鍋爐啟停過(guò)程中SA299材質(zhì)汽包整體應(yīng)力變化的有限元分析

何建軍, 陳 薦, 李 光, 劉文會(huì)

(1.長(zhǎng)沙理工大學(xué)能源高效清潔利用湖南省高校重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,長(zhǎng)沙 410076;2.湖南省電力公司試驗(yàn)研究院,長(zhǎng)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(guò)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(jī)組啟停過(guò)程中各項(xiàng)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(jī)械應(yīng)力更為復(fù)雜[1-2].應(yīng)力集中和應(yīng)力疲勞會(huì)使汽包萌生裂紋,影響汽包的壽命,嚴(yán)重影響機(jī)組的安全運(yùn)行.目前,300 MW鍋爐汽包應(yīng)力計(jì)算多集中在汽包的某個(gè)局部或關(guān)鍵位置點(diǎn)[3-4],或者為某些部位的瞬態(tài)計(jì)算[5],缺乏汽包整體的全面動(dòng)態(tài)應(yīng)力分布分析;汽包運(yùn)行一定時(shí)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(duì)汽包裂紋形成原因進(jìn)行分析和壽命評(píng)估時(shí)就必須對(duì)汽包的整體應(yīng)力分布和變化過(guò)程進(jìn)行計(jì)算分析,而機(jī)組啟停過(guò)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(diǎn),分析機(jī)組啟停過(guò)程中SA299汽包各部分的應(yīng)力分布,獲得啟停過(guò)程中各處應(yīng)力隨時(shí)間的變化規(guī)律.研究結(jié)果對(duì)分析汽包裂紋產(chǎn)生的原因、計(jì)算疲勞壽命、評(píng)估汽包運(yùn)行安全性及優(yōu)化機(jī)組啟停工況等均有重要的意義.

1 汽包有限元計(jì)算

1.1 汽包尺寸與材料

某發(fā)電廠300 MW機(jī)組的鍋爐SA299材質(zhì)汽包在大修時(shí)發(fā)現(xiàn)其中部距下降管400～500 mm處出現(xiàn)了許多裂紋(見(jiàn)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(gè)封頭組成.每節(jié)筒體長(zhǎng)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(jiàn)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(cè)溫點(diǎn)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(jì)算模型的建立

汽包具有軸對(duì)稱性,除了下降管以外其他的開(kāi)孔相對(duì)于汽包整體來(lái)講很小,建模過(guò)程中對(duì)汽包進(jìn)行如下簡(jiǎn)化:

(1)筒身除下降管外其他開(kāi)孔忽略不計(jì);

(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(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸;但一般焊縫對(duì)整體結(jié)構(gòu)影響不大,不作考慮;

(3)根據(jù)結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,取汽包整體的四分之一進(jìn)行計(jì)算;根據(jù)裂紋位置和汽包結(jié)構(gòu)對(duì)稱性,在計(jì)算瞬態(tài)應(yīng)力分布時(shí)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(shí)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(jiàn)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(jì)算邊界條件的確定

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

圖3 啟動(dòng)過(guò)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(yàn)軟件計(jì)算汽包內(nèi)壁溫度,輸入每個(gè)時(shí)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(gè)時(shí)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(dòng)過(guò)程中各部位的溫度變化情況見(jiàn)圖3(a).啟動(dòng)過(guò)程中的壓力變化見(jiàn)圖3(b).冷態(tài)啟動(dòng)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(jī)過(guò)程均按正常操作規(guī)程,其溫度和壓力隨時(shí)間的關(guān)系均為電廠實(shí)測(cè)數(shù)據(jù).

1.4 有限元計(jì)算分析方法

利用ALGOR軟件對(duì)汽包在啟停過(guò)程的溫度場(chǎng)及熱應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算,再計(jì)算機(jī)械應(yīng)力和總應(yīng)力分布,重點(diǎn)分析得到汽包水位線、裂紋處和危險(xiǎn)點(diǎn)F2的熱應(yīng)力及總應(yīng)力在整個(gè)啟停過(guò)程中隨時(shí)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(xiǎn)點(diǎn).

2 汽包溫度和熱應(yīng)力的分析

2.1 啟停過(guò)程中汽包瞬態(tài)熱應(yīng)力分布

通過(guò)有限元計(jì)算,汽包啟停過(guò)程中某時(shí)刻溫度瞬態(tài)分布見(jiàn)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(diǎn),有限元計(jì)算的熱應(yīng)力瞬態(tài)分布結(jié)果見(jiàn)圖4(b)及4(d).

計(jì)算數(shù)據(jù)表明,啟動(dòng)過(guò)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(yuǎn),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(dòng)后690 min其熱應(yīng)力最大值為52.53 MPa.計(jì)算數(shù)據(jù)還表明,停機(jī)過(guò)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(xiǎn)點(diǎn)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(jī)450 min后最大熱應(yīng)力為45 MPa.

2.2 啟停過(guò)程中熱應(yīng)力的變化

選取水位線、裂紋處和危險(xiǎn)點(diǎn)(下降管內(nèi)壁開(kāi)口拐角處)等部位,計(jì)算這些點(diǎn)在啟停過(guò)程中不同時(shí)刻的熱應(yīng)力,其結(jié)果見(jiàn)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(dòng)后 150～200 min和650～700 min時(shí)各有一個(gè)迅速增大、然后又迅速降低的過(guò)程,裂紋F3處的熱應(yīng)力幾乎始終大于最危險(xiǎn)處的熱應(yīng)力,裂紋F1處應(yīng)力相對(duì)較小,不超過(guò)40 MPa.這是因?yàn)榱鸭yF3處受到水位影響較大,但裂紋處的熱應(yīng)力最大也沒(méi)有超過(guò)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(xiǎn)點(diǎn)F2的應(yīng)力在整個(gè)啟動(dòng)過(guò)程中大部分時(shí)刻變化不大.

