D0I:10.13374/5.issn1001-t63x.2011.01.020 第33卷第1期 北京科技大学学报 Vol 33 No 1 2011年1月 Journal of Un iersity of Science and Technology Beijing Jan 2011 考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值 分析 宋波☒ 李春霞)王利)徐明磊) 1)北京科技大学土木与环境工程学院，北京1000832)北京国电龙源环保工程有限公司，北京100052 ☒通信作者，Email ust山bsom小o2008©yahoo cn 摘要以某电厂的脱硝工程为背景，对烟道、反应器和支架这种大型复杂结构进行了整体分析，并以烟道出口和反应器作 为研究对象，分析了支架变形对烟道出口和反应器的影响·结果表明，由于支架变形的影响，烟道和反应器的变形分布由对称 分布变为非对称，平均变形值要比不考虑时的大，但是支架的变形对烟道和反应器的应力值及分布基本无影响，因此在以强 度为控制因素的设计中，烟道和反应器进行单独计算的设计方法是可行的： 关键词烟道：反应器；变形：数值分析；脱硝 分类号TU271.1 Num erical analysis of a large reactor and flue structure based on bracket de- fom ation SONG Bo☒，IChunxia,WANG LP,XU Ming-e 1)School of Civil and Envimmmental Engneerng University of Science and Technology Beijng Beijing 100083 China 2)Beijing Longyuan SP Power Envirommental Pmotection Co Ld,Beijng 100052 China Corresponding author Email ustbsongbo2008@yahoo cn ABSTRACT Based on a project of denitrification a complex stmucture contained a fhe a reactor and a bracket was analyzed The fhue exit and the reactor were chose as research subjects and the effect of bracket defomation on the mechanical properties of the flue exit and the reactor was studied It is indicated that the defomation distributions of the flue exit and the reactor change from symmetric into asymmetric when the influence of bracket defomation is considered and the average defomation of then increases too but the stress vahes and distributions of the fhe exit and the reactor change slightly Consequently designing the flue exit and the reactor sep- arately is acceptable when strength is the control factor KEY W ORDS flues reactors defomation:smulate analysis denitrification 在我国目前的电力生产中，燃煤发电占主导地 劲肋、内撑杆等对烟道力学性能的影响.2005年，孙 位山，而燃煤排出的硫氧化物SO,和氨氧化物NO 克勤等[采用大型有限元分析软件对扬州电厂发 是大气污染的主要来源，作为脱硝工程中主要结构 电机组烟气脱硝装置进行了强度计算，并对内撑杆 的烟道和反应器均属于大型薄壁结构，工作于 形式、烟道内压、自重等因素对结构应力的影响进行 420℃高温下，在结构内部有5800Pa的面荷载，保 了分析；2005年赵经濂等对烟道及其加劲肋采用 证反应器和烟道在复杂荷载作用下正常工作有重要 的类型、尺寸和肋间距等进行了优化分析；2006年 的意义 李圣良等[针对目前大型火力发电厂烟道截面大、 目前，国内对于这种薄壁结构的设计主要参照 壁板较薄、易发生局部失稳的问题，利用ANSYS软 《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》，而对 件通过对7~21m不同跨度、不设加劲肋和设置加 于烟道主要选取某一段烟道进行静力分析，研究加 劲肋的钢烟道进行了屈曲研究，分析烟道壁板的屈 收稿日期：2010-03-02 基金项目：“十一五国家科技支撑计划资助项目(N。2006BA13B04)
第 33卷 第 1期 2011年 1月 北 京 科 技 大 学 学 报 ＪｏｕｒｎａｌｏｆＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ Ｖｏｌ．33Ｎｏ．1 Ｊａｎ．2011 考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值 分析 宋 波 1） 李春霞 1） 王 利 2） 徐明磊 2） 1） 北京科技大学土木与环境工程学院北京 100083 2） 北京国电龙源环保工程有限公司北京 100052 通信作者Ｅ-ｍａｉｌ：ｕｓｔｂｓｏｎｇｂｏ2008＠ｙａｈｏｏ．ｃｎ 摘 要 以某电厂的脱硝工程为背景对烟道、反应器和支架这种大型复杂结构进行了整体分析并以烟道出口和反应器作 为研究对象分析了支架变形对烟道出口和反应器的影响．结果表明由于支架变形的影响烟道和反应器的变形分布由对称 分布变为非对称平均变形值要比不考虑时的大但是支架的变形对烟道和反应器的应力值及分布基本无影响．因此在以强 度为控制因素的设计中烟道和反应器进行单独计算的设计方法是可行的． 关键词 烟道；反应器；变形；数值分析；脱硝 分类号 ＴＵ271∙1 Ｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｆａｌａｒｇｅｒｅａｃｔｏｒａｎｄｆｌｕｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｂａｓｅｄｏｎｂｒａｃｋｅｔｄｅ- ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ＳＯＮＧＢｏ 1） ＬＩＣｈｕｎ-ｘｉａ 1）ＷＡＮＧＬｉ 2）ＸＵＭｉｎｇ-ｌｅｉ 2） 1） ＳｃｈｏｏｌｏｆＣｉｖｉｌａｎｄＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇＢｅｉｊｉｎｇ100083Ｃｈｉｎａ 2） ＢｅｉｊｉｎｇＬｏｎｇｙｕａｎＳＰＰｏｗｅｒＥｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌＰｒｏｔｅｃｔｉｏｎＣｏ．Ｌｔｄ．Ｂｅｉｊｉｎｇ100052Ｃｈｉｎａ ＣｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒＥ-ｍａｉｌ：ｕｓｔｂｓｏｎｇｂｏ2008＠ｙａｈｏｏ．ｃｎ ＡＢＳＴＲＡＣＴ Ｂａｓｅｄｏｎａｐｒｏｊｅｃｔｏｆｄｅｎｉｔｒｉｆｉｃａｔｉｏｎａｃｏｍｐｌｅｘｓｔｒｕｃｔｕｒｅｃｏｎｔａｉｎｅｄａｆｌｕｅａｒｅａｃｔｏｒａｎｄａｂｒａｃｋｅｔｗａｓａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅ ｆｌｕｅｅｘｉｔａｎｄｔｈｅｒｅａｃｔｏｒｗｅｒｅｃｈｏｓｅａｓｒｅｓｅａｒｃｈｓｕｂｊｅｃｔｓａｎｄｔｈｅｅｆｆｅｃｔｏｆｂｒａｃｋｅｔｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｎｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｆｌｕｅ ｅｘｉｔａｎｄｔｈｅｒｅａｃｔｏｒｗａｓｓｔｕｄｉｅｄ．