何建軍, 陳 薦, 李 光, 劉文會

(1.長沙理工大學(xué)能源高效清潔利用湖南省高校重點實驗室,長沙 410076;2.湖南省電力公司試驗研究院,長沙 410007)

鍋爐汽包是火力發(fā)電設(shè)備中最重要的部件之一,由于其內(nèi)部過程復(fù)雜,結(jié)構(gòu)剛性大,工作壓力和溫度高,因而存在較大的內(nèi)應(yīng)力.機組啟停過程中各項參數(shù)快速變化,汽包溫度、壓力不斷變化,加上汽包自身質(zhì)量、蓄熱能力大和存在各種接口,導(dǎo)致熱應(yīng)力和機械應(yīng)力更為復(fù)雜[1-2].應(yīng)力集中和應(yīng)力疲勞會使汽包萌生裂紋,影響汽包的壽命,嚴重影響機組的安全運行.目前,300 MW鍋爐汽包應(yīng)力計算多集中在汽包的某個局部或關(guān)鍵位置點[3-4],或者為某些部位的瞬態(tài)計算[5],缺乏汽包整體的全面動態(tài)應(yīng)力分布分析;汽包運行一定時間以后,一些非特殊部位(焊接處、下降管口等以外的部位)可能出現(xiàn)裂紋[6],在對汽包裂紋形成原因進行分析和壽命評估時就必須對汽包的整體應(yīng)力分布和變化過程進行計算分析,而機組啟停過程中汽包應(yīng)力變化是影響裂紋和汽包壽命的主要因素[7-8].筆者采用三維有限元方法,結(jié)合SA299汽包材料的特點,分析機組啟停過程中SA299汽包各部分的應(yīng)力分布,獲得啟停過程中各處應(yīng)力隨時間的變化規(guī)律.研究結(jié)果對分析汽包裂紋產(chǎn)生的原因、計算疲勞壽命、評估汽包運行安全性及優(yōu)化機組啟停工況等均有重要的意義.

1 汽包有限元計算

1.1 汽包尺寸與材料

某發(fā)電廠300 MW機組的鍋爐SA299材質(zhì)汽包在大修時發(fā)現(xiàn)其中部距下降管400～500 mm處出現(xiàn)了許多裂紋(見圖1 F1和F3處).該鍋爐汽包筒身內(nèi)徑為1778 mm,壁厚約200 mm.汽包由3節(jié)筒體,2個封頭組成.每節(jié)筒體長6 m,由2塊半圓瓦片組成,有2條縱焊縫.下降管外徑為710 mm,內(nèi)徑為440 mm.汽包材質(zhì)SA299鋼的化學(xué)成分見表1.SA299鋼的彈性模量為1.75×105MPa,密度為7840 kg/m3,泊松比為0.31,線膨脹系數(shù)為13.34×10-6/K,導(dǎo)熱系數(shù)為45 W/(m?K),比熱容為465 J/(kg?K).

圖1 汽包筒體測溫點和裂紋部位示意圖Fig.1 Location of temperature measurement points and cracking areas on the drum

表1 汽包SA299鋼化學(xué)成分Tab.1 Chemical composition of the drum steel SA299%

1.2 汽包有限元計算模型的建立

汽包具有軸對稱性,除了下降管以外其他的開孔相對于汽包整體來講很小,建模過程中對汽包進行如下簡化:

(1)筒身除下降管外其他開孔忽略不計;

(2)下降管與筒身連接處焊縫結(jié)構(gòu)尺寸較大,焊縫建模按實際結(jié)構(gòu)尺寸;但一般焊縫對整體結(jié)構(gòu)影響不大,不作考慮;

(3)根據(jù)結(jié)構(gòu)的對稱性,取汽包整體的四分之一進行計算;根據(jù)裂紋位置和汽包結(jié)構(gòu)對稱性,在計算瞬態(tài)應(yīng)力分布時選用如圖2(b)所示的小塊部分;

(4)汽包各處物性參數(shù)均一且不隨溫度變化;

(5)汽包啟停時取較低水位(正常水位線取在中心線下150 mm).其有限元網(wǎng)格見圖2.

圖2 汽包有限元網(wǎng)格Fig.2 Finite element mesh of the drum model

1.3 有限元計算邊界條件的確定

邊界條件主要為汽包啟停過程中的溫度、壓力等運行參數(shù).汽包外壁測溫點分布見圖1(①～○11).由于最下方的測點③和最上方的測點⑨在啟停過程中溫差較大,所以取測點③壁溫為汽包外下壁溫度,測點⑨壁溫為汽包外上壁溫度.

