袁瑞山，樊 涛，尹海峰，许 可，刘元霖

（西北电力设计院有限公司，陕西 西安 710075）

大口径薄壁管在发电系统中应用广泛，该类管道多用于空冷机组排汽管道[1]、循环水管道[2]、烟风管道[3-4]、供热管道等。此类管道的直径均很大，因此会在管道弯头处产生巨大的盲板力。一般而言，其盲板力通常介于数十吨至数百吨[5]，有些管道甚至达到上千吨[6]。盲板力的存在不仅影响补偿器等的选型[7-8]，对管道自身应力、应变、支吊荷载也具有很大影响。

已有部分学者和工程人员对盲板力进行了初步研究，并获得了一些有意义的结论。周琦等[5,9]对核电凝汽器水室盲板力进行了简要分析，并设计了一种盲板力平衡装置以就地抵消盲板力。罗瑞敏等[6]对架空管道的盲板力进行了简要计算，提出通过设置斜拉杆相互抵消2个弯头之间的盲板力。沈良[10]对天然气管道受到的盲板力进行了一些理论分析，并根据经验对盲板力产生的原因进行简单的经验性总结，但是结论与实际情况存在偏差。赵宝林等[11]对波纹补偿器受到的盲板力进行了计算，论证了波纹补偿器盲板力的计算方法。朱智艳[12]对高炉热风管道破损情况进行了介绍，并提出了消除盲板力的解决办法。刘奇等[13]采用弹性力学方法研究了高炉炉壳在盲板力作用下的变形，提出应在风口开孔位置增加抗变形元件。总体而言，由于上述大口径薄壁管道压力和温度均很低，未能引起工程人员和学者们足够重视，目前对于该类管道盲板力问题的研究很少。此外，上述研究多集中于工程问题处理方法和经验的总结层面上，并未对如何分析该类问题以及盲板力与管道布置的作用机理进行深入探讨。

针对上述研究的不足，本文以某联合循环电厂架空布置循环水管道为例，对盲板力产生的机理进行了详细分析，并仔细研究了盲板力对于管道支吊荷载、位移和应力的影响，为大口径薄壁管道的分析、设计和布置提供参考。

1 计算方法及模型

1.1 盲板力计算

设圆形截面弯头（图1）管道内表面压强为p，且弯头为刚性件，弯头外侧半径大于内侧半径，则压强p在外侧产生的合力大于内侧，内外合力即为盲板力。对于图1所示弯头，其盲板力计算式为[6]

图1 盲板力示意Fig.1 Schematic diagram of the blind plate force

则盲板力沿x轴和y轴分量分别为：

式中，p为作用在管道内表面压力，S为管道截面积。

1.2 模型介绍

某联合循环机组循环冷却水系统由1 根循环水进水管道和出水管道组成（图2）。其中：进水管道蝶阀与1 号滑动支架之间布置有90°弯头，2 号支架与凝汽器接口之间布置有2 个30°弯头；出水管道5号滑动支架和蝶阀之间布置有90°弯头。

循环水进水管道和出水管道上分别装有1 个电动蝶阀，出水管道的电动蝶阀前装有收球网。在进水管道和出水管道靠近地面立管处设置有固定支架，水平管段上设置有滑动支架。

管道具体参数：管道规格Φ1 420 mm×13 mm，收球网质量2 200 kg，蝶阀质量3 650 kg。

图2 进、出水管道示意（mm）Fig.2 Schematic diagram of the feedwater and discharge water pipe(mm)

2 流场模型及分析

2.1 模型和边界条件

为了研究弯头处流场分布不均匀对压力场分布的影响，截取上述管道90°弯头部分，建立了流体域三维模型（图3）。网格剖分后的单元总数为402 705，节点总数为411 432。