Ｉｔｉｓｉｎｄｉｃａｔｅｄｔｈａｔｔｈｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｆｌｕｅｅｘｉｔａｎｄｔｈｅｒｅａｃｔｏｒｃｈａｎｇｅｆｒｏｍｓｙｍｍｅｔｒｉｃ ｉｎｔｏａｓｙｍｍｅｔｒｉｃｗｈｅｎｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｂｒａｃｋｅｔｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｉｓｃｏｎｓｉｄｅｒｅｄａｎｄｔｈｅａｖｅｒａｇｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｍｉｎｃｒｅａｓｅｓｔｏｏｂｕｔｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓｖａｌｕｅｓａｎｄｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓｏｆｔｈｅｆｌｕｅｅｘｉｔａｎｄｔｈｅｒｅａｃｔｏｒｃｈａｎｇｅｓｌｉｇｈｔｌｙ．Ｃｏｎｓｅｑｕｅｎｔｌｙｄｅｓｉｇｎｉｎｇｔｈｅｆｌｕｅｅｘｉｔａｎｄｔｈｅｒｅａｃｔｏｒｓｅｐ- ａｒａｔｅｌｙｉｓａｃｃｅｐｔａｂｌｅｗｈｅｎｓｔｒｅｎｇｔｈｉｓｔｈｅｃｏｎｔｒｏｌｆａｃｔｏｒ． ＫＥＹＷＯＲＤＳ ｆｌｕｅｓ；ｒｅａｃｔｏｒｓ；ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ；ｓｉｍｕｌａｔｅａｎａｌｙｓｉｓ；ｄｅｎｉｔｒｉｆｉｃａｔｉｏｎ 收稿日期：2010--03--02 基金项目：“十一五 ”国家科技支撑计划资助项目 （Ｎｏ．2006ＢＡＪ13Ｂ04） 在我国目前的电力生产中燃煤发电占主导地 位 ［1］而燃煤排出的硫氧化物 ＳＯｘ和氮氧化物 ＮＯｘ 是大气污染的主要来源作为脱硝工程中主要结构 的烟道和反应器均属于大型薄壁结构工作于 420℃高温下在结构内部有 5800Ｐａ的面荷载保 证反应器和烟道在复杂荷载作用下正常工作有重要 的意义． 目前国内对于这种薄壁结构的设计主要参照 《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程 》 ［2］而对 于烟道主要选取某一段烟道进行静力分析研究加 劲肋、内撑杆等对烟道力学性能的影响．2005年孙 克勤等 ［3］采用大型有限元分析软件对扬州电厂发 电机组烟气脱硝装置进行了强度计算并对内撑杆 形式、烟道内压、自重等因素对结构应力的影响进行 了分析；2005年赵经濂等 ［4］对烟道及其加劲肋采用 的类型、尺寸和肋间距等进行了优化分析；2006年 李圣良等 ［5］针对目前大型火力发电厂烟道截面大、 壁板较薄、易发生局部失稳的问题利用 ＡＮＳＹＳ软 件通过对 7～21ｍ不同跨度、不设加劲肋和设置加 劲肋的钢烟道进行了屈曲研究分析烟道壁板的屈 DOI :10．13374／j．issn1001－053x．2011．01．020
,124 北京科技大学学报 第33卷 曲模态，为防止钢烟道失稳提出了设计建议；2006 选取如下单元：烟道和反应器壁板承受的荷载主要 年王欣等[通过ANSYS建模模拟烟风煤粉管道的 为自重、内壁压力，其受力较为复杂，同时承受弯矩、 实际情况，用有限元方法校核了目前用于烟道设计 剪力和轴力的复合作用，选用hel63单元进行模 的常用方法，以横肋为主，适当考虑内撑杆承受内外 拟；烟道和反应器壁板上的加劲肋及反应器内的梁 荷载，按照薄板大挠度塑性变形计算模式进行板的 和柱，它们共同承担由壁板传递的荷载和自重，其承 控制计算；2007年侯庆伟等利用ANSYS有限元 受的荷载类型为弯矩、轴力和剪力，因此选用 数值分析软件，对烟气脱硫系统烟道结构进行了三 beaml88单元进行模拟；beam 188和beam1889单元 维数值计算，考察烟道结构的受力和变形情况，从而 特性相似，为了在结果处理中便于提取数据，支架结 对加劲肋和内撑杆规格进行选型；2008年陈恭才 构用beam189单元进行模拟；内撑杆仅受轴力，因 等⑧]引入弹塑性理论，利用有限元程序对烟道结构 此用lmk8单元进行模拟.在模拟过程中仅对烟道 进行了非线性分析，比较了线性分析与非线性分析 和反应器支座位置处进行了简化处理，烟道出口和 的结果，并根据塑性区大小对整体结构的安全做出 反应器的计算模型详图如图2所示 评价 1,2边界条件和计算荷载的选取 鉴于目前对于这种复杂薄壁结构的研究主要集 考虑支架作用时，支架与反应器和烟道的连接 中在板或某段烟道的研究上，支架对于烟道或反应 位置如图3所示，烟道与支架的连接主要有支座 器的作用仅考虑为边界条件的约束，因此本文通过 R02R03R04R05、R06和R07.在模拟过程中支 烟道、反应器和支架三者的联合分析，证明了结构的 座R02没有进行模拟，仅根据实际情况在烟道上相 安全性，并重点分析了支架的变形对于这种薄壁结 应位置进行了竖向位移的约束；支座R07是弹簧吊 构的影响 架，直接根据工程经验模拟为竖直向上100kN的 力；其他各支座表现为支架与反应器或烟道在该点 1烟道、反应器及支架的整体结构数值分析 相应方向上的共同运动：为了保证结构各部分有一 本文以某电厂中的实际脱硝工程为背景，结构 定的允许运动空间，在每段连接处设置膨胀节，在模 主要由烟道（入口和出口）、反应器主体和支架三个 拟过程中膨胀节模拟为自由端。不考虑支架作用 部分组成，如图1所示，结构总高58.6m.针对目前 时，对烟道出口和反应器进行单独计算，其支架的约 的烟道整体研究很少这一状况，本文进行烟道、反应 束条件简化为图4和图5所示.图中●表示约束y 器和支架三部分的整体数值模拟，比较分析了考虑 和方向上的位移，。表示约束x和z方向上的位 支架变形和不考虑支架变形时烟道出口和反应器的 移，●表示仅约束方向上的位移 应力和变形的异同， 结构上的主要荷载有结构自重，设计压力 5800Pa烟道壁板上的积灰荷载（水平段烟道底板 积灰荷载为9kP:空预器出口30倾斜段烟道积灰 荷载为4kPa),分布在反应器催化剂层梁上的催化 剂自重（催化剂层共三层，每层催化剂模块加上积 反应器 灰重208：因催化剂模块直接摆放在相邻两主梁 烟道人口 间，在进行计算的时候将模块及积灰的自重施加到 2m高小人 对应层的主梁上，折算后主梁上线荷载为20kN· m,方向竖直向下)，作用在支架上的热解炉等辅 烟道出口 助设备自重以及反应器工作温度420℃时的温度荷 载（本文中温度荷载简化模拟为按照DL尔5121- 图1脱硝反应器整体结构图 2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》中 Fig 1 Diagrammatic sketch of the whole stnucture of a selective cata Q345钢在420℃弹性模量的折减)挡板门模拟为 lytic reduction (SCR)reactor 竖直向下的力90kN:荷载按允许应力法计算，经过 1.1单元的选取及模型的建立 各种工况的计算，选择最危险工况进行分析，即同时 本文利用大型通用有限元软件ANSYS进行建 施加结构自重十5800Pa负压（由内向外）+催化剂 模，以脱硝反应器整体结构作为计算模型，具体如 模块及灰重十烟道出口的积灰和保温荷载十热解炉 图所示[-).根据单元特性及构件的受力性能，特 等辅助设备的自重+挡板门的自重