圖3 啟動過程中汽包外壁溫度和汽包壓力變化曲線Fig.3 Outer wall temperature and pressure curve of drum during startup process

用鍋爐熱力性能試驗軟件計算汽包內(nèi)壁溫度,輸入每個時刻汽包的內(nèi)部壓力和相應(yīng)的飽和蒸汽溫度,結(jié)合汽包的熱導(dǎo)率和傳熱系數(shù),求得每個時刻的汽包內(nèi)上壁溫度.汽包外壁的溫度和內(nèi)部壓力由電廠DCS系統(tǒng)提供,啟動過程中各部位的溫度變化情況見圖3(a).啟動過程中的壓力變化見圖3(b).冷態(tài)啟動初期,汽包壓力比較小,壓力增加也比較緩慢,隨后迅速增大.停機過程均按正常操作規(guī)程,其溫度和壓力隨時間的關(guān)系均為電廠實測數(shù)據(jù).

1.4 有限元計算分析方法

利用ALGOR軟件對汽包在啟停過程的溫度場及熱應(yīng)力場進行計算,再計算機械應(yīng)力和總應(yīng)力分布,重點分析得到汽包水位線、裂紋處和危險點F2的熱應(yīng)力及總應(yīng)力在整個啟停過程中隨時間變化的情況.從圖1可以看出,裂紋產(chǎn)生的部位大約是在汽包中心下降管以上400～500 mm處,裂紋全部在水側(cè).F2為汽包下降管孔的內(nèi)壁,由于該處結(jié)構(gòu)復(fù)雜,應(yīng)力較大,被稱為汽包的危險點.

2 汽包溫度和熱應(yīng)力的分析

2.1 啟停過程中汽包瞬態(tài)熱應(yīng)力分布

通過有限元計算,汽包啟停過程中某時刻溫度瞬態(tài)分布見圖4(a)及4(c).根據(jù)彈性理論,結(jié)合汽包材料參數(shù)和溫度特點,有限元計算的熱應(yīng)力瞬態(tài)分布結(jié)果見圖4(b)及4(d).

計算數(shù)據(jù)表明,啟動過程中內(nèi)壁的熱應(yīng)力要大于外壁的熱應(yīng)力,內(nèi)壁的熱應(yīng)力在水位線處最大,并且水位線上方的應(yīng)力要大于其下方的應(yīng)力,上方位置離水位線越遠,熱應(yīng)力逐漸減小.熱應(yīng)力最大區(qū)域在水位線以上300 mm且靠近下降管中心線的區(qū)域.啟動后690 min其熱應(yīng)力最大值為52.53 MPa.計算數(shù)據(jù)還表明,停機過程中內(nèi)壁的熱應(yīng)力比同部位外壁處的大,內(nèi)下壁熱應(yīng)力比內(nèi)上壁大,危險點附近熱應(yīng)力最大,最大應(yīng)力區(qū)域位于水位線以下靠近下降管中心線處,接近裂紋產(chǎn)生區(qū)域.停機450 min后最大熱應(yīng)力為45 MPa.

2.2 啟停過程中熱應(yīng)力的變化

選取水位線、裂紋處和危險點(下降管內(nèi)壁開口拐角處)等部位,計算這些點在啟停過程中不同時刻的熱應(yīng)力,其結(jié)果見圖5.

從圖5(a)可以看出,水位線處是熱應(yīng)力最大位置,在啟動后 150～200 min和650～700 min時各有一個迅速增大、然后又迅速降低的過程,裂紋F3處的熱應(yīng)力幾乎始終大于最危險處的熱應(yīng)力,裂紋F1處應(yīng)力相對較小,不超過40 MPa.這是因為裂紋F3處受到水位影響較大,但裂紋處的熱應(yīng)力最大也沒有超過80 MPa.裂紋處的應(yīng)力變化與水位線處應(yīng)力變化基本一致,危險點F2的應(yīng)力在整個啟動過程中大部分時刻變化不大.

從圖5(b)可以看出,危險點的熱應(yīng)力始終最大,裂紋F3與水位線處的熱應(yīng)力曲線在420 min之前基本重合,之后稍低,但變化規(guī)律一致.裂紋F3處和F1處的熱應(yīng)力也小于危險點,其應(yīng)力幅不超過80 MPa,最大為400 min時的78 MPa,水位線和裂紋處的應(yīng)力都經(jīng)歷了一段(360～420 min時)快速升高后又迅速降低的過程.筒體其他部位的應(yīng)力要比F3處小,危險點的應(yīng)力主要是由于內(nèi)外壁溫差引起的,但在整個停機過程中熱應(yīng)力最大值不超過40 MPa.

