SCR 脫硝系統的煙道及支架有限元分析

任博林，尹成，任凱

（西安西礦環保科技有限公司，西安 710075）

氮氧化物（NOx）是造成大氣污染的主要成分之一，選擇性催化還原（SCR）脫硝技術由于其脫硝效率高、經濟性好、運行可靠和二次污染低等優點，成為國內外應用最廣泛的脫硝技術之一[1]。

脫硝系統中煙氣溫度常常會達到300℃以上，因而脫硝系統中的所有結構就不得不考慮熱應力的影響。趙鵬等[2]研究了布袋除塵器鋼結構的熱應力，為布袋除塵器鋼結構的優化設計提供了理論依據。張永生等[3]對高溫作用下鋼框架模型進行了失效分析，得出鋼框架的耐火極限和臨界溫度。李博聰[4]對高溫煙道進行了應力計算和驗證，并結合實際經驗制定了煙道支架與煙道之間應力集中的解決方案，完成了煙道支架的設計和技術改造。

工程中經常出現由于熱膨脹產生的應力集中使結構損壞的情況，而高溫煙道長時間工作產生的熱應力集中往往會造成煙道及其支架的損壞，因此，研究高溫煙道熱應力對支架的影響尤為重要。本文基于ABAQUS 有限元軟件及Midas-Gen 鋼結構分析軟件分別建立高溫煙道有限元模型及鋼支架模型，通過分析高溫煙道的應力及變形，確定煙道的布筋形式，并將計算所獲得的支反力導入鋼支架模型的相關位置，進而分析鋼支架的組合應力、變形及穩定性，可確保高溫煙道及鋼支架的設計更加可靠。

1 工程背景

1.1 工藝布置

某冶金行業SCR 脫硝系統中豎向煙道工藝布置及支架布置如圖1 所示，煙道下端連接GGH 換熱器，上端連接脫硝反應器。

圖1 煙道及其支架示意

1.2 工況參數

煙氣溫度為300℃；負壓為5800Pa；檢修載荷為200kg/m2；風壓為1kN/m2；地震烈度為7 級。

2 建立有限元模型

根據圖1，利用ABAQUS 有限元軟件建立煙道的有限元模型，利用Midas-Gen 軟件建立鋼支架模型。通過對比四種工況+X 風、-X 風、+Y 風、-Y 風的煙道受力程度，可知+X 向風為最惡劣工況，因此本文只對+X 向風工況進行建模分析。

2.1 煙道模型

煙道壁板厚6mm、橫向間隔2m 設置一圈槽鋼（100mm×48mm×5.3mm）、軸向間隔1.5m 設置一道扁鋼（100mm×6mm）、煙道內部間隔2m 設置十字支撐管（114mm×4mm）。

2.1.1 材料參數

材料采用Q355B，高溫彈性模量取1.79×1011Pa，密度為7850kg/m3，泊松比為0.3，20℃的許用應力為305MPa，300℃的許用應力為198MPa，導熱系數為38.7W/（m·K），熱膨脹系數為1.3×10-5K-1。

2.1.2 約束條件

煙道支撐設置18 個支座，支座的布置如圖2 所示，圖中數字代表各個支座的編號，以便后文的分析敘述。所有支座約束豎直方向，支座8#及17#設置X 向限位、4#及12#設置Y 向限位。

圖2 支座限位示意圖

此外，在煙道底部及頂部位置設置兩個防晃限位，在+X 工況下，在模型中約束限位（一）的+X方向及限位（二）的表面法線方向（見圖3）。

圖3 煙道約束示意圖

2.1.3 載荷添加

煙道本體溫度為300℃，自身重力通過對模型施加重力加速度實現，煙道內壁受負壓5800Pa，煙道外表面受+X 向風壓1kN/m2。

2.2 鋼支架模型

鋼支架材料選用Q355B，立柱、橫梁、限位梁及底層斜撐型材為H 型（250mm×250mm×9mm×14mm），斜拉筋型材為鋼管Φ168mm×6mm，支撐層橫梁型材為400mm×200mm×8mm×13mm，支撐梁為250mm×250mm×9mm×14mm，立柱底部固定約束。

將煙道計算提取的支反力添加至鋼支架相應位置，其余載荷包括：鋼支架自重，每層添加檢修載荷200kg/m2，風壓1kN/m2，地震烈度7 級。

3 計算結果及分析

為綜合分析煙道及其支架設計的合理性以及對原設備產生的影響，從以下兩個方面進行分析：

（1）高溫煙道：分析煙道的應力、軸向及徑向膨脹位移，為膨脹節設計和限位設置提供參考，并提取約束處及限位處的支反力以便鋼支架添加載荷使用。

（2）鋼支架：通過將煙道分析中提取的支反力添加至鋼支架模型，研究鋼支架綜合受力后的應力、變形及穩定性。

3.1 煙道分析

3.1.1 支座反力

經過首次計算得到煙道的18 個支座支撐（編號順序見圖2）Z 向支反力，如表1 所示。由表1 可以發現，1#—7#及18#均出現了拉力，即煙道呈現向+X 向傾倒的趨勢，而實際情況中受拉支座不受豎直力，因此將這8 個支座的豎直方向位移約束釋放后進行二次計算。