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 曲模态为防止钢烟道失稳提出了设计建议；2006 年王欣等 ［6］通过 ＡＮＳＹＳ建模模拟烟风煤粉管道的 实际情况用有限元方法校核了目前用于烟道设计 的常用方法以横肋为主适当考虑内撑杆承受内外 荷载按照薄板大挠度塑性变形计算模式进行板的 控制计算；2007年侯庆伟等 ［7］利用 ＡＮＳＹＳ有限元 数值分析软件对烟气脱硫系统烟道结构进行了三 维数值计算考察烟道结构的受力和变形情况从而 对加劲肋和内撑杆规格进行选型；2008年陈恭才 等 ［8］引入弹塑性理论利用有限元程序对烟道结构 进行了非线性分析比较了线性分析与非线性分析 的结果并根据塑性区大小对整体结构的安全做出 评价． 鉴于目前对于这种复杂薄壁结构的研究主要集 中在板或某段烟道的研究上支架对于烟道或反应 器的作用仅考虑为边界条件的约束因此本文通过 烟道、反应器和支架三者的联合分析证明了结构的 安全性并重点分析了支架的变形对于这种薄壁结 构的影响． 1 烟道、反应器及支架的整体结构数值分析 本文以某电厂中的实际脱硝工程为背景结构 主要由烟道 （入口和出口 ）、反应器主体和支架三个 部分组成如图 1所示结构总高 58∙6ｍ．针对目前 的烟道整体研究很少这一状况本文进行烟道、反应 器和支架三部分的整体数值模拟比较分析了考虑 支架变形和不考虑支架变形时烟道出口和反应器的 应力和变形的异同． 图 1 脱硝反应器整体结构图 Ｆｉｇ．1 Ｄｉａｇｒａｍｍａｔｉｃｓｋｅｔｃｈｏｆｔｈｅｗｈｏｌｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆａｓｅｌｅｃｔｉｖｅｃａｔａ- ｌｙｔｉｃｒｅｄｕｃｔｉｏｎ（ＳＣＲ） ｒｅａｃｔｏｒ 1∙1 单元的选取及模型的建立 本文利用大型通用有限元软件 ＡＮＳＹＳ进行建 模以脱硝反应器整体结构作为计算模型具体如 图 2所示 ［9--10］．根据单元特性及构件的受力性能特 选取如下单元：烟道和反应器壁板承受的荷载主要 为自重、内壁压力其受力较为复杂同时承受弯矩、 剪力和轴力的复合作用选用 ｓｈｅｌｌ63单元进行模 拟；烟道和反应器壁板上的加劲肋及反应器内的梁 和柱它们共同承担由壁板传递的荷载和自重其承 受的 荷 载 类 型 为 弯 矩、轴 力 和 剪 力因 此 选 用 ｂｅａｍ188单元进行模拟；ｂｅａｍ188和 ｂｅａｍ189单元 特性相似为了在结果处理中便于提取数据支架结 构用 ｂｅａｍ189单元进行模拟；内撑杆仅受轴力因 此用 ｌｉｎｋ8单元进行模拟．在模拟过程中仅对烟道 和反应器支座位置处进行了简化处理烟道出口和 反应器的计算模型详图如图 2所示． 1∙2 边界条件和计算荷载的选取 考虑支架作用时支架与反应器和烟道的连接 位置如图 3所示烟道与支架的连接主要有支座 Ｒ02、Ｒ03、Ｒ04、Ｒ05、Ｒ06和 Ｒ07．在模拟过程中支 座 Ｒ02没有进行模拟仅根据实际情况在烟道上相 应位置进行了竖向位移的约束；支座 Ｒ07是弹簧吊 架直接根据工程经验模拟为竖直向上 100ｋＮ的 力；其他各支座表现为支架与反应器或烟道在该点 相应方向上的共同运动；为了保证结构各部分有一 定的允许运动空间在每段连接处设置膨胀节在模 拟过程中膨胀节模拟为自由端．不考虑支架作用 时对烟道出口和反应器进行单独计算其支架的约 束条件简化为图 4和图 5所示．图中●表示约束 ｙ 和 ｚ方向上的位移｜●｜表示约束 ｘ和 ｚ方向上的位 移●表示仅约束 ｚ方向上的位移． 结构上 的 主 要 荷 载 有 结 构 自 重设 计 压 力 5800Ｐａ烟道壁板上的积灰荷载 （水平段烟道底板 积灰荷载为 9ｋＰａ；空预器出口 30°倾斜段烟道积灰 荷载为 4ｋＰａ）分布在反应器催化剂层梁上的催化 剂自重 （催化剂层共三层每层催化剂模块加上积 灰重 208ｔ．因催化剂模块直接摆放在相邻两主梁 间在进行计算的时候将模块及积灰的自重施加到 对应层的主梁上．折算后主梁上线荷载为 20ｋＮ· ｍ －1方向竖直向下 ）作用在支架上的热解炉等辅 助设备自重以及反应器工作温度 420℃时的温度荷 载 （本文中温度荷载简化模拟为按照 ＤＬ／Ｔ5121－ 2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程 》中 Ｑ345钢在 420℃弹性模量的折减 ）．挡板门模拟为 竖直向下的力 90ｋＮ；荷载按允许应力法计算经过 各种工况的计算选择最危险工况进行分析即同时 施加结构自重 ＋5800Ｐａ负压 （由内向外 ）＋催化剂 模块及灰重 ＋烟道出口的积灰和保温荷载 ＋热解炉 等辅助设备的自重 ＋挡板门的自重． ·124·
第1期 宋波等：考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值分析 ,125. (c] 图2计算模型详图.(a)反应器；(b)反应器梁柱及加劲肋：(c)烟道出口：(d)烟道出口的加劲肋与内撑杆 Fig 2 Finite elmentmodels (a)reacto (b)ribbed stiffener giners and cohmns in reacto (c)fhe exit (d)ribbed stiffener and sticks in the flue exit _支座挡块二支座挡块三支座挡块二 53.4 标高单位为m 尺寸单位为m 膨胀节 反应器 =挡板门 烟道与支架 连接位置 40.0 气方向 R02Ro3年于4,34 33.9 座 支座挡块一 支座挡块三挡块 B07 71 R05 烟道出口 28.0 13# 233 R06 5620 图4反应器支座的约束形式（单位：mm) 9000 11000 Fig 4 Constraint type of the reactor support (unit mm) 向加劲肋相交的地方以及支座RO2处，在实际施工 图3支架与烟道和反应器的连接位置示意图 Fig 3 Connection lcation among the bracket fhe and reactor 中这些地方均会进行处理，因此这些应力集中地方 的结果不予考虑，整体结构的最大变形出现在支架 图6是烟道、反应器及支架整体结构的等效应 集中力作用的地方，变形值为115mm大于《钢结构 力和变形云图，从计算结果可知整体结构的等效应 设计规范》附录A中规定的变形容许值1250= 力值基本上小于容许应力值93MPa(根据DL/ 25mm(1为构件计算长度，下文均同)，因此集中力 T5121一2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术 作用的地方在设计过程中应注意局部加强，反应器 规程》中钢材在反应器工作温度420℃时的容许应 上的变形值为29mm小于《火力发电厂烟风煤粉管 力值确定的)，只有部分构件的等效应力值超过容 道设计技术规程中规定的板的变形容许值1120= 许应力值，超过的部分主要出现在梁柱相交或横纵 l30mm(下文中反应器和烟道的变形容许值均参照
第 1期 宋 波等： 考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值分析 图 2 计算模型详图．（ａ）反应器；（ｂ）反应器梁柱及加劲肋；（ｃ）烟道出口；（ｄ）烟道出口的加劲肋与内撑杆 Ｆｉｇ．2 Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｓ：（ａ） ｒｅａｃｔｏｒ；（ｂ） ｒｉｂｂｅｄｓｔｉｆｆｅｎｅｒｇｉｒｄｅｒｓａｎｄｃｏｌｕｍｎｓｉｎｒｅａｃｔｏｒ；（ｃ） ｆｌｕｅｅｘｉｔ；（ｄ） ｒｉｂｂｅｄｓｔｉｆｆｅｎｅｒａｎｄｓｔｉｃｋｓｉｎ ｔｈｅｆｌｕｅｅｘｉｔ 图 3 支架与烟道和反应器的连接位置示意图 Ｆｉｇ．3 Ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｌｏｃａｔｉｏｎａｍｏｎｇｔｈｅｂｒａｃｋｅｔｆｌｕｅａｎｄｒｅａｃｔｏｒ 图 6是烟道、反应器及支架整体结构的等效应 力和变形云图．从计算结果可知整体结构的等效应 力值基本上小于容许应力值 93ＭＰａ（根据 ＤＬ／ Ｔ5121－2000《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术 规程 》中钢材在反应器工作温度 420℃时的容许应 力值确定的 ）只有部分构件的等效应力值超过容 许应力值．超过的部分主要出现在梁柱相交或横纵 图 4 反应器支座的约束形式 （单位：ｍｍ） Ｆｉｇ．4 Ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｔｙｐｅｏｆｔｈｅｒｅａｃｔｏｒｓｕｐｐｏｒｔ（ｕｎｉｔ：ｍｍ） 向加劲肋相交的地方以及支座 Ｒ02处在实际施工 中这些地方均会进行处理因此这些应力集中地方 的结果不予考虑．整体结构的最大变形出现在支架 集中力作用的地方变形值为 115ｍｍ大于 《钢结构 设计规范 》 ［11］附录 Ａ中规定的变形容许值 ｌ／250＝ 25ｍｍ（ｌ为构件计算长度下文均同 ）因此集中力 作用的地方在设计过程中应注意局部加强．反应器 上的变形值为 29ｍｍ小于 《火力发电厂烟风煤粉管 道设计技术规程 》中规定的板的变形容许值ｌ／120＝ 130ｍｍ（下文中反应器和烟道的变形容许值均参照 ·125·