從圖5(b)可以看出,危險(xiǎn)點(diǎn)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(xiǎn)點(diǎn),其應(yīng)力幅不超過(guò)80 MPa,最大為400 min時(shí)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(shí))快速升高后又迅速降低的過(guò)程.筒體其他部位的應(yīng)力要比F3處小,危險(xiǎn)點(diǎn)的應(yīng)力主要是由于內(nèi)外壁溫差引起的,但在整個(gè)停機(jī)過(guò)程中熱應(yīng)力最大值不超過(guò)40 MPa.

圖4 啟停過(guò)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(guò)程中熱應(yīng)力隨時(shí)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(jì)算方法

在鍋爐汽包的應(yīng)力計(jì)算時(shí),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(zhǔn)確地計(jì)算出汽包的應(yīng)力場(chǎng)比較困難.鍋爐汽包運(yùn)行時(shí)實(shí)際上受到的應(yīng)力應(yīng)該為熱應(yīng)力與機(jī)械應(yīng)力共同作用的總應(yīng)力,筆者對(duì)汽包模型進(jìn)行簡(jiǎn)化以后考慮溫差引起的熱應(yīng)力與汽包機(jī)械應(yīng)力的綜合作用效果.在計(jì)算了汽包的熱應(yīng)力和機(jī)械應(yīng)力以后,再計(jì)算汽包的總應(yīng)力需要在求解熱應(yīng)力的程序上做兩點(diǎn)修改,具體為:在溫度場(chǎng)計(jì)算結(jié)束以后,將瞬態(tài)計(jì)算改為穩(wěn)態(tài)計(jì)算;在調(diào)用溫度場(chǎng)分析結(jié)果的同時(shí)施加內(nèi)壓載荷.

3.2 汽包總應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果

圖6為啟停過(guò)程中汽包瞬態(tài)總應(yīng)力分布.由圖6可知,啟停動(dòng)過(guò)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(xiǎn)點(diǎn)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(diǎn)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(shí)間內(nèi)汽包內(nèi)部壓力相對(duì)較小,容易使汽包產(chǎn)生相對(duì)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(jī)械應(yīng)力很小(30 MPa左右).在危險(xiǎn)點(diǎn)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(guò)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(guò)程中各點(diǎn)總應(yīng)力隨時(shí)間的變化見(jiàn)圖7.由圖7(a)可知,危險(xiǎn)點(diǎn)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(dòng)過(guò)程中(740 min內(nèi))隨時(shí)間逐漸增大.在500 min后F2點(diǎn)處的總應(yīng)力增速加快.在啟動(dòng)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(xiǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力.整個(gè)啟動(dòng)過(guò)程中,裂紋處的應(yīng)力并不大,危險(xiǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力也不超過(guò)350 MPa;在啟動(dòng)740 min之后,隨著汽包溫度梯度逐漸減小,熱應(yīng)力將會(huì)有下降的趨勢(shì),而汽包壓力變化不大.

由圖7(b)可知,在停機(jī)過(guò)程中危險(xiǎn)點(diǎn)處的總應(yīng)力始終遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于裂紋和水位線處的總應(yīng)力.危險(xiǎn)點(diǎn)處的總應(yīng)力在初始時(shí)刻為263 MPa,在停機(jī)過(guò)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(huì)出現(xiàn)瞬時(shí)小幅波動(dòng).裂紋和水位線處的總應(yīng)力基本接近,變化趨勢(shì)相同,在整個(gè)停機(jī)過(guò)程中應(yīng)力幅在50～100 MPa小幅震蕩,并略為減小.

圖7 啟停過(guò)程中總應(yīng)力隨時(shí)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(dòng)過(guò)程中水位線處的熱應(yīng)力最大;啟動(dòng)時(shí)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(shì)基本一致;危險(xiǎn)點(diǎn)F2裂紋處的應(yīng)力變化的應(yīng)力在整個(gè)啟動(dòng)過(guò)程中變化不大.停機(jī)過(guò)程中裂紋F3和F1處的熱應(yīng)力大于水位線處,最大不超過(guò)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(xiǎn)點(diǎn)處的熱應(yīng)力在整個(gè)停機(jī)過(guò)程中最大值不超過(guò)40 MPa.

(2)啟動(dòng)過(guò)程中危險(xiǎn)點(diǎn)F2處總應(yīng)力最大,各位置的總應(yīng)力在啟動(dòng)過(guò)程中隨時(shí)間逐漸增大;在500 min后危險(xiǎn)點(diǎn)處的總應(yīng)力增速加快;裂紋處的總應(yīng)力不大,危險(xiǎn)點(diǎn)處的應(yīng)力不超過(guò)350 MPa.停機(jī)過(guò)程中汽包的總應(yīng)力最大值在危險(xiǎn)點(diǎn)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(shì)是下降的,裂紋和水位線處的總應(yīng)力基本接近,變化趨勢(shì)相同.

(3)現(xiàn)場(chǎng)檢修時(shí)發(fā)現(xiàn)裂紋方向基本一致,均為縱向裂紋,說(shuō)明熱應(yīng)力是裂紋產(chǎn)生的誘因.

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