摘 要:某電廠汽包分散下降管所有恒力吊架的冷、熱態(tài)均指示向上卡死,管道豎直向熱膨脹嚴(yán) 重受阻。采用載荷測試及有限元仿真的方法,對該分散下降管恒力吊架的故障原因進(jìn)行分析。結(jié) 果表明:該分散下降管恒力吊架的故障原因是恒力吊架選型過大,導(dǎo)致管道最大應(yīng)力升高了約 9%,端口推力矩顯著提高,但端口區(qū)域的應(yīng)力仍在安全范圍內(nèi),能夠滿足安全運行的需要。

關(guān)鍵詞:分散下降管;恒力吊架;載荷測試;恒定度;熱位移

中圖分類號:TB31;TK223.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼:B 文章編號:1001-4012(2023)01-0057-04

恒力吊架的輸出載荷恒定,可以為管道和設(shè)備 提供恒定的支承力,不會給管道和設(shè)備帶來附加應(yīng) 力,避免管道系統(tǒng)產(chǎn)生危險的彎曲應(yīng)力,廣泛應(yīng)用于 電力、石化等行業(yè)。許多學(xué)者對恒力吊架載荷偏差、 恒定度(Δ)超標(biāo)導(dǎo)致管道位移異常的情況進(jìn)行了大 量研究[1-2],管道位移異常對管道本身以及連接設(shè)備 的安全會產(chǎn)生不利影響[3]。

在火電廠水循環(huán)回路中,汽包下降管是電廠 水循環(huán)的重要組成部分。汽包下降管接口處是汽 包的主要應(yīng)力集中區(qū)域[4],也是裂紋缺陷的多發(fā) 區(qū)域[5],下降管的工作位移、應(yīng)力狀態(tài)會對汽包接 口的端口推力產(chǎn)生影響。針對某電廠下降管位移 異常情況,筆者進(jìn)行了一系列理化檢驗,以避免該 類問題再次發(fā)生。

1 現(xiàn)場故障介紹

某300MW 亞臨界參數(shù)循環(huán)流化床鍋爐采用 單汽包、自然循環(huán)模式,鍋爐的水循環(huán)采用集中供 水,分散引入、引出的方式,給水進(jìn)入汽包后,通過 集中下降管和分散下降管分別引入水冷壁下集箱 和水冷蒸發(fā)屏進(jìn)口集箱中,下降管的設(shè)計參數(shù)如 表1所示。

兩根分散下降管左右對稱布置,每根管道上布 置有1組彈簧吊架、2組恒力吊架,現(xiàn)場檢查顯示所 有恒力吊架的冷、熱態(tài)均指示向上卡死(見圖1),管 道在對應(yīng)吊點處的豎直向位移為0,與管道熱膨脹 設(shè)計的計算位移不符。

2 吊架載荷性能測試

選取 爐 右 側(cè) 分 散 下 降 管 上 的 3 組 吊 架,用 MP10-A 型載荷位移測試儀進(jìn)行現(xiàn)場載荷性能測 試,3組吊架的設(shè)計型號及主要性能測試結(jié)果如表2 所示,可見2# ,3# 恒力吊架的恒定度均超過 DL/T 1113—2009《火力發(fā)電廠管道支吊架驗收規(guī)程》要 求,其中2# ,3# 恒力吊架的載荷-位移曲線如圖2 所示。

考慮到吊架的冷、熱態(tài)均指示向上卡死,初步 懷疑吊架選型過大,吊架載荷超過管道在吊架處 的吊點力,因而拆除2# ,3# 恒力吊架,在原吊點處 用手拉葫蘆及載荷傳感器吊掛管道,并保持管道 高度不變,測量管道的實際吊點力,測試結(jié)果顯 示:2# 恒力吊架的吊點力為38.1kN,3# 恒力吊架 的吊點力為58.9kN。利用 CAESARII軟件進(jìn)行 管道吊架選型計算,計算得到1# ,2# ,3# 吊架吊點 的冷態(tài)載荷分別為35646,37202,59312N,計算 結(jié)果和實際吊點力的測試結(jié)果相符,說明實際吊 架選型遠(yuǎn)大于吊點力,造成管道無法拉動吊架,吊點處的豎直向熱位移為0,管道的熱膨脹量完全被 吊架間的彎管吸收。