,126 北京科技大学学报 第33卷 《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程》)，烟道 的变形值为14mm,符合规范的要求 6000x14500 14500 3400x145 K05/ R06 B06-2 R06-3 ● 600 14500 9574 17379 R05 R05-1 R05-2 R05-3 0000 125 4500 14500 29002900■ 2900 29002900 Rd7.1R07-2R07.3BO7-4 RO7 图5烟道出口支座的约束形式（单位：mm) Fig 5 Constrant type of the fhe exit support (unit mm) AN N 图6烟道、反应器及支架整体结构的等效应力和变形云图.（a)等效应力云图（单位：P):(b)等效变形云图（单位：m) Fig 6 Equivalent stress and defomation contours of the fhue reactor and bracket as an whole gmoup (a)equivalent stress (unit Pa):(b)equiva- lent defomation (unit m) 2支架对烟道出口影响分析 R06和R05(位置如图5所示)上承担的荷载见 表1可知支架的变形对烟道出口支座R06上荷载 为了研究支架对烟道出口的影响，从前文的整 的分布影响较大，模型2中R06的荷载分布对称， 体计算中提取烟道出口（以下简称为模型1）与烟道 而模型1中R06-3上分担的荷载是R06-1的3倍， 出口单独计算（以下简称模型2）的结果进行比较分 说明支架的变形导致了烟道出口从对称结构变成了 析，主要结果如下， 非对称结构 从烟道出口上变形的分布可以看出，模型1和 选取支座RO6附近节点的应力及变形值进行 模型2的较大应力均出现在竖直段副烟道上、烟道 比较，选取的节点位置如图8所示.选取了横向一 倾斜段的上半部和烟道水平段底部，如图7(a)和 条直线以及纵向三条直线，这四条曲线均是经过支 (b)所示.较大变形出现在竖直段副烟道上、水平段 座R06或关于R06-2对称分布. 顶面和倾斜段底面上部，如图7(c)和(d)所示，从 图9和图10是选取的横向直线上节点的应力 数值上来说，模型一的等效应力平均为66.6MPa 和变形曲线，从曲线图9上可以看出，模型1和模 而模型2的等效应力平均在66.7MPa两者相差不 型2的应力相差较小，波峰均出现在板格的中心处， 超过1%；模型1的变形值平均为18mm而模型2 仅在中间支座处有微小改变.从图10上可以看出， 的变形值平均仅为9mm 模型1的最大变形值为14.65mm,模型2的最大变
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 《火力发电厂烟风煤粉管道设计技术规程 》）烟道 的变形值为 14ｍｍ符合规范的要求． 图 5 烟道出口支座的约束形式 （单位：ｍｍ） Ｆｉｇ．5 Ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｔｙｐｅｏｆｔｈｅｆｌｕｅｅｘｉｔｓｕｐｐｏｒｔ（ｕｎｉｔ：ｍｍ） 图 6 烟道、反应器及支架整体结构的等效应力和变形云图．（ａ）等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｂ）等效变形云图 （单位：ｍ） Ｆｉｇ．6 Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｔｈｅｆｌｕｅｒｅａｃｔｏｒａｎｄｂｒａｃｋｅｔａｓａｎｗｈｏｌｅｇｒｏｕｐ：（ａ）ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓ（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｂ）ｅｑｕｉｖａ- ｌｅｎｔｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ（ｕｎｉｔ：ｍ） 2 支架对烟道出口影响分析 为了研究支架对烟道出口的影响从前文的整 体计算中提取烟道出口 （以下简称为模型 1）与烟道 出口单独计算 （以下简称模型 2）的结果进行比较分 析主要结果如下． 从烟道出口上变形的分布可以看出模型 1和 模型 2的较大应力均出现在竖直段副烟道上、烟道 倾斜段的上半部和烟道水平段底部如图 7（ａ）和 （ｂ）所示．较大变形出现在竖直段副烟道上、水平段 顶面和倾斜段底面上部如图 7（ｃ）和 （ｄ）所示．从 数值上来说模型一的等效应力平均为 66∙6ＭＰａ 而模型 2的等效应力平均在 66∙7ＭＰａ两者相差不 超过 1％；模型 1的变形值平均为 18ｍｍ而模型 2 的变形值平均仅为 9ｍｍ． Ｒ06和 Ｒ05（位置如图 5所示 ）上承担的荷载见 表 1．可知支架的变形对烟道出口支座 Ｒ06上荷载 的分布影响较大模型 2中 Ｒ06的荷载分布对称 而模型 1中 Ｒ06--3上分担的荷载是 Ｒ06--1的 3倍 说明支架的变形导致了烟道出口从对称结构变成了 非对称结构． 选取支座 Ｒ06附近节点的应力及变形值进行 比较选取的节点位置如图 8所示．选取了横向一 条直线以及纵向三条直线这四条曲线均是经过支 座 Ｒ06或关于 Ｒ06--2对称分布． 图 9和图 10是选取的横向直线上节点的应力 和变形曲线．从曲线图 9上可以看出模型 1和模 型 2的应力相差较小波峰均出现在板格的中心处 仅在中间支座处有微小改变．从图 10上可以看出 模型 1的最大变形值为 14∙65ｍｍ模型 2的最大变 ·126·
第1期 宋波等：考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值分析 ,127. NODAL SOLUTION (b) N TIME=1 TIME-I SEOV (AVG) SEOV (AVG) DMX-0.065109 DX=0.078593 SMX=0,271×10 sHX0200×10 0.602×100.120×10°0.181x100.241×10 0.301×100.903×100.151×100.211×100.271×10 NODAL SOLUTION N NODAL SOLUTION (d) STEP=1 STEP=I (AVG) IDMX=0065109 DMX=0.078593 sMX=0.065109 sMX=0.078593 0 0w9品，9需6撒7品s10w 0.0174650.034930.05239600696861 0.0087330.0261980.0436630.0611280.078593 图7模型1和模型2的应力和变形云图.