(1. 新疆新华水电投资股份有限公司,邮编830017 2.中国电建集团,邮编100024 3.国能电力工程管理有限公司,邮编100010)
摘要:为了满足高压钢岔管在电站高泥沙工况下的运行条件,满足钢岔管部位受力要求,在发挥材料强度的同时,达到降低管壁厚度、减少泥沙磨损、延长使用寿命、同时达到降低投资的目的。本文对某水电站上“卜”形高压钢岔管的体型进行了优化设计,研究中考虑到该岔管体型复杂,内水压力大及岔管布置处复杂的地基条件,在常规计算得出岔管体型结构的基础上,采用有限元计算软件对钢岔管体型进行了优化分析与设计。通过对腰线转折角、岔管壁厚以及肋板宽度不断调整,最终确定推荐尺寸钢岔管。经对推荐尺寸钢岔管结构分析后发现,体型优化设计后钢岔管在满足设计安全要求的前提下,极大提升了工程经济性,满足电站安全使用要求。
关键词:钢岔管;体型优化设计;结构设计;水利水电工程设计;ANSYS有限元模拟。
1 概述
某水电站位于新疆阿克苏地区拜城县,电站总装机容量160MW,电站单独调节时,多年平均发电量5.424亿kWh,年利用小时数3390h。
电站采用引水式开发,由渠首、引水系统、岸边厂房、尾水建筑物等组成。渠首建筑物包括进水闸、引水明渠、泄洪冲沙闸、泄水明渠和侧堰,总长298.6m。引水系统长约15.8km(沿4#机),引用流量66.0m3/s,引水隧洞开挖洞径5.94m,调压室采用阻抗式调压室,发电厂房为岸边式厂房,装4台(2台单机70MW,2台单机10MW)立轴混流式水轮发电机组。
本工程压力管道采用钢板衬砌,全长905.19m,采用一管四机的布置形式,1#、2#支管长51.74m, 3#、4#支管长64.11m,共设有三个岔管。根据机组布置和大小机流量关系,岔管采用一个“卜”型岔、两个“Y”型岔。主管为地下埋管,壁厚12~40mm,支管为明管,壁厚为24~30mm。1#钢岔管为“卜”型结构,考虑到该岔管存在各支管尺寸相差较大,流量分配极不均匀,岔管布置在深厚覆盖层等不利因素,故采用传统解析法确定岔管体型存在不足。通过三维有限元计算,计算岔管应力,对1#岔管体形进行优化,研究分析各部位不同工况下的应力、变形,确保优化后的岔管设计安全、经济。图1.1为“卜”型钢岔管照片:
图1.1 某电站高压钢岔管现场实拍图
2 钢岔管体型优化设计
利用ANSYS有限元计算软件,采用线弹性模型,针对优化前方案进行正常运行工况下三维有限元计算,根据《水电站压力钢管设计规范》(NB/T 35056-2015)的规定,正常运行工况下荷载由静水压力和水击压力组成内水压力,分项系数分别为1.0、1.1,经计算内水压力设计值为3.997MPa。岔管钢材拟采用07MnCrMoVR型调质钢板,钢材的力学性能参数见表2-1。
表2-1 钢材力学性能参数
厚度(mm) | 重度(N/mm3) | 弹性模量(N/mm2) | 泊松比 | 线膨胀系数(℃) | 屈服强度σS(MPa) | 抗拉强度σb(MPa) | 抗拉、抗压、抗弯强度标准值 | 抗拉、抗压、抗弯强度设计值 | ||||
明管fsk(MPa) | 明管fsMPa) | |||||||||||
16~50 | 7.85×10-5 | 2.06×105 | 0.30 | 1.2×10-5 | 490 | 610 | 410 | 370 | ||||
在电站正常运行工况下进行体型优化设计,主要针对腰线转折角、岔管壁厚、肋板宽度进行优化设计。将优化设计前后岔管各部位的应力及变形进行对比,确定推荐方案的岔管体型。优化设计钢岔管满足应力分布合理、变形均匀且较小、肋宽比合理等要求,同时降低管壁及肋板厚度。优化前钢岔管具体尺寸和体型图分别见表2-2、图2.1。
表2-2 优化设计前钢岔管体型尺寸
注:计算壁厚=表中的壁厚-2mm(锈蚀厚度)。
(a)钢岔管剖面体型图 | (b)钢岔管肋板体型图 | |
图2.1 优化设计前钢岔管体型图 | ||
网格剖分全部采用ANSYS中四节点板壳单元, 月牙肋由于厚度较厚,为分析肋板Z向的应力情况,故采用45号八节点实体单元模拟。由于管径较大,将网格作较细的剖分,直管或锥管段沿圆周划分成80等份。岔管有限元模型计算网格见图2.2所示。
(a)管壳网格 | (b)肋板网格 |
图2.2 钢岔管网格示意图 |
根据优化设计前方案正常工况下三维有限元计算结果,整理各个特征点的环向应力、Mises应力及径向位移如表2-3所列。
表2-3 优化设计前正常运行工况下特征点的应力(MPa)及位移
特征点 | 内表面 | 中面 | 外表面 | 径向位移 | ||||||
明管 | 环向 应力 | Mises 应力值 | 抗力 限值 | 环向 应力 | Mises 应力值 | 抗力 限值 | 环向 应力 | Mises 应力值 | 抗力 限值 | (mm) |