3 有限元仿真分析

3.1 計算模型

根據(jù)管道的實際尺寸及布置形式,建立爐左側(cè) 分散下降管的三維有限元模型,并劃分網(wǎng)格,全部采 用六面體單元,沿管道壁厚方向劃分3層單元,整個 模型共劃分58752個單元,利用彈簧單元模擬吊架 載荷,SA106C鋼材料的計算參數(shù)如表3所示,有限 元模型如圖3所示。

3.2 分析工況及邊界條件

以理論設(shè)計條件(18.773MPa,361℃)為熱態(tài) 計算狀態(tài),采用冷態(tài)吊零原則。在有限元模型中吊 架載荷采用初始集中力+彈簧單元剛度的方式進(jìn)行 模擬,初始集中力即為安裝載荷,彈簧吊架吊點處的 彈簧單元剛度設(shè)定為實際彈簧剛度,對恒力吊架處 的彈簧單元剛度進(jìn)行計算。

假定恒力吊架在上極限位是最小輸出載荷Fmin (安裝載荷),下極限位是最大輸出載荷 Fmax [6], 并假定中間載荷線性變化,根據(jù)恒定度Δ計算公式進(jìn) 行推導(dǎo),可得吊架整個位移行程S 內(nèi)的等效彈簧剛 度K 的計算公式如式(1)所示。

3.3 計算結(jié)果

各工況下計算吊架載荷的邊界條件如表4所示, 各工況下的吊點熱位移計算結(jié)果如表5~7所示(其 中x向為爐左至爐右,y 向為汽機(jī)至鍋爐,z向為豎 直向上),2# 恒力吊架的整個位移行程S=110mm, 3# 恒力吊架的整個位移行程S=140mm。工況1下 2# ,3# 吊點的z向熱位移為0,與現(xiàn)場實際一致。對 比工況2~6可以發(fā)現(xiàn),隨著恒力吊架恒定度的增大, 對應(yīng)吊點的z向位移不斷減小,相較于理論恒定狀態(tài) (工況2),恒定度在10%(工況5)時,2# ,3# 吊點的z 向熱位移分別減小了57%和34%,這也是很多汽水 管道的豎直向熱位移實測值小于計算值的一個重要 原因[7]。z向熱位移減小后,管道總體膨脹長度不 變,導(dǎo)致x向的熱位移發(fā)生改變。

各工況下管道最大等效應(yīng)力的計算結(jié)果如表8 所示,相較于理論恒定狀態(tài),恒力吊架完全卡死的狀 態(tài)下,管道的最大等效應(yīng)力提高了約9%。隨著恒 定度的增大,管道最大等效應(yīng)力略有提升,但提升幅 度很小,說明在管道柔性較大的情況下,管道自身能 夠較好地吸收熱膨脹量[8],并不會因為豎直向熱位 移的減小而顯著提高管道的應(yīng)力水平。

各工況下管道熱態(tài)端口的推力和推力矩對比情 況如圖4所示,可見各工況下端口的推力相差不大, 但推力矩相差明顯;工況1水冷蒸發(fā)屏進(jìn)口集箱接 口的推力矩顯著增大,是最小值的6倍左右;推力矩 的最小值出現(xiàn)在工況4(恒定度為6%),隨著恒定度 的減小或增大,推力矩都會增加。運行熱態(tài)時,管內(nèi) 介質(zhì)的質(zhì)量變大,適當(dāng)增加恒力吊架的恒定度,可以 提供額外的輸出載荷,以承擔(dān)增加的介質(zhì)質(zhì)量,從而 減小對端口的載荷轉(zhuǎn)移。對于一些水介質(zhì)管道(相 對汽介質(zhì)來說質(zhì)量較大),適當(dāng)提高恒力吊架的恒定 度對結(jié)構(gòu)受力是有利的。