(a)模型1的等效应力云图（单位：Pa):(b)模型2等效应力云图（单位：P):(c)模型1变形云 图（单位：m):(d)模型2变形云图（单位：m) Fig 7 Stress and defomation contours ofModel l and Model2 (a)equivalent stress contours ofModell unit Pa):(b)equivalent stress con- tours ofModel2 (unit Pa):(c)defomation contours ofModel l unit m):(d)defomation contours of Model2 (unit m) 表1RO6和R05上分担的荷载 形值为1.92mm,模型1由于支架的影响，整个结构 Table 1 Load shand by R06 and R05 沿x方向倾斜，而模型2的变形关于x=16.845 模型1 模型2 支座 x/kN 对称 y/kN 2/kN x/kN y/N z/N R06-1 0 -175.5 186.4 0 -181.8534.5 图11和图12是选取三条纵向线上节点的应力 R06-2 49.6 0 41.0 -9.2 0 120.1 和变形曲线，模型1和模型2的应力的分布改变很 R06-3 0 -112.3608.7 0 -182.9561.8 R05-1 0 0 226.1 0 0 321.1 小，仅在通过R06-2的线上的应力分布有变化.如 R05-2 50.9 0339.51.4 0 205.2 图12所示，模型1和模型2上的变形分布相似，但 R05-3 0 0 247.1 0 0 309.8 是模型1的变形值是模型2的7倍 14600 1450145014501450150015001450145014501450 x=20470 x=16845 x=13195 实心点代表支座RO6的位置，提取点为图中点划线所在的位置 图8支座RO6附近分析点的位置（单位：mm) Fig 8 Location of the analysis point near the support of R06 (unit mm 模型3的结果为整体中提取的反应器的结果， 3支架对反应器的影响分析 而模型4选用文献[12]中的计算结果，两者结构基 为了研究支架对反应器的影响，将从整体计算 本相似，用模型3和模型4的结果进行对比，说明支 中提取的反应器（以下简称为模型3）与单独计算的 架变形对反应器上应力和变形分布的影响，从 反应器（以下简称模型4）的结果进行比较分析，主 图l3(a)和(b)比较可以发现，忽略应力集中的部 要结果如下， 分，模型3和模型4的等效应力值均小于容许应力
第 1期 宋 波等： 考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值分析 图 7 模型 1和模型 2的应力和变形云图．（ａ）模型 1的等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｂ）模型 2等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｃ）模型 1变形云 图 （单位：ｍ）；（ｄ）模型 2变形云图 （单位：ｍ） Ｆｉｇ．7 ＳｔｒｅｓｓａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ1ａｎｄＭｏｄｅｌ2：（ａ） ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ1（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｂ） ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｏｎ- ｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ2（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｃ） ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ1（ｕｎｉｔ：ｍ）；（ｄ） ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ2（ｕｎｉｔ：ｍ） 表 1 Ｒ06和 Ｒ05上分担的荷载 Ｔａｂｌｅ1 ＬｏａｄｓｈａｒｅｄｂｙＲ06ａｎｄＲ05 支座 模型 1 模型 2 ｘ／ｋＮ ｙ／ｋＮ ｚ／ｋＮ ｘ／ｋＮ ｙ／ｋＮ ｚ／ｋＮ Ｒ06--1 0 －175∙5 186∙4 0 －181∙8 534∙5 Ｒ06--2 49∙6 0 41∙0 －9∙2 0 120∙1 Ｒ06--3 0 －112∙3 608∙7 0 －182∙9 561∙8 Ｒ05--1 0 0 226∙1 0 0 321∙1 Ｒ05--2 50∙9 0 339∙5 1∙4 0 205∙2 Ｒ05--3 0 0 247∙1 0 0 309∙8 形值为 1∙92ｍｍ模型 1由于支架的影响整个结构 沿 ｘ方向倾斜而模型 2的变形关于 ｘ＝16∙845 对称． 图 11和图 12是选取三条纵向线上节点的应力 和变形曲线．模型 1和模型 2的应力的分布改变很 小仅在通过 Ｒ06--2的线上的应力分布有变化．如 图 12所示模型 1和模型 2上的变形分布相似但 是模型 1的变形值是模型 2的 7倍． 实心点代表支座 Ｒ06的位置提取点为图中点划线所在的位置 图 8 支座 Ｒ06附近分析点的位置 （单位：ｍｍ） Ｆｉｇ．8 ＬｏｃａｔｉｏｎｏｆｔｈｅａｎａｌｙｓｉｓｐｏｉｎｔｎｅａｒｔｈｅｓｕｐｐｏｒｔｏｆＲ06（ｕｎｉｔ：ｍｍ ） 3 支架对反应器的影响分析 为了研究支架对反应器的影响将从整体计算 中提取的反应器 （以下简称为模型 3）与单独计算的 反应器 （以下简称模型 4）的结果进行比较分析主 要结果如下． 模型 3的结果为整体中提取的反应器的结果 而模型 4选用文献 ［12］中的计算结果两者结构基 本相似用模型 3和模型 4的结果进行对比说明支 架变形对反应器上应力和变形分布的影响．从 图 13（ａ）和 （ｂ）比较可以发现忽略应力集中的部 分模型 3和模型 4的等效应力值均小于容许应力 ·127·
,128 北京科技大学学报 第33卷 120 于反应器支座所在支架层上的变形不对称影响了反 100 →模型1→模型2 应器的变形分布.模型3的变形平均值是20mm,模 价特0 型4变形平均值是5mm,可见考虑支架变形时反应 器上的变形要比不考虑支架变形时的大4倍 17 21 25 +模型1x=13.195*模型2x=13.195 一模型1x=16.845+模型2x=16.845 横向坐标值m 图9横向的等效应力值曲线 +模型1x=20.470。-模型2x=20.470 100 80 Fig 9 Horizontal equivalent stress curve % 16r 20 2 -0.5 -0.1 0.3 0.7 ◆模型1。模型2 纵向坐标值m 图11纵向等效应力曲线 Fig 11 Longitdinal equivalent stress curves 13 17 21 25 横向坐标值m +模型1x=13.195·模型2x=13.195 一模型1x=16.845→模型2x=16.845 图10横向变形值曲线 20r ◆模型1x-20.470。模型2x=20.470 F 10 Horigontal defomation curve 值93MPa但是模型4的应力分布要比模型3更均 2 匀，从变形上比较可以发现，反应器结构基本对称， 4 施加的荷载也对称，因此单独计算时反应器上的变 09 -0.5 0.10.3 0.7 形分布对称，如图13(d),但是，考虑到支架变形的 纵向坐标值/m 影响时反应器上的变形分布不对称，有向x反方向 图12纵向变形曲线 和y方向上倾倒的趋势，如图13(c)所示，主要是由 Fig 12 Longitdinal defomation curves NODAL SOLUTION a b SUR-I TIMEsI SEQV (AVG) DMX=0.042071 5MN=1182g SMX=0.455x10P 18290101×100302×100304x104m5×10 0.506x100.152×10r0253x10r0354×10r 0.480x10 NODAL SOLUTION (c) N SUB- TIME=1 USUM (AUG) RSYS-0 DMX0.63406 S3N=0.008956 5MX=0.063406 0流sg脱，股品5品17脱% ao18rm696008015s架7流1o7m 图13模型三和模型四的应力和变形云图.