图3 流体域三维模型Fig.3 The three dimenstional model of fluid domain

对计算模型施加如下几类边界条件：1）根据设计，进口施加1.5 m/s 速度边界；2）出口施加0.262 1 MPa（表压）静压边界条件。

2.2 计算结果

弯头压力场和速度场分析结果如图4所示。从图4可以看出：流体经过90°弯头后，在弯头及立管内侧产生了明显的流动分离；由于流场分布的不均匀性，导致压力场分布也在90°弯头处变得不均匀。分析图4中数据可以发现，由于流动不均匀导致的压力最大偏差仅1%左右，这与文献[14]中的结果非常吻合。因此，对于本文分析的循环水管道，流场不均匀性对管道压力分布的影响非常小。在后续研究中，忽略由于流动分离导致的压力场分布不均匀性，仅研究管道在均匀内压力作用下盲板力对管道布置的影响。

图4 弯头压力场和速度场分布云图Fig.4 The pressure and fluid nephogram of the elbow

3 位移及应力分析

3.1 三维有限元模型

网格剖分后的三维有限元模型如图5所示。网格剖分后节点总数272 996，单元总数287 581。

坐标系定义如下：x轴沿循环水管道轴向，z轴垂直向上，y轴根据右手准则确定。管道材质为Q235B。由于阀门和收球网在分析过程中仅影响管道质量分布，为了方便分析，分别用直管段代替，将其质量及水重折合附加到对应管段上。

图5 三维有限元模型Fig.5 The three dimensional finite element model

3.2 边界条件及工况

计算模型施加了如下边界条件：1）整体模型施加重力边界条件；2）滑动支架下表面施加位移约束边界条件（用于固定滑动支架）；3）滑动支架上表面与管壁之间施加接触边界条件；4）固定支架处施加位移约束边界条件；5）循环水进、出水管道与凝汽器接口法兰面施加固定边界条件；6）管道内表面施加工作压力0.262 1 MPa（表压）内压边界条件。

本文分别分析了如下2 种工况：1）工况1，不考虑管道内压，即仅考虑边界条件1）—5）；2）工况2，考虑管道内压，即考虑上述所有边界条件。

3.3 结果与分析

3.3.1 位移分布

图6为工况1 和工况2 管道总位移分布云图。由图6可以看出：对于工况1，最大位移出现在1 号滑动支架处管道顶部，最大值为0.526 mm；工况2 最大位移出现在1 号滑动支架处管道侧面，最大值为0.533 mm。

2 种工况下，最大位移均出现在1 号滑动支架附近，同时2—5 号滑动支架附近也均出现了不同程度的位移增大，这是由于管道自身荷载和支架的位移约束所引起的。

图6 总位移分布云图Fig.6 The total displacement vector nephogram

表1为2 种工况下3 个方向最大位移及分布。从表1可以看出，相对于工况1，工况2 中3 个方向位移最大值和对应位置均发生了明显改变。

表1 不同工况各方向最大位移Tab.1 The maximum displacement in each direction under different conditions

其中，x方向最大位移由工况1 中30°弯头处变为工况2 中90°弯头处。这是由于相对于工况1，工况2 中90°弯头受到盲板力F（图7a)），在F沿x方向分力Fx的作用下，管道产生沿x方向变形所致。同时对比图6可以发现，在盲板力F作用下，90°弯头及循环水管道立管处位移分布明显增大。

y方向最大位移由工况1 中1 号滑动支架管道侧面变化为工况2 中2 号滑动支架处管道侧面。在管道重力和滑动支架支反力作用下，每个滑动支架处均出现位移增大。但是对于2 号滑动支架，其位于2 个30°弯头附近。30°弯头受到的盲板力如图7b)所示；且根据式(1)计算可得，F1和F2的大小为211 kN。在该荷载的作用下，管道受到竖直方向上的扭矩，在该扭矩作用下，y方向最大位移由滑动支架1 处变化到滑动支架2 处。

图7 进水管道弯头受力示意Fig.7 Schematic diagram of force condition of the feed water pipe elbow