O | 118 | 128 | 305 | 72 | 64 | 259 | 27 | 44 | 305 | 3.1 |
A | 248 | 240 | 305 | 246 | 218 | 259 | 245 | 211 | 305 | -2.8 |
B | 237 | 224 | 305 | 228 | 202 | 259 | 219 | 189 | 305 | -3.3 |
C | 238 | 227 | 305 | 229 | 203 | 259 | 220 | 190 | 305 | -3.1 |
D | 150 | 135 | 305 | 128 | 112 | 259 | 106 | 97 | 305 | -1.4 |
E | 120 | 111 | 305 | 119 | 105 | 259 | 119 | 117 | 305 | -0.9 |
F | 151 | 137 | 305 | 128 | 112 | 259 | 105 | 105 | 305 | -0.5 |
G | 167 | 150 | 305 | 125 | 110 | 259 | 83 | 78 | 305 | -0.8 |
H | 87 | 60 | 305 | 69 | 48 | 259 | 52 | 52 | 305 | -0.7 |
I | 159 | 166 | 305 | 188 | 166 | 259 | 216 | 189 | 305 | 2 |
J | 127 | 129 | 305 | 167 | 149 | 259 | 207 | 179 | 305 | 2.5 |
K | 205 | 187 | 305 | 191 | 173 | 259 | 177 | 158 | 305 | -0.7 |
LB1 | 309 | 289 | 305 | 289 | 301 | 289 | ||||
LB2 | 13 | 289 | 2 | 289 | 10 | 289 | ||||
最大值 | 262 | 305 | 246 | 219 | 259 | 250 | 305 | 5.5 | ||
最大值 部位 | 肋板 | A点 | A点 | A点 | 主岔顶部 | |||||
整体膜应力区最大值 | 187 | 169 | 210 | 188 | 166 | 210 | 188 | 164 | 210 |
2.1 腰线转折角优化设计
根据优化设计前方案的计算结果可知:岔管主管侧管节的主要高应力区在钝角区腰线A、B、C点,这些点的应力显著高于管壳腰线上其它控制点。根据局部膜应力的计算结果可知,正常运行工况下该部位应力的不均匀度为8%,可见在正常运行工况下,岔管主管腰线一侧的局部应力分布较不均匀,这主要是由于A点的转折角度偏大引起的。虽然原方案在腰线转折角应力水平都在抗力限值以内,但从岔管结构优化分析的结果来看,各转折角的应力分布较不均匀,腰线转折角还有一定的优化设计空间。
在保持分岔角不变的情况下,对主管腰线转折角进行优化设计,岔管主管A、B两个转折角由原设计的12°、 8°调整为11°、 9°。根据优化后计算结果表明,岔管的应力及位移分布规律与原设计方案相同,但该部位的应力分布更为均匀,正常运行工况下该部位应力的不均匀度由8%降低为4.3%;且A点的局部膜应力由原先的246MPa降低为239MPa,局部膜应力+弯曲应力也相应的有所降低。因此可见,主管转折角的调整改善了结构受力条件。
2.2岔管壁厚优化设计
经过腰线转折角度优化后,岔管的膜应力区及局部应力区应力均小于抗力限值。可见岔管钢材的性能并没有弯曲发挥,岔管壁厚仍然存在优化空间,因此将岔管主管的壁厚由46mm优化为44mm,支管过渡锥由46mm优化为40mm再进行计算。
根据计算结果,优化设计后整体膜应力最大值由原先的188MPa增加至197MPa,局部膜应力最大值由原先的239MPa增加至252MPa,局部膜应力+弯曲应力最大值由原先的262MPa增加至287MPa,但仍小于各自的抗力限值。对岔管壁厚的调整在发挥材料强度的同时达到了降低管壁厚度、节省钢材、降低投资的目的。
2.3肋板宽度优化设计
经过岔管壁厚的调整后发现,在肋宽比为0.31时,肋板应力控制点LB1的Mises应力为317MPa,大于抗力限值289MPa,这就需要适当加大肋板的宽度,以满足LB1点小于抗力限制的要求。在保持岔管体形、肋板的厚度不变的前提下,对肋板的宽度进行调整,使得肋宽比不断提高直至满足LB1点Mises应力限制的要求。
经过将原设计方案的肋宽比0.31增加至0.347,控制点LB1的应力最大值由原先的317MPa降低为286MPa,小于抗力限值289MPa。