(a)模型3等效应力云图（单位：Pa):(b)模型4等效应力云图（单位：Pa):(c)模型3变形云图 (单位：m):(d)模型4变形云图（单位：m) Fig 13 Stress and defomation contours ofM odel3 and Model4 (a)equivaknt stress con tours ofModel3 (unit Pa):(b)equivalent stress con- fours ofModel4 (unit Pa):(c)defomation contours ofModel 3 (unit m):(d)defomation contours ofModel4 (unit m)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 图 9 横向的等效应力值曲线 Ｆｉｇ．9 Ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｕｒｖｅ 图 10 横向变形值曲线 Ｆｉｇ．10 Ｈｏｒｉｚｏｎｔａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｕｒｖｅ 值 93ＭＰａ但是模型 4的应力分布要比模型 3更均 匀．从变形上比较可以发现反应器结构基本对称 施加的荷载也对称因此单独计算时反应器上的变 形分布对称如图 13（ｄ）．但是考虑到支架变形的 影响时反应器上的变形分布不对称有向 ｘ反方向 和 ｙ方向上倾倒的趋势如图 13（ｃ）所示主要是由 于反应器支座所在支架层上的变形不对称影响了反 应器的变形分布．模型3的变形平均值是20ｍｍ模 型 4变形平均值是 5ｍｍ可见考虑支架变形时反应 器上的变形要比不考虑支架变形时的大 4倍． 图 11 纵向等效应力曲线 Ｆｉｇ．11 Ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｕｒｖｅｓ 图 12 纵向变形曲线 Ｆｉｇ．12 Ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｕｒｖｅｓ 图 13 模型三和模型四的应力和变形云图．（ａ）模型 3等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｂ）模型 4等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｃ）模型 3变形云图 （单位：ｍ）；（ｄ）模型 4变形云图 （单位：ｍ） Ｆｉｇ．13 ＳｔｒｅｓｓａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ3ａｎｄＭｏｄｅｌ4：（ａ） ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ3（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｂ） ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｏｎ- ｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ4（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｃ） ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ3（ｕｎｉｔ：ｍ）；（ｄ） ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆＭｏｄｅｌ4（ｕｎｉｔ：ｍ） ·128·
第1期 宋波等：考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值分析 .129 取反应器中第一层催化剂层作比较，图14(a) 果看出，模型3和模型4中催化剂第一层的变形分 和(b)分别是两种计算情况下第一层催化剂的应力 布基本相似，最大变形值均出现在这一层中心偏上 云图，两者的应力值均在80MPa左右，应力分布相 的位置，但模型3变形最大值为36.7mm,模型4的 似，在x方向上呈对称分布，图14(c)和(d)是两种 变形最大值为22.0mm. 模型中催化剂第一层的变形云图，从二者的比较结 (a) N (b) NODAL SOLUTION STEP=1 D1K0.022027 SUR-1 sMN-41895 TIME=I S0MX-0183x10 51N=1596 s1X=0455×10 04I850408x00815x100122x100.163x1r 0.204x100612x10㎡0.102x1㎡0143x1f0183×0m (c)NODALSOLUTION (d④ STEP-L TIME= USUM (AVC) S-.22 RSYS-0 DX=0.03669 sN-0.011732 SMX-0.036696 o品器7w品s品，需流6% 0.000393.005200001000800148150019623 0.0027970.007604001241200172190.022027 图14模型3和模型4的第一层催化剂层的应力和变形云图.(a)模型3的第一层催化剂层等效应力云图（单位：Pa):(b)模型4的第一层 催化剂层等效应力云图（单位：Pa):(c)模型3的第一层催化剂层变形云图（单位：m)片(d)模型4的第一层催化剂层变形云图（单位：m) Fig 14 Stress and defomation contours of the first catalyst layer ofModel3 and Model4 (a)equivalent stress contours of the first catalyst layer of Model3 (unit Pa):(b)equivalent stress contours of the first catalyst layer ofM odel4 (unit Pa):(c)defomation contours of the first catalyst lay er ofModel3 (unit m):(d)defomation contours of the first catalyst layer ofModel4 (unit m) 从以上结果可知，支架的变形主要对烟道出口 求，但是在烟道水平段底面、倾斜段上部的底面及竖 和反应器的变形分布产生了影响，不考虑支架变形 直段的应力值较大，这些部位在设计过程中需要 时烟道出口和反应器都是对称结构且施加的荷载对 注意 称，但是将支架变形考虑在内时，施加的荷载不对 (2)以烟道出口为研究对象，结果显示，当考虑 称，导致两者的变形分布也不对称，从烟道出口支 支架变形时，烟道出口上的平均变形值是不考虑支 座RO6处及反应器壁板上的变形分布可以看出，不 架变形时的2倍，在支座R06所在附近表现较为明 考虑支架变形时结构的变形远小于《火力发电厂烟 显，但是对于烟道出口的应力值影响较小 风煤粉管道设计技术规程》中规定的许用变形，当 (3)以反应器为研究对象，结果显示，当考虑支 考虑支架变形时烟道出口和反应器的变形值均比不 架变形时，反应器上的平均变形值是不考虑支架变 考虑支架变形时的大，变形值成倍增长，但是，支架 形时的4倍，反应器上的变形分布明显具有非对称 的变形对于烟道出口和反应器的应力分布及应力值 性，但是反应器上的应力值及分布改变较小， 影响不大 由结论(2)和(3)可知，单独计算整体中的某一 4结论 部分所得的变形要远小于实际变形，因此进行整体 分析对于验证结构的稳定性有重要的意义，当以强 (1烟道、反应器和支架整体结构的强度基本 度为控制因素进行设计时，烟道和反应器进行单独 小于许用应力93MPa说明结构的强度值满足要 计算的设计方法是可行的
