基于有限元方法的空气预热器转子热位移分析

李　林,李映辉,袁继禹

(1.西南交通大学 力学与工程学院，成都 610031；2.东方电气集团东方锅炉股份有限公司，成都 611731)



基于有限元方法的空气预热器转子热位移分析

李林1,2,李映辉1,袁继禹1,2

(1.西南交通大学 力学与工程学院，成都 610031；2.东方电气集团东方锅炉股份有限公司，成都 611731)

转子回转式空气预热器在运行时由于热膨胀和温差影响，转子发生蘑菇状变形。正确计算转子各点的位移，对空气预热器密封预设间隙的确定十分重要，对减少空气预热器漏风有重要影响。以某600MW超临界机组空气预热器为研究对象，采用MSC.Nastran对其进行有限元位移分析，计算出转子上各点的位移，并与理论计算结果进行对比分析，为空气预热器的设计提供参考依据。

空气预热器；热位移；有限元分析

空气预热器(以下简称空预器)是利用烟气的热量来加热燃烧所需空气的热交换设备，它的主要作用有：强化燃烧、强化传热、提高锅炉运行经济性、提高制粉干燥出力等。回转式空气预热器由于传热面密度高、结构紧凑、安装检修方便、耐腐蚀、寿命长和运行费用低等优点，被电厂广泛采用。

刘冬炎等[1]对回转式空气预热器的漏风因素进行了分析。卞志华等[2]介绍了回转式空气预热器降低漏风的原理，分析了空气预热器漏风与运行工况之间的关系。梁帮平等[3]通过典型事例，分析了某电厂600 MW 超临界燃煤汽轮发电机组回转式空气预热器转子变形的原因。转子回转式空预器在运行时，转子上温度分布不均，沿轴向和环向出现较大温差，特别是由于冷热端温差引起热膨胀分布不均，产生蘑菇状变形，使得转子和密封板之间有较大间隙，对空预器密封带来不利影响，这是空预器漏风的主要因素。据测算，由于转子蘑菇状变形引起的漏风量占空预器漏风量的30%～50%[4]，直接影响锅炉运行的经济性。

强君刚等[5]针对空气预热器转子的热变形，提出采用有限元分析方法进行求解。本文拟采用有限元分析，以某600MW超临界机组空预器结构作为研究对象，模拟空预器转子在运行时产生的热位移，为空预器设计和结构优化提供参考。

1　计算模型

1.1空预器转子结构

该空预器为立式三分仓回转式空预器，其转子由24个扇形仓格连接而成，每个仓格为15°，每个仓格又用径向隔板分成2个7.5°的小扇形仓格，在仓格中用环向隔板将其分隔成多个小格，仓格底部设有支撑钢板，用来支撑仓格内填装的换热元件质量。转子半径为6 830 mm，高2 580 mm。空预器在运行时，烟气由上而下流动，将热量传递给转子隔板及其中的换热元件，转子以约每分钟一转的速度绕中心传动轴旋转，空气由下而上流动，换热元件和转子隔板将空气加热。冷空气和烟气的换热过程使得转子隔板在轴向上温度分布不均匀，冷、热两端产生较大温差，使得两端热膨胀不均匀，转子将发生蘑菇状变形。

1.2材料

空预器转子材料为Q235，其材料属性见表1。

表1　Q235材料属性

1.3有限元模型

由于转子结构在环向和轴向不同位置温度不同，热位移计算时，需要建立整个转子模型(模型一)，该模型不考虑仓格中换热元件的热膨胀对结构热位移的影响。在计算自重引起的位移时，由于结构的对称性，可建立单个15度扇形仓格结构，作为自重引起的位移计算模型(模型二)。采用MSC.Patran建立模型，所有模型中，仓格隔板采用二维四边形单元(Qaud4)划分网格，仓格底部支撑钢板用梁单元(BAR2)划分网格。模型一中节点数量为22 040个，单元13 825个。模型二中节点20 165个，单元17 550个。有限元模型如图1、2所示。

1.4边界条件

1) 转子温度

转子在冷端和热端温度由某预热器性能程序计算得出，温度在两端均沿环向变化，转子上每个径向隔板编号如图3，转子剖面如图4，两端各位置的温度值见表2。

图3中，红色粗实线表示烟气侧和空气侧分界位置，曲线箭头表示从空预器转子热端向冷端看，转子旋转方向为顺时针方向。

图1　转子有限元模型(模型一)

图2　单个扇形仓格有限元模型(模型二)

图3　转子环向编号

图4　转子剖面示意图

2) 仓格自重

仓格材料Q235的密度为7 850 kg/m-3,在有限元模型上施加重力加速度(g=9.8 m/s-2)。换算成工程单位，密度为7.85e-9 T/mm-3，重力加速度为7 800 mm/s-2。