3. 优化后钢岔管结构分析
3.1 钢岔管有限元结果
经过对岔管腰线转折角、壁厚以及肋板宽度的优化,确定某电站钢岔管的推荐尺寸,本节对推荐尺寸的钢岔管进行有限元结构分析,材料的力学参数及模型建立情况与2.钢岔管体型优化中相同。图3.1为正常工况下钢岔管各部位受力云图,图3.2为各特征线应力曲线情况。
(a)正常运行工况内表面Mises应力云图(MPa) | (b)正常运行工况中面Mises应力云图(MPa) |
(c)正常运行工况外表面Mises应力云图(MPa) | (d)正常运行工况合位移云图(m) |
(e)正常运行工况肋板Mises云图(m) | (f)正常运行工况肋板位移云图(m) |
图3.1 正常工况下钢岔管各部位受力云图 | |
(a)AB特征线Mises应力曲线 | (b)BC特征线Mises应力曲线 |
(c)CD特征线Mises应力曲线 | (d)DC特征线Mises应力曲线 |
(e)FG特征线Mises应力曲线 | (f)GH特征线Mises应力曲线 |
(g)HI特征线Mises应力曲线 | (h)IJ特征线Mises应力曲线 |
(i)OC特征线Mises应力曲线 | (j)OK特征线Mises应力曲线 |
(k)OH特征线Mises应力曲线 | |
图3.2 正常工况下特征线Mises应力曲线 |
3.2 钢岔管计算结果分析
根据计算结果,对推荐尺寸的钢岔管在正常运行工况的受力状态进行分析可知:
(1)正常运行工况下所有特征点的局部膜应力+弯曲应力均小于钢材的抗力限值,整个岔管Mises应力最大值、环向应力最大值均小于钢材的抗力限值305MPa,有安全裕度;局部膜应力环向应力、Mises应力均小于抗力限值259MPa,有安全裕度;整体膜应力小于抗力限值210MPa,有安全裕度。
(2)由于岔管结构不对称,故肋板承受一定的侧向弯曲作用且沿肋板厚度方向应力不完全相同,肋板腰部内缘应力高于肋板其他部位,但均小于抗力限值289MPa;除此之外,由于该岔管为非对称结构,其应力分布也呈现不对称性,岔管主管各管节由于管径大于支管各管节,其应力总体上高于支管部分;支管1的管径又大于支管2的管径,其应力总体上高于支管2部分。岔管应力分布复杂的部位在岔管的肋旁管壳一线以及主、支锥相贯线。
(3)由于结构不对称,岔管裆部承受两侧支管的不平衡力,但该处应力值较低,不是岔管设计的应力控制部位。岔管主管腰线的应力显著高于管壳腰线,正常运行工况下,岔管主管腰线一侧的局部应力分布均匀,不均匀度最大为3.8%。岔管1支管侧各管节在正常运行工况状态下的应力值不高,正常运行工况该部位应力的不均匀度最大为4.6%,应力分布较为均匀,且应力值较小。岔管2支管侧各管节在正常运行工况下的应力值较低,均小于200MPa,支管2腰线的局部应力分布较为均匀,且应力水平低,不均匀度最大为8.7%。
(4)腰线转折角呈现一定程度的应力集中,对比内、中、外表面的应力特征线,一般特征线内表面最大,中面次之、外表面较小;在主、支管相贯线OC、OK以及OH的应力较为复杂,在靠近岔管顶部的应力较大。正常运行工况下岔管顶点变位与腰线变位不均匀程度较大,除I、J两点以外其他腰线部位的径向位移均为负值,顶部节点的径向位移都为正值。最大的径向位移发生在主管的顶部,其值为5.4mm。
4.结论与展望
(1)经过体型优化设计,在正常工况下推荐尺寸钢岔管的力学性能以及经济性明显提升,岔管局部膜应力、弯曲应力等力学指标均小于钢材的抗力限制,满足结构安全设计要求。
(2)岔管主管各管节尺寸大于支管各管节,因此主管应力明显大于支管,且应力集中区域主要分布在岔管肋旁管壳一线以及主、支锥相贯线。
(3)相比较岔管主管,支管1、2各点应力指标明显小于主管,整体应力水平较低且分布更加均匀。两支管裆部虽承受来着不同支管的不平衡力,但裆部应力值较低,不属于岔管设计控制部位。
(4)岔管属于非对称结构,肋板承受侧向弯曲作用,肋板腰部内缘应力高于肋板其他部位。在正常工况下,肋板LB1点的局部膜应力为286MPa,仅小于抗力限制3MPa,在后续设计及施工过程中,应加强对肋板处的安全监测。
(5)采用ANSYS有限元计算方法对非对称卜型岔管的研究可以有效的优化岔管体型,改善岔管受力条件,优化壁厚,节约钢材用量,是一种有效的设计手段。本文钢岔管所属电站已投入运行发电多年,经放空维修钢岔管结构安全稳定、运行良好。
参考文献
[1]潘崇仁.新疆某电站卜型钢岔管三维有限元优化分析 [J].广西水利水电,2017,(2).
[2]陈刚.新疆JBK水电站岔管有限元分析计算 [J].水利科技与经济,2018,(6).
[3]水电站压力钢管设计规范(NB/T 35056-2015)[S].北京,中国电力出版社,2016.