劉 明,解 鑫,王一劼,陳志榮

(1.華電電力科學研究院有限公司，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，可以為管道和設備提供恒定的支承力，不會給管道和設備帶來附加應力，避免管道系統(tǒng)產(chǎn)生危險的彎曲應力，廣泛應用于電力、石化等行業(yè)。許多學者對恒力吊架載荷偏差、恒定度(Δ)超標導致管道位移異常的情況進行了大量研究[1-2]，管道位移異常對管道本身以及連接設備的安全會產(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)屏進口集箱中，下降管的設計參數(shù)如表1所示。

表1 下降管的設計參數(shù)

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)，管道在對應吊點處的豎直向位移為0，與管道熱膨脹設計的計算位移不符。

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行現(xiàn)場載荷性能測試，3組吊架的設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。

表2 3組吊架設計型號及主要性能測試結(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38.1 kN，3#恒力吊架的吊點力為58.9 kN。利用CAESAR II軟件進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35 646，37 202，59 312 N，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58 752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。

表3 SA106C鋼材料的計算參數(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

以理論設計條件(18.773 MPa，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定為實際彈簧剛度，對恒力吊架處的彈簧單元剛度進行計算。

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計算公式進行推導，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。

(1)

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向為汽機至鍋爐，z向為豎直向上)，2#恒力吊架的整個位移行程S=110 mm，3#恒力吊架的整個位移行程S=140 mm。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，導致x向的熱位移發(fā)生改變。

表4 各工況下計算吊架載荷的邊界條件

表5 各工況下吊點的z向熱位移計算結(jié)果 mm

表6 各工況下吊點的x向熱位移計算結(jié)果 mm

表7 各工況下吊點的y向熱位移計算結(jié)果 mm

各工況下管道最大等效應力的計算結(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，管道的最大等效應力提高了約9%。隨著恒定度的增大，管道最大等效應力略有提升，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力水平。

表8 各工況下管道最大等效應力的計算結(jié)果 MPa

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，適當增加恒力吊架的恒定度，可以提供額外的輸出載荷，以承擔增加的介質(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)，適當提高恒力吊架的恒定度對結(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比情況

4 端口的應力分析

根據(jù)薄壁圓筒的理論計算公式，對水冷蒸發(fā)屏進口集箱接口的應力進行計算，結(jié)果顯示端口的最大軸向應力為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，在管道計算模型中讀取對應端面的位移數(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]，計算得到設計運行工況下分散下降管汽包端口的應力分布情況如圖5所示，可見主要拉應力區(qū)位于-x向的焊縫下邊緣處，最大拉應力為193.7 MPa。

圖5 設計運行工況下分散下降管汽包端口的應力分布情況

水冷蒸發(fā)屏進口集箱及汽包接口附近的最大應力均位于管道外表面局部區(qū)域，參照管道設計規(guī)范，對局部應力取許用應力的3倍進行校核[10]，材料熱態(tài)時的3倍許用應力為389.1 MPa，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力仍在安全范圍內(nèi)，且僅達到許用應力的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重受阻的情況下，管道最大應力僅升高了約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，確保機組建成投產(chǎn)10年以來相關結(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行更換安裝。