摘 要:某电厂汽包分散下降管所有恒力吊架的冷、热态均指示向上卡死,管道竖直向热膨胀严 重受阻。采用载荷测试及有限元仿真的方法,对该分散下降管恒力吊架的故障原因进行分析。结 果表明:该分散下降管恒力吊架的故障原因是恒力吊架选型过大,导致管道最大应力升高了约 9%,端口推力矩显著提高,但端口区域的应力仍在安全范围内,能够满足安全运行的需要。
关键词:分散下降管;恒力吊架;载荷测试;恒定度;热位移
中图分类号:TB31;TK223.1 文献标志码:B 文章编号:1001-4012(2023)01-0057-04
恒力吊架的输出载荷恒定,可以为管道和设备 提供恒定的支承力,不会给管道和设备带来附加应 力,避免管道系统产生危险的弯曲应力,广泛应用于 电力、石化等行业。许多学者对恒力吊架载荷偏差、 恒定度(Δ)超标导致管道位移异常的情况进行了大 量研究[1-2],管道位移异常对管道本身以及连接设备 的安全会产生不利影响[3]。
在火电厂水循环回路中,汽包下降管是电厂 水循环的重要组成部分。汽包下降管接口处是汽 包的主要应力集中区域[4],也是裂纹缺陷的多发 区域[5],下降管的工作位移、应力状态会对汽包接 口的端口推力产生影响。针对某电厂下降管位移 异常情况,笔者进行了一系列理化检验,以避免该 类问题再次发生。
1 现场故障介绍
某300MW 亚临界参数循环流化床锅炉采用 单汽包、自然循环模式,锅炉的水循环采用集中供 水,分散引入、引出的方式,给水进入汽包后,通过 集中下降管和分散下降管分别引入水冷壁下集箱 和水冷蒸发屏进口集箱中,下降管的设计参数如 表1所示。
两根分散下降管左右对称布置,每根管道上布 置有1组弹簧吊架、2组恒力吊架,现场检查显示所 有恒力吊架的冷、热态均指示向上卡死(见图1),管 道在对应吊点处的竖直向位移为0,与管道热膨胀 设计的计算位移不符。
2 吊架载荷性能测试
选取 炉 右 侧 分 散 下 降 管 上 的 3 组 吊 架,用 MP10-A 型载荷位移测试仪进行现场载荷性能测 试,3组吊架的设计型号及主要性能测试结果如表2 所示,可见2# ,3# 恒力吊架的恒定度均超过 DL/T 1113—2009《火力发电厂管道支吊架验收规程》要 求,其中2# ,3# 恒力吊架的载荷-位移曲线如图2 所示。
考虑到吊架的冷、热态均指示向上卡死,初步 怀疑吊架选型过大,吊架载荷超过管道在吊架处 的吊点力,因而拆除2# ,3# 恒力吊架,在原吊点处 用手拉葫芦及载荷传感器吊挂管道,并保持管道 高度不变,测量管道的实际吊点力,测试结果显 示:2# 恒力吊架的吊点力为38.1kN,3# 恒力吊架 的吊点力为58.9kN。利用 CAESARII软件进行 管道吊架选型计算,计算得到1# ,2# ,3# 吊架吊点 的冷态载荷分别为35646,37202,59312N,计算 结果和实际吊点力的测试结果相符,说明实际吊 架选型远大于吊点力,造成管道无法拉动吊架,吊点处的竖直向热位移为0,管道的热膨胀量完全被 吊架间的弯管吸收。
3 有限元仿真分析
3.1 计算模型
根据管道的实际尺寸及布置形式,建立炉左侧 分散下降管的三维有限元模型,并划分网格,全部采 用六面体单元,沿管道壁厚方向划分3层单元,整个 模型共划分58752个单元,利用弹簧单元模拟吊架 载荷,SA106C钢材料的计算参数如表3所示,有限 元模型如图3所示。
3.2 分析工况及边界条件
以理论设计条件(18.773MPa,361℃)为热态 计算状态,采用冷态吊零原则。在有限元模型中吊 架载荷采用初始集中力+弹簧单元刚度的方式进行 模拟,初始集中力即为安装载荷,弹簧吊架吊点处的 弹簧单元刚度设定为实际弹簧刚度,对恒力吊架处 的弹簧单元刚度进行计算。