4 端口的應(yīng)力分析

根據(jù)薄壁圓筒的理論計算公式,對水冷蒸發(fā)屏 進(jìn)口集箱接口的應(yīng)力進(jìn)行計算,結(jié)果顯示端口的最 大軸向應(yīng)力為152.1MPa。下降管與汽包接口為插 入式焊接結(jié)構(gòu),汽包規(guī)格為2090mm×145mm(外 徑×壁厚),建立接口附近的局部汽包結(jié)構(gòu)及所連接 的部分管段模型,在管道計算模型中讀取對應(yīng)端面 的位移數(shù)據(jù),作為邊界條件添加在汽包接口分析模 型的管道邊界上[9],計算得到設(shè)計運行工況下分散 下降管汽包端口的應(yīng)力分布情況如圖5所示,可見 主要拉應(yīng)力區(qū)位于-x 向的焊縫下邊緣處,最大拉 應(yīng)力為193.7MPa。

水冷蒸發(fā)屏進(jìn)口集箱及汽包接口附近的最大應(yīng) 力均位于管道外表面局部區(qū)域,參照管道設(shè)計規(guī)范,對局部應(yīng)力取許用應(yīng)力的3倍進(jìn)行校核[10],材料熱 態(tài)時的3倍許用應(yīng)力為389.1MPa,可知在恒力吊 架實際豎直向熱位移為0的情況下,分散下降管兩 端口的最大應(yīng)力仍在安全范圍內(nèi),且僅達(dá)到許用應(yīng) 力的50%,能夠滿足結(jié)構(gòu)安全、穩(wěn)定運行的要求。

5 結(jié)語與建議

分散下降管所有恒力吊架的冷、熱態(tài)均指示向 上卡死,管道在對應(yīng)吊點處的豎直向位移為0的原 因是恒力吊架選型過大,且實際安裝的恒力吊架恒 定度指標(biāo)不滿足規(guī)范要求。在一些冷、熱態(tài)管道系 統(tǒng)質(zhì)量變化較大的情況下,適當(dāng)提高恒力吊架的恒 定度,對結(jié)構(gòu)受力是有利的。在目前管道熱位移嚴(yán) 重受阻的情況下,管道最大應(yīng)力僅升高了約9%,端 口推力矩顯著提高,不過端口區(qū)域的應(yīng)力仍在安全 范圍內(nèi),這是因為選用了柔性較大的管道,滿足了安 全運行的需要,確保機(jī)組建成投產(chǎn)10年以來相關(guān)結(jié) 構(gòu)狀態(tài)仍保持正常。

建議電廠方在下次檢修時按照實際載荷對所有 恒力吊架進(jìn)行更換安裝。

參考文獻(xiàn):

[1] 康豫軍,姚軍武,王必寧,等.恒力吊架荷載離差對管 系熱位移影響的研究[J].熱力發(fā)電,2009,38(5):72- 76.

[2] 劉賓,王軍民,安付立,等.恒力吊架力學(xué)性能對低溫 再熱蒸汽管道熱位移的影響[J].理化檢驗(物理分 冊),2013,49(4):244-246.

[3] 劉明,郭延軍,何桂寬,等.火電廠汽水管道熱脹位移 異常綜合評估及處理[J].理化檢驗(物理分冊), 2018,54(4):256-261.

[4] 李勇,許開城.鍋爐熱態(tài)啟動過程汽包瞬態(tài)應(yīng)力有限 元分析[J].熱力發(fā)電,2016,45(4):76-83.

[5] 李俊,顧沛淵,段鵬,等.鍋爐汽包下降管焊縫區(qū)裂紋 問題綜合研究[J].電力與能源,2018,39(6):879- 883.

[6] 張偉江,衛(wèi)大為,吳曉俊,等.某火電廠1000MW 機(jī) 組高溫再熱蒸汽管道熱位移異常原因分析[J].理化 檢驗(物理分冊),2013,49(7):432-434.

[7] 王軍民,劉祥,黃金喜,等.鍋爐后主降水管熱位移計 算與分析[J].熱力發(fā)電,2006,35(9):69-70.

[8] 鄧玲惠,王軍民,陳盛廣,等.布置型式對動力管道異 常大位移影響計算[J].熱力發(fā)電,2021,50(4):120- 125.

[9] 劉明,吳剛,黃海,等.基于三維有限元的高溫蒸汽管 道彎頭應(yīng)力分析[J].黑龍江電力,2019,41(6):526- 530.

[10] 唐永進(jìn).壓力管道應(yīng)力分析[M].北京:中國石化出 版社,2010.

<文章來源>材料與測試網(wǎng) > 期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 59卷 > 1期 (pp:57-60)>