3.3.2 等效应力分布

图8给出了2 种工况下管道等效应力分布。

图8 总等效应力分布云图Fig.8 Cloud image of the total equivalent stress distribution

工况1 最大应力值为17.7 MPa，位于1 号支架支撑处；工况2 最大应力值为35.8 MPa，位于立管固定支架与管道接头处：2 种工况下的最大应力均是由于局部应力集中所导致，并不能反映管道整体应力水平。将工况2 标尺修改为与工况1 相同，得到图8c)。对比图8a)和图8c)可以发现：工况2 下管道等效应力明显增大，尤其在图8c)90°弯头内侧，大面积区域的等效应力大于修改后标尺的最大值；工况1 变化非常显著，弯头处额外的盲板力使管道应力水平进一步显著提高。

3.3.3 支架荷载

图9分别为工况1 和工况2 下支架与管道接 触面等效应力分布。2 种工况下滑动支架和管道 接触面上最大等效应力无明显变化；但是相对于 工况1，工况2 下滑动支架2 和支架3 的接触区域明显增大。

图9 支架与管道接触面等效应力分布Fig.9 Distribution of the equivalent stress at the interface between support and pipeline

表2中给出了2 种工况下支架对管道的支反力。由表2可见：工况1 时，支架对管道的支反力均为正值，即所有支架对管道均为支撑作用；而在工况2 下，滑动支架对管道的支反力为正值，但是固定支架处的支反力为负值。这表明，此时固定支架处管道在外力作用下具有向上运动的趋势，与工况1 相比，固定支架的作用不再是支撑管道，而是限制管道向上运动。工况2 和工况1 的固定支架处最大偏差达到365%；1 号—5 号滑动支架的偏差小于35%，相对偏差较小。

表2 支吊架荷载（支反力）Tab.2 The supports loads(reacting force)

由于进水管道和出水管道受力状况基本相同。因此，此处以循环水进水管道为例进行分析。循环水管道在90°弯头处盲板力如图10所示。根据式(1)—式(3)计算可得：

则盲板力沿x轴和y轴分量为

图10 直角弯头处盲板力作用示意Fig.10 The blind plate force at 90°elbow

工况1 下，进水管道固定支架荷载为114 kN。而在图10所示90°弯头处，盲板力沿z方向分量为407 kN。在该竖直向上拉力的作用下，数值计算得到的工况2 弯头向上位移量为0.28 mm。水平管道的弯曲刚度相对材料弹性模量非常小，忽略其影响，理论计算可得弯头向上的位移为0.25 mm。可见，理论计算与数值结果的偏差很小。同时，在该力的作用下，作用在进水管道固定支架上的支反力由114 kN 变为–263 kN，绝对变化量为377 kN，这与管道在90°弯头处受到的竖直向上的盲板力大小接近，对于出口管道情况也完全相同。因此，90°弯头处盲板力向上分量Fz的存在对固定支架的荷载产生了非常明显的影响，且变化幅度与该力的大小直接相关，设计中需要特别注意。

盲板力沿x方向的分量同样为407 kN。理论计算可得弯头沿x方向水平位移量为1.05 mm。在该力作用下，不仅会对凝汽器水室产生巨大的拉力，同时也影响固定支架所受到的水平力。

4 结 论

1）本文采用的管道，90°弯头处流场不均匀性导致的压力场分布最大偏差仅约1%，流场不均匀性对压力场分布的影响忽略不计。

2）本文采用的大口径薄壁循环水管道，其90°弯头处盲板力达到57.6 t，影响管道安全。

3）盲板力对管道位移分布影响明显。对本文采用的循环水管道：30°弯头处的盲板力为211 kN，90°弯头处盲板力为576 kN。在盲板力作用下，管道位移分布和等效应力分布明显改变。

4）盲板力对架空管道支吊架荷载分布影响明显。其导致本文分析的循环水管道进、出水管道固定支架支反力方向发生改变，变化达330%以上。