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摘 要：高温气冷堆蒸汽发生器内部构件为悬挂的悬臂结构，且设备较长，约23m，只能采用卧式运输，考虑到其结构特殊性，防止卧式运输对设备内部构件造成损坏，我司对高温堆蒸发器卧式运输情况进行了有限元计算，并对各应力进行校核，防止了卧式运输损坏蒸汽发生器。
关键词：高温气冷堆 蒸汽发生器 有限元 workbench 运输 变形 损坏
0 引言
与压水堆蒸发器不同，高温气冷堆蒸汽发生器内部构件为悬挂的悬臂结构，因设备较长，约23m，且要求运输过程全程充氮气保护，从设备制造厂运输至现场只能采用卧式运输。因水平悬臂结构，如运输过程中加速度过大[1]，可能对内件造成损坏。
考虑到其结构特殊性，防止卧式运输对设备内部构件造成损坏，在包装设计时进行了卧式运输工况有限元计算，并对各应力进行校核，避免运输过程损坏产品。
1 有限元分析
首先进行模型简化，保留与变形相关的筒体及内部构件承重结构及内部构件主要质量结构（换热单元），省略上部氦风机筒体无关结构，省略蒸汽出口连接管、出口连接管、保温层、保温层固定装置等结构，其中换热单元以换热单元外筒体代替，并对其密度进行修改；蒸发器壳体只保留了与内件接触的内部構件外法兰及与设备运输支座相关的筒体结构，模拟真实的运输工况[2]。详见图1。
其次模型修改，用inventor建模后，需要对模型进行整理，对部分细节结构进行修改删除或修补等，并对需要结构连续的体进行创建part（减小接触数量，并使节点连续），以保证后续网格划分时节点连续和减少接触对数量。
再次进行接触分析，workbench默认接触一般为bend类型，与实际模型及运输接触类型不相符，这就要求我们手动修改接触类型，比如：实际换热单元外筒与径向定位板之间是存在轴向滑动的，而bend接触限制了轴向的边界条件，故修应该为无滑动摩擦。
网格划分，由于默认的风格划分不能满足设计要求，如关注位置风格不够密，不关注位置网格过于密等，这就要求我们加入限定条件[3]。划分网格后，共计3644826个结点。
边界条件，模拟实际工况，在壳体上施加约束，
1）包装支座位置一端施加固定约束代替支座。
2）一端施加无滑动摩擦约束代替支座；
3）保证壳体以实际运输时重力加速度a（竖直方向）施加[4]。
2 结果分析
计算结果见图2。
危险截面评价，经过计算，得出应力最大点在第一个锥筒体位置，并对该危险截面线性化，具体见表1。
经过分析得知，在给定的重力加速度下，内部构件变形较大，在设备最下部，变形量已为11.58mm（见图2），因该位置与给水连接管相连接，故对于该应变对连接管带来的二次应力，进行了评估，取其中沿Z方向刚度最大的一组给水连接管，以最大变形量11.58为边界条件，进行计算，得到连接管在运输工况下的应力值（见图3），并进行评价[5]，详见表2。
经评估，在仅位移和重力加速读的情况下，给水连接管的PL已超过207MPa，产生塑性变形，PL和Pb组合已达到320Mpa（见图4），故建议增加径向限制装置，降低给水连接管应力水平，防止运输过程中产生塑性变形[6]。
3 结论
1）在包装时，对内部构件与壳体之间增加垫板，使得运输过程中，内件与壳体之间垫板接触，减小变形量。
2）在设备运行过程中，地震加速度影响与运输问题类似，建议产品中增加垫板，以避免设备运行过程中地震加速度对设备的损坏。
3）经计算，间隙小于至5mm可满足各应力不超标（过程略）。
参考文献：
[1]钱红华，路华，施喜昌，朱国忠.大型卧式容器的运输固定及起吊技术[J].辽宁化工，2015，44（01）：97-99.
[2]刘桐. 高温气冷堆蒸汽发生器管板的热应力与疲劳分析[D].清华大学，2009.
[3]黄勋. 压力容器应力分类分析设计方法改进研究[D].浙江理工大学，2017.
[4]王秀祥，李洋.基于加速度控制的核电设备运输管理[J].物流科技，2015，38（06）：85-86+116.
[5]何铮，常华健，杨培勇，刚直，张锴，谢永诚，梁星筠.核电主设备分析法设计中应力线性化路径可靠性及优化分析[J].原子能科学技术，2017，51（07）：1273-1278.