假定恒力吊架在上极限位是最小输出载荷Fmin (安装载荷),下极限位是最大输出载荷 Fmax [6], 并假定中间载荷线性变化,根据恒定度Δ计算公式进 行推导,可得吊架整个位移行程S 内的等效弹簧刚 度K 的计算公式如式(1)所示。
3.3 计算结果
各工况下计算吊架载荷的边界条件如表4所示, 各工况下的吊点热位移计算结果如表5~7所示(其 中x向为炉左至炉右,y 向为汽机至锅炉,z向为竖 直向上),2# 恒力吊架的整个位移行程S=110mm, 3# 恒力吊架的整个位移行程S=140mm。工况1下 2# ,3# 吊点的z向热位移为0,与现场实际一致。对 比工况2~6可以发现,随着恒力吊架恒定度的增大, 对应吊点的z向位移不断减小,相较于理论恒定状态 (工况2),恒定度在10%(工况5)时,2# ,3# 吊点的z 向热位移分别减小了57%和34%,这也是很多汽水 管道的竖直向热位移实测值小于计算值的一个重要 原因[7]。z向热位移减小后,管道总体膨胀长度不 变,导致x向的热位移发生改变。
各工况下管道最大等效应力的计算结果如表8 所示,相较于理论恒定状态,恒力吊架完全卡死的状 态下,管道的最大等效应力提高了约9%。随着恒 定度的增大,管道最大等效应力略有提升,但提升幅 度很小,说明在管道柔性较大的情况下,管道自身能 够较好地吸收热膨胀量[8],并不会因为竖直向热位 移的减小而显著提高管道的应力水平。
各工况下管道热态端口的推力和推力矩对比情 况如图4所示,可见各工况下端口的推力相差不大, 但推力矩相差明显;工况1水冷蒸发屏进口集箱接 口的推力矩显著增大,是最小值的6倍左右;推力矩 的最小值出现在工况4(恒定度为6%),随着恒定度 的减小或增大,推力矩都会增加。运行热态时,管内 介质的质量变大,适当增加恒力吊架的恒定度,可以 提供额外的输出载荷,以承担增加的介质质量,从而 减小对端口的载荷转移。对于一些水介质管道(相 对汽介质来说质量较大),适当提高恒力吊架的恒定 度对结构受力是有利的。
4 端口的应力分析
根据薄壁圆筒的理论计算公式,对水冷蒸发屏 进口集箱接口的应力进行计算,结果显示端口的最 大轴向应力为152.1MPa。下降管与汽包接口为插 入式焊接结构,汽包规格为2090mm×145mm(外 径×壁厚),建立接口附近的局部汽包结构及所连接 的部分管段模型,在管道计算模型中读取对应端面 的位移数据,作为边界条件添加在汽包接口分析模 型的管道边界上[9],计算得到设计运行工况下分散 下降管汽包端口的应力分布情况如图5所示,可见 主要拉应力区位于-x 向的焊缝下边缘处,最大拉 应力为193.7MPa。
水冷蒸发屏进口集箱及汽包接口附近的最大应 力均位于管道外表面局部区域,参照管道设计规范,对局部应力取许用应力的3倍进行校核[10],材料热 态时的3倍许用应力为389.1MPa,可知在恒力吊 架实际竖直向热位移为0的情况下,分散下降管两 端口的最大应力仍在安全范围内,且仅达到许用应 力的50%,能够满足结构安全、稳定运行的要求。
5 结语与建议
分散下降管所有恒力吊架的冷、热态均指示向 上卡死,管道在对应吊点处的竖直向位移为0的原 因是恒力吊架选型过大,且实际安装的恒力吊架恒 定度指标不满足规范要求。在一些冷、热态管道系 统质量变化较大的情况下,适当提高恒力吊架的恒 定度,对结构受力是有利的。在目前管道热位移严 重受阻的情况下,管道最大应力仅升高了约9%,端 口推力矩显著提高,不过端口区域的应力仍在安全 范围内,这是因为选用了柔性较大的管道,满足了安 全运行的需要,确保机组建成投产10年以来相关结 构状态仍保持正常。
建议电厂方在下次检修时按照实际载荷对所有 恒力吊架进行更换安装。
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