3) 换热元件质量

换热元件填装于各扇形仓格内，每个仓格中换热元件质量如图5所示。

图5　单个仓格内换热元件质量

换热元件质量按照图5所示数值，以分布载荷的形式，分别施加在每个小仓格底部的支撑钢板上。

4) 位移约束

模型一：转子中心处，冷端位移为零，热端允许有轴向位移，中心处环向位移和径向位移为零。

模型二：中心处冷端位移为零，热端允许有轴向位移，中心处径向位移为零。

表2　转子冷、热端温度分布　℃

续表(表2)

2　温度场分布

在MSC.Patran中施加表2给定的温度边界，采用MSC.Nastran对模型一进行热分析，温度场分布如图6所示。该温度场将作为热位移计算的边界条件。

3　位移计算结果分析

3.1有限元计算热位移结果

对模型一施加第2节中计算得出的温度场边界，约束位移边界，进行结构分析。有限元[6-8]计算热位移云图如图7，转子径向隔板变形如图8所示。

有限元计算最大热位移出现在25号位置附近热端半径最大的弧板中心处，最大位移值为34.77 mm。转子最大下垂量出现在25号位置隔板冷端最大半径处，其值为24.16 mm。转子轴心处由于热膨胀产生轴向向上的位移，最大位移值为8.05 mm，出现在1号位置隔板最小半径处。最大径向位移出现在1号位置热端半径最大的弧板中心处，其值为31.28 mm。环向位移最大值为0.38 mm，出现在13号和37号位置附近。

图7　转子热位移云图

图8　转子径向隔板变形图

图9显示了空预器冷及热端在1号、25号位置轴向位移沿转子隔板半径的变化情况。从图中可以看出：在由烟气侧进入空气侧的位置(1号位置)，转子外缘轴向下垂量比由空气侧进入烟气侧位置(25号位置)下垂量小，这是由于该处冷热端温差相对较小的缘故。但由于1号位置温度比25号位置温度高，故其内半径处热端轴向向上的热膨胀量更大。

图10显示了空预器冷及热端在1号、25号位置径向位移沿转子隔板半径的变化情况。从图中可知：径向位移随半径增加而线性增大。由于温度较高的缘故，1号位置冷、热两端的径向位移都比25号位置大。

图9　1号、25号位置冷、热端轴向位移随转子半径变化情况

图10　1号、25号位置冷、热端径向位移随转子半径变化情况

3.2结构自重引起的位移计算

转子结构在自重和换热元件重量的作用下，将产生位移。由于转子为轴对称结构，为了提高计算效率，取单个15度仓格作为分析对象(如图2)。考虑温度对材料的影响，计算重力引起的位移时，温度影响主要体现在材料弹性模量的变化上，温度越高，弹性模量越小，位移结果将更大。所以此处取温度较高的部位(1号位置附近)进行分析，先计算出温度场分布，然后再对自重引起的位移进行计算。由计算结果可知，自重引起的位移最大值出现在隔板上最大半径处，其位移值为0.46 mm。径向位移最大值为0.1 mm，轴向位移最大值为0.45 mm，环向位移接近0。

3.3有限元计算结果和理论公式对比

对空预器的热位移，国内外学者和技术人员通过多种方法进行了研究，并通过简化结构等方法推出了一些理论公式，如文献[9]中，有：

(1)

式中：Y为转子变形量；t2为空预器热端温，取温差最大区域的热端温度338.5℃；t1为空预器冷端温度，取温差最大区域的冷端温度67.7℃；t0为环境温度，这里取20℃；α1，α2分别为冷热端温度对应的材料线膨胀系数(10-61/℃)，按照表1中的数值进行插值，分别得12.1×10-6和13.6×10-6；R为转子半径，取6 830 mm；H为换热元件高度，取2 344 mm。

将以上数据代入方程式，算出转子变形量为37.51 mm。由3.1节可知，有限元计算结果为34.77 mm。在本文的空预器模型位移计算中，该方法与有限元计算结果的误差约为7.3%。

文献[10]中，将材料的线膨胀系数统一按普通碳素钢的线膨胀系数近似值取为12.0×10-6，从而使得公式进一步简化为

Y=0.006×Δt×R2/H

(2)

式中,Δt为冷热端温差，由此公式计算得出转子变形量为32.34 mm。在本文中的空预器模型位移计算中，该方法与有限元计算结果的误差为-7.3%。

某产品目前采用的热位移计算公式为

(3)

式中：平均流体温度T=(Th+Tc)/2；Th为热端平均温度(空气出口温度和烟气入口温度的平均值)；Tc为冷端平均温度(空气入口温度和烟气出口温度的平均值)；冷、热端平均温差ΔT=Th-Tc；R为转子半径；H为换热元件高度。

本文中的空预器空气入口温度为78.8 ℉(26 ℃)，空气出口温度为620.6 ℉(327 ℃)，烟气入口温度为707 ℉(375 ℃)，烟气出口温度为244.4 ℉(118 ℃)。将上述值代入公式求得转子变形量为1.39英寸，换算成工程单位为35.31 mm。在本文中的空预器模型位移计算中，该方法与有限元计算结果的误差为1.52%。

