劉 明,解 鑫,王一劼,陳志榮

(1.華電電力科學(xué)研究院有限公司，杭州 310030；2.福建華電永安發(fā)電有限公司，永安 366000)

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(huì)給管道和設(shè)備帶來(lái)附加應(yīng)力，避免管道系統(tǒng)產(chǎn)生危險(xiǎn)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(duì)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(duì)管道本身以及連接設(shè)備的安全會(huì)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(huì)對(duì)汽包接口的端口推力產(chǎn)生影響。針對(duì)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(yàn)，以避免該類問(wèn)題再次發(fā)生。

1 現(xiàn)場(chǎng)故障介紹

某300 MW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(guò)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(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 下降管的設(shè)計(jì)參數(shù)

兩根分散下降管左右對(duì)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(chǎng)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(duì)應(yīng)吊點(diǎn)處的豎直向位移為0，與管道熱膨脹設(shè)計(jì)的計(jì)算位移不符。

圖1 恒力吊架冷熱態(tài)指示狀態(tài)

2 吊架載荷性能測(cè)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(cè)試儀進(jìn)行現(xiàn)場(chǎng)載荷性能測(cè)試，3組吊架的設(shè)計(jì)型號(hào)及主要性能測(cè)試結(jié)果如表2所示，可見2#，3#恒力吊架的恒定度均超過(guò)DL/T 1113—2009 《火力發(fā)電廠管道支吊架驗(yàn)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。

表2 3組吊架設(shè)計(jì)型號(hào)及主要性能測(cè)試結(jié)果

圖2 2#，3#恒力吊架的載荷-位移曲線

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(guò)大，吊架載荷超過(guò)管道在吊架處的吊點(diǎn)力，因而拆除2#，3#恒力吊架，在原吊點(diǎn)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(cè)量管道的實(shí)際吊點(diǎn)力，測(cè)試結(jié)果顯示：2#恒力吊架的吊點(diǎn)力為38.1 kN，3#恒力吊架的吊點(diǎn)力為58.9 kN。利用CAESAR II軟件進(jìn)行管道吊架選型計(jì)算，計(jì)算得到1#，2#，3#吊架吊點(diǎn)的冷態(tài)載荷分別為35 646，37 202，59 312 N，計(jì)算結(jié)果和實(shí)際吊點(diǎn)力的測(cè)試結(jié)果相符，說(shuō)明實(shí)際吊架選型遠(yuǎn)大于吊點(diǎn)力，造成管道無(wú)法拉動(dòng)吊架，吊點(diǎn)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(jì)算模型

根據(jù)管道的實(shí)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(gè)模型共劃分58 752個(gè)單元，利用彈簧單元模擬吊架載荷，SA106C鋼材料的計(jì)算參數(shù)如表3所示，有限元模型如圖3所示。

表3 SA106C鋼材料的計(jì)算參數(shù)

圖3 爐左側(cè)分散下降管的三維有限元模型

3.2 分析工況及邊界條件

以理論設(shè)計(jì)條件(18.773 MPa，361 ℃)為熱態(tài)計(jì)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?jiǎng)偠鹊姆绞竭M(jìn)行模擬，初始集中力即為安裝載荷，彈簧吊架吊點(diǎn)處的彈簧單元?jiǎng)偠仍O(shè)定為實(shí)際彈簧剛度，對(duì)恒力吊架處的彈簧單元?jiǎng)偠冗M(jìn)行計(jì)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(jì)算公式進(jìn)行推導(dǎo)，可得吊架整個(gè)位移行程S內(nèi)的等效彈簧剛度K的計(jì)算公式如式(1)所示。

(1)

3.3 計(jì)算結(jié)果

各工況下計(jì)算吊架載荷的邊界條件如表4所示，各工況下的吊點(diǎn)熱位移計(jì)算結(jié)果如表5～7所示(其中x向?yàn)闋t左至爐右，y向?yàn)槠麢C(jī)至鍋爐，z向?yàn)樨Q直向上)，2#恒力吊架的整個(gè)位移行程S=110 mm，3#恒力吊架的整個(gè)位移行程S=140 mm。工況1下2#，3#吊點(diǎn)的z向熱位移為0，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際一致。對(duì)比工況2～6可以發(fā)現(xiàn)，隨著恒力吊架恒定度的增大，對(duì)應(yīng)吊點(diǎn)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(shí)，2#，3#吊點(diǎn)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(shí)測(cè)值小于計(jì)算值的一個(gè)重要原因[7]。z向熱位移減小后，管道總體膨脹長(zhǎng)度不變，導(dǎo)致x向的熱位移發(fā)生改變。

表4 各工況下計(jì)算吊架載荷的邊界條件

表5 各工況下吊點(diǎn)的z向熱位移計(jì)算結(jié)果 mm

表6 各工況下吊點(diǎn)的x向熱位移計(jì)算結(jié)果 mm

表7 各工況下吊點(diǎn)的y向熱位移計(jì)算結(jié)果 mm

各工況下管道最大等效應(yīng)力的計(jì)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(shuō)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(huì)因?yàn)樨Q直向熱位移的減小而顯著提高管道的應(yīng)力水平。

表8 各工況下管道最大等效應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果 MPa

各工況下管道熱態(tài)端口的推力和推力矩對(duì)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(huì)增加。運(yùn)行熱態(tài)時(shí)，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(duì)端口的載荷轉(zhuǎn)移。對(duì)于一些水介質(zhì)管道(相對(duì)汽介質(zhì)來(lái)說(shuō)質(zhì)量較大)，適當(dāng)提高恒力吊架的恒定度對(duì)結(jié)構(gòu)受力是有利的。

圖4 各工況下管道熱態(tài)端口的推力和推力矩對(duì)比情況

4 端口的應(yīng)力分析

根據(jù)薄壁圓筒的理論計(jì)算公式，對(duì)水冷蒸發(fā)屏進(jìn)口集箱接口的應(yīng)力進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果顯示端口的最大軸向應(yīng)力為152.1 MPa。下降管與汽包接口為插入式焊接結(jié)構(gòu)，汽包規(guī)格為2 090 mm×145 mm(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(jì)算模型中讀取對(duì)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(jì)算得到設(shè)計(jì)運(yùn)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193.7 MPa。

圖5 設(shè)計(jì)運(yùn)行工況下分散下降管汽包端口的應(yīng)力分布情況

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(jì)規(guī)范，對(duì)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(shí)的3倍許用應(yīng)力為389.1 MPa，可知在恒力吊架實(shí)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(yùn)行的要求。

5 結(jié)語(yǔ)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(duì)應(yīng)吊點(diǎn)處的豎直向位移為0的原因是恒力吊架選型過(guò)大，且實(shí)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(duì)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(guò)端口區(qū)域的應(yīng)力仍在安全范圍內(nèi)，這是因?yàn)檫x用了柔性較大的管道，滿足了安全運(yùn)行的需要，確保機(jī)組建成投產(chǎn)10年以來(lái)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(shí)按照實(shí)際載荷對(duì)所有恒力吊架進(jìn)行更換安裝。