[6]美国机械工程师学会. ASME锅炉及压力容器规范第Ⅲ卷第1册NB分卷. 上海发电设备成套设计研究院，上海核工程研究设计院，译.2004版. 上海：上海科学技术文献出版社，2007.
关键词：高温气冷堆 蒸汽发生器 有限元 workbench 运输 变形 损坏
0 引言
与压水堆蒸发器不同，高温气冷堆蒸汽发生器内部构件为悬挂的悬臂结构，因设备较长，约23m，且要求运输过程全程充氮气保护，从设备制造厂运输至现场只能采用卧式运输。因水平悬臂结构，如运输过程中加速度过大[1]，可能对内件造成损坏。
考虑到其结构特殊性，防止卧式运输对设备内部构件造成损坏，在包装设计时进行了卧式运输工况有限元计算，并对各应力进行校核，避免运输过程损坏产品。
1 有限元分析
首先进行模型简化，保留与变形相关的筒体及内部构件承重结构及内部构件主要质量结构（换热单元），省略上部氦风机筒体无关结构，省略蒸汽出口连接管、出口连接管、保温层、保温层固定装置等结构，其中换热单元以换热单元外筒体代替，并对其密度进行修改；蒸发器壳体只保留了与内件接触的内部構件外法兰及与设备运输支座相关的筒体结构，模拟真实的运输工况[2]。详见图1。
其次模型修改，用inventor建模后，需要对模型进行整理，对部分细节结构进行修改删除或修补等，并对需要结构连续的体进行创建part（减小接触数量，并使节点连续），以保证后续网格划分时节点连续和减少接触对数量。
再次进行接触分析，workbench默认接触一般为bend类型，与实际模型及运输接触类型不相符，这就要求我们手动修改接触类型，比如：实际换热单元外筒与径向定位板之间是存在轴向滑动的，而bend接触限制了轴向的边界条件，故修应该为无滑动摩擦。
网格划分，由于默认的风格划分不能满足设计要求，如关注位置风格不够密，不关注位置网格过于密等，这就要求我们加入限定条件[3]。划分网格后，共计3644826个结点。
边界条件，模拟实际工况，在壳体上施加约束，
1）包装支座位置一端施加固定约束代替支座。
2）一端施加无滑动摩擦约束代替支座；
3）保证壳体以实际运输时重力加速度a（竖直方向）施加[4]。
2 结果分析
计算结果见图2。
危险截面评价，经过计算，得出应力最大点在第一个锥筒体位置，并对该危险截面线性化，具体见表1。
经过分析得知，在给定的重力加速度下，内部构件变形较大，在设备最下部，变形量已为11.58mm（见图2），因该位置与给水连接管相连接，故对于该应变对连接管带来的二次应力，进行了评估，取其中沿Z方向刚度最大的一组给水连接管，以最大变形量11.58为边界条件，进行计算，得到连接管在运输工况下的应力值（见图3），并进行评价[5]，详见表2。
经评估，在仅位移和重力加速读的情况下，给水连接管的PL已超过207MPa，产生塑性变形，PL和Pb组合已达到320Mpa（见图4），故建议增加径向限制装置，降低给水连接管应力水平，防止运输过程中产生塑性变形[6]。
3 结论
1）在包装时，对内部构件与壳体之间增加垫板，使得运输过程中，内件与壳体之间垫板接触，减小变形量。
2）在设备运行过程中，地震加速度影响与运输问题类似，建议产品中增加垫板，以避免设备运行过程中地震加速度对设备的损坏。
3）经计算，间隙小于至5mm可满足各应力不超标（过程略）。
参考文献：
[1]钱红华，路华，施喜昌，朱国忠.大型卧式容器的运输固定及起吊技术[J].辽宁化工，2015，44（01）：97-99.
[2]刘桐. 高温气冷堆蒸汽发生器管板的热应力与疲劳分析[D].清华大学，2009.
[3]黄勋. 压力容器应力分类分析设计方法改进研究[D].浙江理工大学，2017.
[4]王秀祥，李洋.基于加速度控制的核电设备运输管理[J].物流科技，2015，38（06）：85-86+116.
[5]何铮，常华健，杨培勇，刚直，张锴，谢永诚，梁星筠.核电主设备分析法设计中应力线性化路径可靠性及优化分析[J].原子能科学技术，2017，51（07）：1273-1278.
[6]美国机械工程师学会. ASME锅炉及压力容器规范第Ⅲ卷第1册NB分卷. 上海发电设备成套设计研究院，上海核工程研究设计院，译.2004版. 上海：上海科学技术文献出版社，2007.