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有限元分析采用間接耦合的方法計算鍋筒總應力場。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果和機械載荷加載在SOLID185單元上計算鍋筒的總應力。
按照先管束后管板的順序對鍋筒各部分進行網(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)格精度與管板應力狀態(tài)之間的關系如表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的管板機械應力計算結果可以看出，管板無孔區(qū)域應力數(shù)值一致，管孔各方向應力分布不均勻。應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，管板內外壁及管孔的熱應力水平較低且分布均勻。外壁DE段周向及該區(qū)域內兩列管孔的徑向應力梯度較大，并在外壁孔邊出現(xiàn)了小范圍的應力集中，這是由于該區(qū)域較大的周向溫差和徑向溫差所導致的。管板最大熱應力點位于爐后第5列第1根管束管孔外壁，最大值為89.5MPa。
如圖6所示，管板內外壁總應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力水平較低，縱截面應力水平較高，但沿管孔軸向應力水平變化不明顯。DE段外壁周向及管孔軸向應力梯度較大，并在外壁孔邊出現(xiàn)了應力集中，高應力區(qū)出現(xiàn)在斜向孔橋上。
總應力最大值點出現(xiàn)在爐后第5列第2根管孔邊緣上，最大值為106.6MPa。該點的機械應力和熱應力分別為29.4和82.5MPa。兩者之和111.9MPa稍大于總應力最大值，可見由壓力和溫差引起的兩部分應力在該點處相互疊加，均對總應力的數(shù)值產生較大影響。
應力最大值點出現(xiàn)了局部應力集中，遠高于筒體的平均應力水平。此處為結構的不連續(xù)區(qū)域，應力梯度較高，應對該處進行強度校核。如圖所示，因應力集中的范圍很小，故只需選擇經過最大應力值點，并且貫穿管孔方向的一條應力評定線即可。分類的線性化等效應力如圖所示，圖中由上至下的3條曲線依次為應力評定路徑上的總應力、薄膜加彎曲應力及薄膜應力。
依據(jù)JB4732-1995《鋼制壓力容器分析設計標準》的強度安全判據(jù)對鍋筒進行應力強度評定。最大線性化的薄膜加彎曲等效應力為69.8MPa，即一次與二次等效應力之和小于該溫度下的3倍許用應力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)增壓鍋爐鍋筒結構形式的特點建立了鍋筒三維實體模型，結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)應力場的計算載荷，利用ANSYS軟件對鍋筒應力場進行了三維有限元分析，基于計算結果對鍋筒進行了強度評定。
研究表明管板總應力最大值點位于爐后方向第5列第2根管孔邊緣，機械應力和熱應力在該點疊加，使得總應力數(shù)值達到106.6MPa。對該點處的應力進行分類和評定，結果表明該點的應力值遠小于材料在工作溫度下的許用應力，鍋筒具有較大的安全裕度。
本文給出的基于實測數(shù)據(jù)的應力計算載荷確定方法解決了結構及換熱復雜情況下鍋筒應力計算的難題，可以應用到增壓鍋爐鍋筒的應力計算與強度校核中。
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