第 1期 宋 波等： 考虑支架变形影响的大型脱硝反应器及烟道结构数值分析 取反应器中第一层催化剂层作比较图 14（ａ） 和 （ｂ）分别是两种计算情况下第一层催化剂的应力 云图两者的应力值均在 80ＭＰａ左右应力分布相 似在 ｘ方向上呈对称分布．图 14（ｃ）和 （ｄ）是两种 模型中催化剂第一层的变形云图．从二者的比较结 果看出模型 3和模型 4中催化剂第一层的变形分 布基本相似最大变形值均出现在这一层中心偏上 的位置但模型 3变形最大值为 36∙7ｍｍ模型 4的 变形最大值为 22∙0ｍｍ． 图 14 模型 3和模型 4的第一层催化剂层的应力和变形云图．（ａ）模型 3的第一层催化剂层等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｂ）模型 4的第一层 催化剂层等效应力云图 （单位：Ｐａ）；（ｃ）模型 3的第一层催化剂层变形云图 （单位：ｍ）；（ｄ）模型 4的第一层催化剂层变形云图 （单位：ｍ） Ｆｉｇ．14 ＳｔｒｅｓｓａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｃａｔａｌｙｓｔｌａｙｅｒｏｆＭｏｄｅｌ3ａｎｄＭｏｄｅｌ4：（ａ） ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｃａｔａｌｙｓｔｌａｙｅｒｏｆ Ｍｏｄｅｌ3（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｂ）ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｓｔｒｅｓｓｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｃａｔａｌｙｓｔｌａｙｅｒｏｆＭｏｄｅｌ4（ｕｎｉｔ：Ｐａ）；（ｃ）ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｃａｔａｌｙｓｔｌａｙ- ｅｒｏｆＭｏｄｅｌ3（ｕｎｉｔ：ｍ）；（ｄ） ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｃｏｎｔｏｕｒｓｏｆｔｈｅｆｉｒｓｔｃａｔａｌｙｓｔｌａｙｅｒｏｆＭｏｄｅｌ4（ｕｎｉｔ：ｍ） 从以上结果可知支架的变形主要对烟道出口 和反应器的变形分布产生了影响不考虑支架变形 时烟道出口和反应器都是对称结构且施加的荷载对 称但是将支架变形考虑在内时施加的荷载不对 称导致两者的变形分布也不对称．从烟道出口支 座 Ｒ06处及反应器壁板上的变形分布可以看出不 考虑支架变形时结构的变形远小于 《火力发电厂烟 风煤粉管道设计技术规程 》中规定的许用变形当 考虑支架变形时烟道出口和反应器的变形值均比不 考虑支架变形时的大变形值成倍增长．但是支架 的变形对于烟道出口和反应器的应力分布及应力值 影响不大． 4 结论 （1）烟道、反应器和支架整体结构的强度基本 小于许用应力 93ＭＰａ说明结构的强度值满足要 求但是在烟道水平段底面、倾斜段上部的底面及竖 直段的应力值较大这些部位在设计过程中需要 注意． （2）以烟道出口为研究对象结果显示当考虑 支架变形时烟道出口上的平均变形值是不考虑支 架变形时的 2倍在支座 Ｒ06所在附近表现较为明 显但是对于烟道出口的应力值影响较小． （3）以反应器为研究对象结果显示当考虑支 架变形时反应器上的平均变形值是不考虑支架变 形时的 4倍反应器上的变形分布明显具有非对称 性但是反应器上的应力值及分布改变较小． 由结论 （2）和 （3）可知单独计算整体中的某一 部分所得的变形要远小于实际变形因此进行整体 分析对于验证结构的稳定性有重要的意义．当以强 度为控制因素进行设计时烟道和反应器进行单独 计算的设计方法是可行的． ·129·
,130 北京科技大学学报 第33卷 参考文献 [7]Hou QW,LiY C Gao S B Finite element analysis of gas duct [1]ShiX.NumericalSinulation and Study on the F he of Electrosta tic structure based on ANSYS in W FGD.Electr Power Envimon Prot Prcipita or D issertation]Hefei HefeiUniversity of Technolgy 2007,23(4):47 2007 (侯庆伟，李永臣，高普彬·基于ANSYS的脱硫烟道结构有限 元分析.电力环境保护，2007,23(4)：47) (施项.电除尘器烟道的数值模拟研究学位论文]合肥：合肥 工业大学，2007) [8]Chen G C.W ang B F.Zhou J B.et al Elastoplastic fnite ele- [2]Elctric Industry Standan of the People's Republic of China DL/ ment analysis of power plant fhes Eng JWuhan Univ 2008 41, T5121-2000 Technical Code for Design of Themal Power Plant 233 Air&Fhe Gas Ducts/Raw Coal&Pulverind Coal Piping Bei (陈恭才，汪碧飞，周剑波，等.电厂烟道设计的弹塑性有限元 jng China Electric Power Press 2000 分析.武汉大学学报：工学版，200841：233) (仲华人民共和国电力行业标准.DL个512-2000火力发电 [9]Song B LiC X.Sun B D.et al Numerical analysis on the stmue- 厂烟风煤粉管道设计技术规程.北京：中国电力出版社，2000) hre of sekctive catalytic reduction reactors in a heatengine plant [3]Sun K Q Shen T Optin ization design of flue gas desulphurization based on lge defomation JUniv SciTechnol Beijing 2009,31 ducts Water Conserv Eletr Power Mad 2005.27(1):56 (11):1373 (孙克勤，沈涛，烟气脱硫装置烟道的精准优化设计·水利电力 (宋波，李春霞，孙北东，等。考虑大变形影响的大型脱硝反 机械，200527(1)：56) 应器结构数值分析，北京科技大学学报，200931(11)： 1373) [4]Zhao JL Fu W L Yang H.Research on the optinum design of FGD flue thickness and its reinforement Eketr Equip 2005 6 [10]Song B.W ang L LuoX L etal Buckling behavior of thin steel (11):70 sheets with ribed stiffeners in a selective catalytic mactor J (赵经濂，傅文玲，杨虹，脱硫烟道壁厚及其加固肋设计优化探 Univ SeiTechnol Beijng 2010 32(8):1094 讨.电力设备，20056(11)：70) (宋波，王利，罗晓玲，等.大型反应器加劲薄钢板结构屈曲 性能.北京科技大学学报，201032(8)：1094) [5]LiS L ShiY J W ang Y Q.et al Stability analysis on steel fle [11]NomalStandan of the People's Republic ofChina GB500017- gas duct in large themal power plant J Changsha Univ Electr Power Nat Sci 2006 21(3):20 2003 Code Foe Design of Steel Stmuctum Beijing China Arhi (李圣良，石永久，王元清，等.大型火力发电厂钢烟道结构的 techure&Builing Press 2003 稳定性分析.