圖4 啟停過程中汽包溫度和熱應(yīng)力的瞬態(tài)分布Fig.4 T ransient distribution of temperature and thermal stress during startup and shutdown process

圖5 啟停過程中熱應(yīng)力隨時間的變化曲線Fig.5 Curves of thermal stress varying with time during startup and shutdown process

3 汽包總應(yīng)力的分析

3.1 汽包總應(yīng)力的計算方法

在鍋爐汽包的應(yīng)力計算時,由于汽包總是處于一種復(fù)雜的載荷作用下,用解析方法準確地計算出汽包的應(yīng)力場比較困難.鍋爐汽包運行時實際上受到的應(yīng)力應(yīng)該為熱應(yīng)力與機械應(yīng)力共同作用的總應(yīng)力,筆者對汽包模型進行簡化以后考慮溫差引起的熱應(yīng)力與汽包機械應(yīng)力的綜合作用效果.在計算了汽包的熱應(yīng)力和機械應(yīng)力以后,再計算汽包的總應(yīng)力需要在求解熱應(yīng)力的程序上做兩點修改,具體為:在溫度場計算結(jié)束以后,將瞬態(tài)計算改為穩(wěn)態(tài)計算;在調(diào)用溫度場分析結(jié)果的同時施加內(nèi)壓載荷.

3.2 汽包總應(yīng)力的計算結(jié)果

圖6為啟停過程中汽包瞬態(tài)總應(yīng)力分布.由圖6可知,啟停動過程中內(nèi)壁水位線以下(包括裂紋產(chǎn)生區(qū)域)的總應(yīng)力比上部和外壁大.在危險點F2處(下降管內(nèi)壁接口處)總應(yīng)力最大.由于啟停工況特點導(dǎo)致水位線處的熱應(yīng)力較大,且在啟停初期升壓很小,在啟停的某一段時間內(nèi)汽包內(nèi)部壓力相對較小,容易使汽包產(chǎn)生相對較大的溫升率,從而造成汽包溫差超限,而較小的壓力產(chǎn)生的機械應(yīng)力很小(30 MPa左右).在危險點F2處,由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜和應(yīng)力集中等原因,總應(yīng)力最大.

圖6 啟停過程中汽包的瞬態(tài)總應(yīng)力分布Fig.6 T ransient distribution of total stress of drum during startup and shutdown process

啟停過程中各點總應(yīng)力隨時間的變化見圖7.由圖7(a)可知,危險點F2處總應(yīng)力最大,裂紋F3、裂紋F1處和水位線位置的總應(yīng)力依次減小.各位置的總應(yīng)力在啟動過程中(740 min內(nèi))隨時間逐漸增大.在500 min后F2點處的總應(yīng)力增速加快.在啟動前期(50 min)由于熱應(yīng)力占主導(dǎo)地位,壓力很小,裂紋處的應(yīng)力大于危險點處的應(yīng)力.整個啟動過程中,裂紋處的應(yīng)力并不大,危險點處的應(yīng)力也不超過350 MPa;在啟動740 min之后,隨著汽包溫度梯度逐漸減小,熱應(yīng)力將會有下降的趨勢,而汽包壓力變化不大.

由圖7(b)可知,在停機過程中危險點處的總應(yīng)力始終遠遠大于裂紋和水位線處的總應(yīng)力.危險點處的總應(yīng)力在初始時刻為263 MPa,在停機過程中的總應(yīng)力是逐漸下降的,但由于熱應(yīng)力的作用,總應(yīng)力總會出現(xiàn)瞬時小幅波動.裂紋和水位線處的總應(yīng)力基本接近,變化趨勢相同,在整個停機過程中應(yīng)力幅在50～100 MPa小幅震蕩,并略為減小.

圖7 啟停過程中總應(yīng)力隨時間的變化曲線Fig.7 Curves of total stress varying with time during startup and shutdown process

4 結(jié) 論

(1)在啟動過程中水位線處的熱應(yīng)力最大;啟動時裂紋處的熱應(yīng)力最大在80 MPa以內(nèi),與水位線處熱應(yīng)力變化趨勢基本一致;危險點F2裂紋處的應(yīng)力變化的應(yīng)力在整個啟動過程中變化不大.停機過程中裂紋F3和F1處的熱應(yīng)力大于水位線處,最大不超過80 MPa;最大熱應(yīng)力區(qū)域接近裂紋產(chǎn)生區(qū)域;筒體其他部位的熱應(yīng)力比F3處小,危險點處的熱應(yīng)力在整個停機過程中最大值不超過40 MPa.

(2)啟動過程中危險點F2處總應(yīng)力最大,各位置的總應(yīng)力在啟動過程中隨時間逐漸增大;在500 min后危險點處的總應(yīng)力增速加快;裂紋處的總應(yīng)力不大,危險點處的應(yīng)力不超過350 MPa.停機過程中汽包的總應(yīng)力最大值在危險點處,水位線及以下的內(nèi)壁區(qū)域應(yīng)力較上部和外壁更大,在筒體內(nèi)部其他部位應(yīng)力相差不大;總應(yīng)力的變化趨勢是下降的,裂紋和水位線處的總應(yīng)力基本接近,變化趨勢相同.

(3)現(xiàn)場檢修時發(fā)現(xiàn)裂紋方向基本一致,均為縱向裂紋,說明熱應(yīng)力是裂紋產(chǎn)生的誘因.

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