值得注意的是，以上3种计算公式，除式(1)外，其余两种均未考虑不同材料线膨胀系数的变化，以及温度对线膨胀系数的影响。3种方法在数学模型上都经过了相当程度的简化。工程实际中，几何模型及边界条件都更为复杂，且材料参数随温度变化，采用有限元分析能建立更符合实际的几何模型和材料参数，在温度边界精确给定的情况下，能得到更为精确的结果。

4　结论及建议

1) 空预器热膨胀时形成蘑菇状变形，产生变形的主要原因是热膨胀和冷热两端的温差。热位移主要为轴向位移和径向位移，轴向位移最大值位于温度较低而温差较大的一侧，径向位移最大值位于温度较高的一侧。转子热端内半径处产生轴向向上的膨胀。

2) 热变形时环向位移很小，占热位移总量的1.09%。

3) 自重引起的位移很小，在轴向上为热位移的1.86%，径向上为热位移的0.3%。

4) 不同的空预器结构，由于结构尺寸和温度等条件不一样，其热位移值不同，但其变形的基本原理和趋势是类似的。为了空预器的密封设计更为合理，对热位移进行详细分析是有必要的。

5) 准确的测算转子冷热端温度，对热位移计算十分关键，在计算空预器热位移有限元分析前，必须保证温度边界真实可靠。

6)有限元计算结果与简化的热位移理论公式计算结果误差小于8%，在粗略估算时，可以参考理论公式。相对于本文中的几种理论公式计算方法，有限元方法在建立几何模型和材料参数时更为精确，并且具有结果数据全面和处理便捷等优点。

[1]刘冬炎，顾宏伟，杨中明，等.空气预热器的漏风因素及密封改造[J].中国电力，2011，44(7):53-56.

[2]卞志华，黄剑文，陈增宏.回转式空气预热器漏风改造与分析[J].电站辅机，2008，29(1):20-23.

[3]梁帮平，张东，刘占淼.回转式空气预热器转子变形原因分析及处理措施[J].华电技术，2012，34(3):1-3.

[4]李义成.回转式空气预热器漏风的分析[J].华东电力，1998(11):14-15.

[5]强君刚，马凯，窦万生.回转式空气预热器转子热变形数值模拟[J].应用能源技术，2013(10):22-27.

[6]尹潞刚，陆森林.某消声器插入损失有限元计算及优化[J].重庆理工大学学报(自然科学)，2016，30(4):6-10.

[7]刘祥沛，董天文，郑颖人.有限元荷载增量法在判定桩基础极限荷载的应用[J].四川兵工学报，2016，37(5):144-148,172.

[8]四库，陈盛贵，钟欢欢.激光透射焊接聚碳酸酯的有限元数值模拟[J].激光杂志，2015(6):104-107.

[9]张义宾.φ6.2米回转式空气预热器密封剖析[J].锅炉技术，1980(1)：18-20.

[10]张永德，段铁城，邱爱玲.浅谈回转式空气预热器漏风控制[J],东北电力技术，2000(8):2-5.

(责任编辑杨文青)

Finite Element Analysis of Thermal Displacement of Air Pre-Heater Rotor

LI Lin1,2, LI Ying-hui1, YUAN Ji-yu1,2

(1.School of Mechanics and Engineering, Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031, China; 2.Dongfang Boiler Group Co., Ltd., Chengdu 611731, China)

When a rotary air pre-heater is working, mushroom like deformation will happen to its rotor because of thermal expansion caused by temperature difference. Therefore, correctly calculating the displacement of rotor is very important to the determination of sealing preset gap and further to the reduction of ventilation leakage of the air pre-heater. The object in this paper is a 600MW supercritical unit air pre-heater designed by our company. We carried on finite element displacement analysis to the supercritical unit air pre-heater by using MSC Nastran, and obtained the displacement of each point of the rotor and compared our result with theoretical result. Our work has provided a reference basis for the design of air pre-heater.

pre-heater; thermal displacement; finite element analysis

2016-06-23

国家科技支撑计划资助项目(2011BAC05B01)

李林(1982—)，男，四川遂宁人，工程师，主要从事锅炉、压力容器力学分析方面的研究,E-mail:77376461@qq.com；李映辉(1964—)，男，四川南江人，博士，教授，主要从事结构振动与控制方面的研究，E-mail:yinghui.li@home.swjtu.edu.cn。

format：LI Lin, LI Ying-hui, YUAN Ji-yu.Finite Element Analysis of Thermal Displacement of Air Pre-Heater Rotor[J].Journal of Chongqing University of Technology(Natural Science)，2016(10):49-54.

10.3969/j.issn.1674-8425(z).2016.10.007

TK223

A

1674-8425(2016)10-0049-06

引用格式：李林,李映辉,袁继禹.基于有限元方法的空气预热器转子热位移分析[J].重庆理工大学学报(自然科学)，2016(10):49-54.