长沙电力学院学报：自然科学版，200621(3)： (中华人民共和国国家标准.GB500017一2003钢结构设计规 范·北京：中国建筑工业出版社，2003) 20) [6]W ang X.Guo X M.Zhang H.et al Design analysis of stiffening [12]Sun B D.Buckling Ana lysis of Stiffened Thin Plate and Applica- ribs for ais fue gas and pulverized coal piping in themal power tion in Selective Catalytie Reduction Reactor[Dissertation].Bei plants Power SciEng 2006(3):17 jng University of Science and Technobgy Beijing 2009 (孙北东·加劲薄钢板屈曲特性及在脱硝反应器结构分析中 (王欣，郭小明，张辉，等.火力发电厂烟风煤粉管道加固肋设 计计算方法.电力科学与工程，2006(3)：17) 的应用[学位论文]北京：北京科技大学，2009)
北 京 科 技 大 学 学 报 第 33卷 参 考 文 献 ［1］ ＳｈｉＸ．ＮｕｍｅｒｉｃａｌＳｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄＳｔｕｄｙｏｎｔｈｅＦｌｕｅｏｆＥｌｅｃｔｒｏｓｔａｔｉｃ Ｐｒｅｃｉｐｉｔａｔｏｒ［Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ］．Ｈｅｆｅｉ：ＨｅｆｅｉＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ 2007 （施项．电除尘器烟道的数值模拟研究 ［学位论文 ］．合肥：合肥 工业大学2007） ［2］ ＥｌｅｃｔｒｉｃＩｎｄｕｓｔｒｙＳｔａｎｄａｒｄｏｆｔｈｅＰｅｏｐｌｅʾｓＲｅｐｕｂｌｉｃｏｆＣｈｉｎａ．ＤＬ／ Ｔ5121－2000ＴｅｃｈｎｉｃａｌＣｏｄｅｆｏｒＤｅｓｉｇｎｏｆＴｈｅｒｍａｌＰｏｗｅｒＰｌａｎｔ Ａｉｒ＆ＦｌｕｅＧａｓＤｕｃｔｓ／ＲａｗＣｏａｌ＆ ＰｕｌｖｅｒｉｚｅｄＣｏａｌＰｉｐｉｎｇ．Ｂｅｉ- ｊｉｎｇ：ＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＰｒｅｓｓ2000 （中华人民共和国电力行业标准．ＤＬ／Ｔ5121－2000火力发电 厂烟风煤粉管道设计技术规程．北京：中国电力出版社2000） ［3］ ＳｕｎＫＱＳｈｅｎＴ．Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎｄｅｓｉｇｎｏｆｆｌｕｅｇａｓｄｅｓｕｌｐｈｕｒｉｚａｔｉｏｎ ｄｕｃｔｓ．ＷａｔｅｒＣｏｎｓｅｒｖＥｌｅｃｔｒＰｏｗｅｒＭａｃｈ200527（1）：56 （孙克勤沈涛．烟气脱硫装置烟道的精准优化设计．水利电力 机械200527（1）：56） ［4］ ＺｈａｏＪＬＦｕＷ ＬＹａｎｇＨ．Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｔｈｅｏｐｔｉｍｕｍｄｅｓｉｇｎｏｆ ＦＧＤｆｌｕｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓａｎｄｉｔｓｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ．ＥｌｅｃｔｒＥｑｕｉｐ20056 （11）：70 （赵经濂傅文玲杨虹．脱硫烟道壁厚及其加固肋设计优化探 讨．电力设备20056（11）：70） ［5］ ＬｉＳＬＳｈｉＹＪＷａｎｇＹＱｅｔａｌ．Ｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓｏｎｓｔｅｅｌｆｌｕｅ ｇａｓｄｕｃｔｉｎｌａｒｇｅｔｈｅｒｍａｌｐｏｗｅｒｐｌａｎｔ．ＪＣｈａｎｇｓｈａＵｎｉｖＥｌｅｃｔｒ ＰｏｗｅｒＮａｔＳｃｉ200621（3）：20 （李圣良石永久王元清等．大型火力发电厂钢烟道结构的 稳定性分析．长沙电力学院学报：自然科学版200621（3）： 20） ［6］ ＷａｎｇＸＧｕｏＸＭＺｈａｎｇＨｅｔａｌ．Ｄｅｓｉｇｎａｎａｌｙｓｉｓｏｆｓｔｉｆｆｅｎｉｎｇ ｒｉｂｓｆｏｒａｉｒｆｌｕｅｇａｓａｎｄｐｕｌｖｅｒｉｚｅｄｃｏａｌｐｉｐｉｎｇｉｎｔｈｅｒｍａｌｐｏｗｅｒ ｐｌａｎｔｓ．ＰｏｗｅｒＳｃｉＥｎｇ2006（3）：17 （王欣郭小明张辉等．火力发电厂烟风煤粉管道加固肋设 计计算方法．电力科学与工程2006（3）：17） ［7］ ＨｏｕＱＷＬｉＹＣＧａｏＳＢ．Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｇａｓ-ｄｕｃｔ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｂａｓｅｄｏｎＡＮＳＹＳｉｎＷＦＧＤ．ＥｌｅｃｔｒＰｏｗｅｒＥｎｖｉｒｏｎＰｒｏｔ 200723（4）：47 （侯庆伟李永臣高善彬．基于 ＡＮＳＹＳ的脱硫烟道结构有限 元分析．电力环境保护200723（4）：47） ［8］ ＣｈｅｎＧＣＷａｎｇＢＦＺｈｏｕＪＢｅｔａｌ．Ｅｌａｓｔｏｐｌａｓｔｉｃｆｉｎｉｔｅｅｌｅ- ｍｅｎｔａｎａｌｙｓｉｓｏｆｐｏｗｅｒｐｌａｎｔｆｌｕｅｓ．ＥｎｇＪＷｕｈａｎＵｎｉｖ200841： 233 （陈恭才汪碧飞周剑波等．电厂烟道设计的弹塑性有限元 分析．武汉大学学报：工学版200841：233） ［9］ ＳｏｎｇＢＬｉＣＸＳｕｎＢＤｅｔａｌ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌａｎａｌｙｓｉｓｏｎｔｈｅｓｔｒｕｃ- ｔｕｒｅｏｆｓｅｌｅｃｔｉｖｅｃａｔａｌｙｔｉｃｒｅｄｕｃｔｉｏｎｒｅａｃｔｏｒｓｉｎａｈｅａｔ-ｅｎｇｉｎｅｐｌａｎｔ ｂａｓｅｄｏｎｌａｒｇｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ．ＪＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉｊｉｎｇ200931 （11）：1373 （宋波李春霞孙北东等．考虑大变形影响的大型脱硝反 应器结构数值分析．北京科技大学学报200931（11）： 1373） ［10］ ＳｏｎｇＢＷａｎｇＬＬｕｏＸＬｅｔａｌ．Ｂｕｃｋｌｉｎｇｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｔｈｉｎｓｔｅｅｌ ｓｈｅｅｔｓｗｉｔｈｒｉｂｂｅｄｓｔｉｆｆｅｎｅｒｓｉｎａｓｅｌｅｃｔｉｖｅｃａｔａｌｙｔｉｃｒｅａｃｔｏｒ．Ｊ ＵｎｉｖＳｃｉＴｅｃｈｎｏｌＢｅｉｊｉｎｇ201032（8）：1094 （宋波王利罗晓玲等．大型反应器加劲薄钢板结构屈曲 性能．北京科技大学学报201032（8）：1094） ［11］ ＮｏｒｍａｌＳｔａｎｄａｒｄｏｆｔｈｅＰｅｏｐｌｅʾｓＲｅｐｕｂｌｉｃｏｆＣｈｉｎａ．ＧＢ500017－ 2003ＣｏｄｅＦｏｅＤｅｓｉｇｎｏｆＳｔｅｅｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｂｅｉｊｉｎｇ：ＣｈｉｎａＡｒｃｈｉ- ｔｅｃｔｕｒｅ＆ＢｕｉｌｄｉｎｇＰｒｅｓｓ2003 （中华人民共和国国家标准．ＧＢ500017－2003钢结构设计规 范．北京：中国建筑工业出版社2003） ［12］ ＳｕｎＢＤ．ＢｕｃｋｌｉｎｇＡｎａｌｙｓｉｓｏｆＳｔｉｆｆｅｎｅｄＴｈｉｎＰｌａｔｅａｎｄＡｐｐｌｉｃａ- ｔｉｏｎｉｎＳｅｌｅｃｔｉｖｅＣａｔａｌｙｔｉｃＲｅｄｕｃｔｉｏｎＲｅａｃｔｏｒ［Ｄｉｓｓｅｒｔａｔｉｏｎ］．Ｂｅｉ- ｊｉｎｇ：ＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＢｅｉｊｉｎｇ2009 （孙北东．加劲薄钢板屈曲特性及在脱硝反应器结构分析中 的应用 ［学位论文 ］．北京：北京科技大学2009） ·130·
