摘 要:某電廠主蒸汽管道支吊架 D9型管夾發(fā)生變形。采用化學成分分析及有限元分析等方 法對管夾的變形原因進行了分析。結果表明:該管夾在運行狀態(tài)下的最大拉應力達到124MPa,位 于管夾折彎角外表面。最大拉應力超過了材料的許用應力值,加速了管夾在高溫狀態(tài)下的蠕變速 率,蠕變變形不斷累積使得管夾兩端變形上翹明顯。
關鍵詞:支吊架;管夾;變形;有限元分析;蠕變中圖分類號:TG115文獻標志碼:B 文章編號:1001-4012(2021)04-0077-03
對于火電廠的汽水管道系統(tǒng)來說,管道支吊架 是管道的承載部件,對管道的安全運行具有重要的 作用。每個支吊架裝置都是由裝在管道上的部件和 固定在承載結構上的部件以及與這兩類部件相連接 的中間部件組成,大體可以分為:管部結構、功能件、 根部結構和連接件。其中直接安裝在管道上的部件 稱為管部,其是管道支吊裝置中的唯一不可缺少的 部件,按其同管道的連接方式可分為:焊接式(一般 用于介質參數不高的管道)和夾持式(普遍推薦采用 的型式)兩種[1]。
西北電力設計院編制的1983版《火力發(fā)電廠汽 水管道支吊架手冊》廣泛應用于各等級火電機組的 管道支吊架的設計中,其中適用于高溫管道立管段 的管部結構只有 D9(含 加 強 的 D9A)型 夾 持 式 管 夾,該型管夾直接采用鋼板折彎制造,具有結構簡 單、制造便捷的優(yōu)點。
在現(xiàn)場檢查過程中,經常發(fā)現(xiàn)高溫管道上的 D9 型管夾兩端有變形上翹現(xiàn)象,造成管道下沉、管道支 吊架載荷分配異常,進而影響管道的應力分布,不利 于管道的安全穩(wěn)定運行,嚴重時甚至會發(fā)展至管夾 斷裂[2-4]。
某亞臨界300 MW 火電機組,采用一次中間再 熱自然循環(huán)鍋爐,其主蒸汽管道設計壓力17.5MPa, 設計溫度540 ℃。管道規(guī)格,主管為ID387mm× 41mm,支管為ID273 mm×30 mm,管道材料為 A335P91鋼?，F(xiàn)場 檢 查 發(fā) 現(xiàn) 該 主 蒸 汽 管 道 標 高 15.0 m 的一組立管雙拉桿彈簧吊架的管夾兩端上 翹變形,其變形示意圖如圖1所示。查閱設計資料 得知該吊點及對應吊架的設計信息如表1所示。
現(xiàn)場檢查顯示該吊點的彈簧吊架安裝正確,冷 熱態(tài)工作載荷均正常,在機組檢修時拆除管夾處的 保 溫層,對變形的支吊架管夾結構尺寸進行了實際 測量,測量數據顯示該管夾大體是依照支吊架手冊 中的 D9.480H(C=1250)型尺寸進行下料制造的。
目前還沒有標準規(guī)范對管夾的變形范圍有具體 的規(guī)定,因而也無法判定該變形情況是否滿足要求。 由于該主汽管道上還有多組立管吊架,為準確分析 管夾變形的詳細原因,評判管夾變形的危害程度,避 免給機組運行帶來安全隱患,筆者對該立管管夾進 行了成分分析和受力情況仿真分析。
1 理化檢驗
1.1 化學成分分析
該管夾與主蒸汽管道直接接觸、屬于高溫部件, 按 照 設 計 圖 紙 及 支 吊 架 手 冊 要 求,應 該 選 用 12Cr1MoV 鋼材料,現(xiàn)場采用 ARL8860 型直讀式 光譜儀對管夾材料進行了化學成分分析,分析結果 表明材料化學成分正常,詳細結果見表2。
1.2 有限元分析
1.2.1 計算模型
根據結構實際布置形式,按照各部件實際尺寸 建立三維實體模型,考慮到該管夾及管道結構的對 稱性,在此只建立四分之一結構模型,管夾的兩個螺 栓 M1和 M2螺栓采用簡化的剛性梁約束代替,三 維有限元模型如圖 2 所示。整個模型共劃分單元 40932個,全部采用六面體單元,管夾處網格加密。
1.2.2 分析工況及材料參數
考慮到運行熱態(tài)下管夾材料的承載強度更低, 在此重點對運行熱態(tài)下的結構受力分布情況進行分 析,假定整個模型處于運行溫度狀態(tài)下(取主蒸汽管 道的設計溫度540 ℃),根據管道及管夾材料類型, 采用線彈性本構模型,分別輸入對應材料的參數,如 表3所示。
