟道有限元计算振型频率对比图

4对《烟规计算方法》的讨论

目前我国烟道设计中烟道加劲肋和道体面板的振动验算都是依据《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》[5]和《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程配套设计计算方法》简称《烟规计算方法》[6]进行。一般按强度、刚度和稳定性初选截面后，再验算是否满足防振要求：离心风机的出口段烟道及流速大于25 m/s的烟道，按振动等级设计，加劲肋和面板振动频率≥40 Hz；其它位置烟道按常规等级设计，加劲肋和面板振动频率≥20 Hz。

4.1道体面板自振频率现行计算方法

对于烟道道体面板，文献[6]假定为四边固定板和两边固定板。但没有指出何种情况为四边固定板，何种情况为两边固定板。加劲肋间道体面板自振频率计算公式为：

①四边固定板：

(1)

②两边固定板：

(2)

式中，f为计算烟道面板单元的自振频率，S、W为计算烟道面板单元的边长，δ为烟道面板厚度，E为钢材弹性模量，ρ为钢材密度。

4.2加劲肋自振频率现有计算方法

对于横向加劲肋的计算，根据两端连接型式的不同，文献[6]中分为两端固支梁或两端简支梁，如图7所示。

图7　横向加劲肋端部连接型式

一阶频率计算公式为：

① 简支情况：

(3)

②固支情况：

(4)

其中，f为加劲肋的自振频率，L为加劲肋的长度，I为加劲肋的截面惯性矩，E为钢材弹性模量，G为加劲肋每米长质量。

4.3《烟规计算方法》的比较分析

本工程烟道设置有纵向加劲肋，烟道面板边界条件假定为四边固定；横向加劲肋假定为两端固支。

表4　烟规计算方法与试验结果及有限元计算结果对比

从表4可以看出：①对于侧面加劲肋，文献[6]与有限元计算和试验测得的结果吻合较好；而对于底部加劲肋和顶部加劲肋，文献[6]与有限元计算结果差别较大。原因是顶部和底部加劲肋两端假定为固支，实际两端支承方式介于简支和固支之间。特别是底部加劲肋线刚度远大于侧面加劲肋，侧面加劲肋难以对底部加劲肋形成固支约束。②对于加劲肋的自振频率计算不仅考虑节点的连接方式，而且要根据底部和侧面、侧面和顶部相邻加劲肋的线刚度比值确定加劲肋两端约束方式是简支还是固支。如果是介于简支和固支之间的弹性支座时，可假定两端简支，结果偏于安全。③对于面板的自振频率的计算，当同时设置横向和纵向加劲肋支承面板时，可假定为四边支承板；不设纵向加劲肋时为两边支承板。从比较结果来看，文献[6]与有限元计算的结果比较接近。④规程规定对一般烟道段要求按常规振动考虑，振动频率大于20 Hz。文献[6]中计算只考虑了钢板和加劲肋的局部振动，而没有考虑烟道的整体振动。从试验和ANSYS模态分析结果看，钢板和加劲肋的局部振动频率大于20Hz，满足烟规要求，但前2阶振型整体振动频率低于烟规规定，需进一步考虑整体防振措施。

5结语

通过与试验实测结果对比发现，有限元计算分析的方法精确度较高，是研究钢烟道振动特性较为经济有效的方法；《烟规计算方法》与有限元计算和试验测得的结果对比表明，加劲肋两端约束条件假定不仅与连接方式有关，还与相邻加劲肋的线刚度比值有关。对于面板的自振频率的计算，当同时设置横向和纵向加劲肋支承面板时，应假定为四边支承板；不设纵向加劲肋时为两边支承板。明确了文献[6]中公式应用范围。

参考文献：

[1]李颖,石亚东,徐振东,等.锅炉矩形烟风道壳体和壁板设计计算机系统[J].吉林大学学报:信息科学版,2003,21(3):285-289.

[2]黄革.锅炉脱离系统尾部烟道的振动计算[J].长沙电力学院学报:自然科学版,1998,13(3): 313-315.

[3]吕明,刘新宇.锅炉脱离系统尾部烟道中内撑杆的振动探讨[J].电力建设,2005,26(4):24-29

[4]朱翔,李天匀,赵耀,等.船舶辅机舱振动与声辐射计算及试验研究[J].华中科技大学学报:自然科学版,2005,33(10):19-21.

[5](DL/T5121-2000),火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程[S].中国电力出版社,2000.

[6]钱成绪.火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程配套设计计算方法[M].中国电力出版社,2004:104-106.

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