表1 支座反力（單位：kN）

二次計算后，各個支座的豎直方向位移（其余支座豎直方向位移為0）如表2 所示。由表2 可知，支座1#、2#、3#、4#、5#、6#、7#及18#八處均出現了不同程度的脫離情況，但位移極小。脫離位移最大的為6#支座，其豎直方向位移云圖如圖4 所示，僅為1.04mm。

表2 +X 風工況受拉支座的豎直位移

圖4 支座脫離位移云圖（變形放大系數50）

計算獲得的各支座反力如表3 所示。由表3 可知，8#及17#支座的X 向反力均為-26kN，4#支座的Y 向反力為-46kN，12#支座的Y 向反力為46kN。另外，在煙道的限位（一）處的支反力為X 向-79kN，限位（二）處的支反力為X 向-94kN、Z 向79kN。

表3 支座反力（單位：kN）

3.1.2 應力結果

有限元計算后得到+X 向風壓工況下的高溫煙道的應力分布云圖如圖5 所示。由圖5 可知，煙道的下方限位（一）及限位（二）區域應力較大，煙道整體的最大應力值為175.6MPa，滿足要求。

3.1.3 變形結果

煙道壁板變形按照板的較短邊的1/50 進行校核，可得煙道壁板的許用撓度為30mm，煙道壁板在綜合工況下的變形情況圖6 所示。由圖6 可知，其最大撓度值為23mm，滿足要求。

圖6 煙道壁板最大變形（變形放大系數40）

煙道輪廓變形前后對比如圖7 所示。由圖7 可知，煙道的向上膨脹位移為52.6mm、向下膨脹位移為26.7mm，共膨脹79.3mm。

圖7 煙道輪廓變形前后對比圖（變形放大系數40）

一般情況下，為了得到膨脹節設計所需參數，利用下式可計算出理想條件下煙道的膨脹位移：

其中：δ為膨脹位移；k為膨脹系數；ΔT為溫差值；L為煙道總長（21.6m）。

理想條件下煙道受溫300℃時的膨脹位移為：

可以發現理論計算的膨脹位移（上下兩側膨脹位移相加）與仿真結果幾乎一致，為膨脹節的設計提供了參考依據。

煙道支撐處及限位處的變形如圖8 所示。圖8（a）為限位（一）處煙道輪廓變形圖，可知X 向位移為17.5mm、Y 向位移最大為19.7mm，因此該處限位梁的設置須滿足X 向大于17.5mm、Y 向大于19.7mm。

圖8 限位處及支撐處煙道變形（變形放大系數40）

圖8（b）為支撐處煙道輪廓變形圖，可以發現X 向位移為10.5mm、Y 向位移為13.3mm，所以此處X 向橫梁距煙道須大于10.5mm、Y 向橫梁距煙道須大于13.3mm。

限位（二）處的煙道軸向位移云圖如圖8（c）所示。由圖8（c）可以發現，此處煙道的軸向位移為48.3mm，由此可以確定此處限位梁附近48.3mm區域均須設置滑動材料。

3.2 鋼支架分析

鋼支架在荷載組合包絡值下的應力情況見圖9，最大應力為256MPa，可見主體結構在所有荷載組合下能夠滿足強度要求。

圖9 荷載組合包絡值下的主框架應力

風荷載和地震荷載作用下結構變形如圖10 所示（X向為橫向、Y向為縱向）。兩個方向風載標準值作用下，較大的頂點位移10.6mm，即結構總高度為1752mm，小于《鋼結構設計規范》（GB 50017—2017）[5]中對多層框架柱頂位移的要求（＜500mm）。

圖10 水平荷載作用下的結構位移

對于鋼結構，設計復核時除驗算整體內力、變形外，還需進行構件截面的驗算，即計算構件的強度、穩定性、長細比等是否滿足規范要求[6]。為保證結構的安全可靠，本工程設計中將框架柱的組合應力比控制在0.85 以內，其他構件的組合應力比控制在1 以內，框架部分主要構件截面最大應力比見表4，滿足前述應力比控制要求，故主體結構在所有荷載組合下能夠滿足穩定性要求。

表4 不同截面最大應力比

4 結語

利用ABAQUS 及Midas-Gen 軟件分別建立了高溫SCR 脫硝系統中新增煙道的三維有限元模型，并對其在最惡劣工況下進行了計算和分析，得到了以下計算結果：

（1）獲得了滿足要求的煙道型材布置，各支座、限位處的支反力可為鋼支架計算提供更全面的載荷。

（2）根據煙道的軸向膨脹位移、支座位移及限位處的變形結果，可以分別給膨脹節設計、限位支座設置、限位梁設置提供參考。

（3）在綜合考慮所有載荷的工況下，鋼支架的型材均滿足要求，為高溫煙道支架的優化設計奠定了基礎。