1.2.3 邊界條件
將管夾與管道的接觸面設置為剛性接觸,根據 模型的對稱特征,在管道兩組對稱面上設置法向約 束(包括 M2螺栓中心點),管道上表面的豎直向位 置設置為零。M1螺栓是承受該吊點重力載荷的螺 栓,對管夾無法向約束作用,在此保持 M1螺栓中心 點自由位移狀態(tài)。在 M1螺栓的中心點位置添加豎 直向上的載荷14653N(吊點工作載荷的1/4),管 道內表面施加內壓載荷17.5MPa,整個模型添加重 力載荷。
1.2.4 計算結果
計算所得的最大主應力(最大拉應力)云圖如 圖3所 示,計 算 結 果 顯 示 管 夾 最 大 拉 應 力 124.0MPa,位于管夾內折彎角外表面,最大應力未 達到材料屈服強度,說明采用線彈性本構模型進行 計算是可行的。
計算所得的豎直向最大位移(相對變形)云圖如 圖4所示,計算結果顯示 M1螺栓處的最大變形量 在 2.0mm 左 右,遠 小 于 現(xiàn) 場 實 際 測 量 數 值 (15.0mm)。
2 分析與討論
結合管夾實際工作狀態(tài),初步推斷管夾在高溫 運行狀態(tài)下發(fā)生了蠕變變形[5],導致管夾實際變形 量大于理論計算值。GB/T17116.1—2018《管道支 吊架 第1部分:技術規(guī)范》中規(guī)定,12Cr1MoV 鋼板 在540 ℃條件下的許用應力為68.0MPa,顯然管夾 實際最大應力明顯超過材料許用應力,因而可以判 斷應力水平偏高是導致管夾變形的主要因素。
為評判變形管夾的危險性大小,采用等溫線外 推法進行蠕變壽命評估:
式中:σ為加載應力;tr 為斷裂時間;A 和m 為試驗 確定的材料參數。
由于未進行實際管夾材料持久強度試驗,在此 參考 DL/T654—2009《火電機組壽命評估技術導 則》給出的540 ℃條件下12Cr1MoV 鋼原始管材的 多組蠕變試驗數據進行管夾蠕變壽命粗略估算,將 管夾最大拉應力124.0 MPa帶入式(1),根據不同 的材料參數分別進行計算,計算結果見表4。
根據不同的試驗參數得到的蠕變壽命估算結果 為14507~194461h,數據較為離散,截止目前機 組已經運行11009h,已接近計算所得的最小蠕變 壽命14507h。
3 結論及建議
該立管管夾的兩端上翹變形主要是由于管夾局 部應力水平偏高,加速了管夾局部位置在高溫狀態(tài) 下的蠕變速率,蠕變變形不斷增大導致了管夾兩端 上翹明顯。
建議相關發(fā)電企業(yè)應加強該類管夾的監(jiān)督檢 查,發(fā)現(xiàn)隱患及時消除。通過三維有限元仿真分析 可知,D9型管夾運行狀態(tài)下的主要拉應力區(qū)位于管 夾折彎角外表面,其中最大拉應力位于折彎角外表 面上部,在以后的檢修中應加強對該區(qū)域的無損探傷檢測。
參考文獻:
[1] 林其略,周美芳.管道支吊技術[M].上海:上海科學 技術出版社,1994.
[2] 田成川,張浩.某電廠600 MW 超臨界機組四大管道 支吊架調整改 造 [J].東 北 電 力 技 術,2016,37(10): 34-37.
[3] 侯世勇,閻風奎,鄭旭升,等.600 MW 機組熱段管道 支吊架變形原因分析及處理[J].內蒙古 電 力 技 術, 2009,27(6):59-60.
[4] 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.
[5] 束國剛,李 益 民,趙 彥 芬,等.基 于 蠕 變 曲 線 的 12Cr1MoV 鋼壽命外推計算方法[J].熱力發(fā)電,2000 (6):32-35.
<文章來源 > 材料與測試網>期刊論文 > 理化檢驗－物理分冊 > 57卷 > 4期 (pp:77-79)>
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