光熱發(fā)電系統(tǒng)中連續(xù)排污擴容器的熱機疲勞分析

唐 卉，張福君，李 明

(哈爾濱鍋爐廠有限責任公司，黑龍江 哈爾濱 150046)

0 概 述

太陽能是取之不竭的可再生能源，利用太陽能發(fā)電是開拓新的清潔能源、保護環(huán)境和節(jié)能減排的有效途徑。目前，較為成熟的太陽能發(fā)電技術，為太陽能光伏發(fā)電技術和太陽能光熱發(fā)電技術。光熱發(fā)電的能量采集方式，主要有塔式、槽式和碟式等采集方式。在國外，槽式和塔式的太陽能光熱發(fā)電站，已實現(xiàn)了商業(yè)化運行，而碟式發(fā)電系統(tǒng)仍處于示范階段[1]。

現(xiàn)今，在美國和西班牙的槽式光熱發(fā)電廠，均處于示范運行狀態(tài)，光熱機組的裝機容量為13.8～50 MW。在槽式光熱發(fā)電系統(tǒng)中，主要加熱設備是聚光器。2014年10月，由我國研制的槽式太陽能聚光器已在通州實驗基地開始運行，該聚光器的峰值輸出功率為10 kW，而槽式光熱系統(tǒng)中的其他設備，現(xiàn)仍在研制或正在改進中。據(jù)我國能源局的要求，現(xiàn)已啟動了單機功率不低于50 MW槽式光熱發(fā)電項目。在2014～2016年，建成了一批商業(yè)化的光電機組示范項目，至2017年進入了大規(guī)模的建設階段，將在2020年，完成3 GW的光熱機組的裝機容量，至2030年，將完成29 GW裝機容量，未來光熱發(fā)電項目將大批上馬，并將快速發(fā)展[2]。

光熱發(fā)電技術是解決當前能源資源和環(huán)境等問題的有效途徑和方法，因此，研制高效及性能優(yōu)良的配套設備，也顯得尤為重要。為了滿足光熱發(fā)電系統(tǒng)中對連續(xù)排污擴容器性能的要求，現(xiàn)利用有限元軟件，對擴容器進行強度分析和熱機疲勞分析。

1 設計參數(shù)及計算模型

1.1 設計參數(shù)

連續(xù)排污擴容器(簡稱連排)的基本設計參數(shù)，如表1所示。設備運行時的溫度及壓力變化曲線，如圖1所示。設備的材料性能參數(shù)，如表2、表3[3]所示。

表1基本設計參數(shù)

設計壓力/MPa1.35設計溫度/℃300腐蝕裕量/mm1.0保溫材料厚度/mm120保溫材料巖棉設計壽命/年25正常工況下起停次數(shù)/次10000斷電工況/次2700檢修工況/次25水壓工況/次25

(a) 溫度變化

(b) 壓力變化

(a) 溫度變化

(b) 壓力變化

(a) 溫度變化

(b) 壓力變化

表2材料性能參數(shù)

部件名稱材料牌號設計應力強度(室溫)/MPa設計應力強度(設計溫度)/MPa彈性模量/MPa泊松比封頭、筒體、支座Q345R212.5153接管20170.81081830000.3

表3不同溫度下材料的性能參數(shù)

項目碳鋼巖棉溫度/℃熱膨脹系數(shù)/C^-1導熱系數(shù)/(W·m -1·℃ -1)比熱/(J·kg -1·℃ -1)熱膨脹系數(shù)/C^-1導熱系數(shù)/(W·m -1·℃ -1)比熱/(J·kg -1·℃ -1)201.15E-0560.4430.58501.18E-0559.8453.091001.21E-0558.0479.741501.24E-0555.9499.852001.27E-0553.6516.132501.30E-0551.4534.003001.33E-0549.2553.003501.36E-0547.0574.844001.38E-0544.9600.374501.41E-0542.7628.241.2E-60.03540.04130.05120.06110.07100.08090.09080.10070.11060.1205750

1.2 計算模型

首先，建立了連排設備的結構模型，如圖2所示。對不連續(xù)區(qū)域進行了局部的網(wǎng)格細分。連排模型的總單元格數(shù)，為157 748，總節(jié)點數(shù)，為796 768。網(wǎng)格劃分后的有限元模型，如圖3、圖4所示。

圖2 結構模型圖

圖3 有限元模型

圖4 有限元模型局部圖

2 應力分析及強度校核

2.1 計算時的邊界條件

利用Ansys Workbench15.0軟件進行應力分析，選用對象為高階實體單元SOLID186，可更很好地模擬不連續(xù)區(qū)的應力集中狀況。有限元分析模型的邊界條件，如表4所示。設計工況下的加載負荷，如圖5所示。

表4模型邊界條件

載荷類型加載部位大小(設計工況)內(nèi)壓/MPa筒體封頭接管內(nèi)表面1.35接管端面內(nèi)壓等效力/MPa接管N-1端面1.35接管N-7端面-3.82接管N-3、N-4、N-8端面-1.49接管N-5端面-1.97接管N-6端面-8.35約束條件約束部位約束類型支腿下底面固定約束

圖5 設計工況下的加載負荷

2.2 應力強度評定

經(jīng)模擬計算，連排設備的應力分布云圖，如圖6所示，并對連排設備進行應力強度評定。應力評定結果表明，滿足設計要求。

圖6 整體應力分布云圖

經(jīng)過有限元計算，發(fā)現(xiàn)應力最大處位于人孔接管的根部。在應力最大處定義評定的路徑，路徑位置的分布，如圖7所示。應力強度的評定結果，如表5所示。

圖7 應力最大點處的路徑

表5應力強度評定結果

路徑名稱應力強度及組合應力強度應力強度計算值/MPa應力強度的許用極限/MPa評定結果Path01SⅡ157.451.5KSm=1.5×126=189通過SⅣ263.63Sm =3×126=378通過Path02SⅡ163.271.5KSm=1.5×126=189通過SⅣ284.993Sm =3×126=378通過Path03SⅡ123.671.5KSm=1.5×153=229.5通過SⅣ182.953Sm =3×153=459通過

注：SⅡ— 一次局部薄膜應力強度；

SⅣ— 一次+二次應力強度；

Sm— 設計溫度下材料許用應力；

K— 載荷組合系數(shù)，取1。

3 疲勞強度的評定

運行時，連排設備處于溫度和壓力的循環(huán)波動工況下，造成了設備的疲勞損傷。主要有4種工況，即日常運行工況、設備斷電工況、年度維修工況、水壓工況。

因設備沿軸線方向上的溫差分布不同，其熱應力分析可分為2個區(qū)域。在上封頭與筒身連接的區(qū)域，最大溫差為9.5℃。在下封頭與支座的連接區(qū)域，最大溫差為設備運行溫度與環(huán)境溫度(環(huán)境溫度22℃)之差。

3.1 日常運行工況下的疲勞評定

3.1.1 上封頭與筒身部分的疲勞分析

對于上封頭與筒身部分的熱分析，由日常運行工況下的溫度變化曲線可知，在上封頭與筒身區(qū)域內(nèi)，熱載荷的最大溫差，為9.5℃，其回轉(zhuǎn)殼體沿經(jīng)線方向上的任意兩點長度為：

假設設備溫度沿筒體軸線方向上為線性分布，則上封頭與筒身任意相鄰兩點的金屬溫差為：

Δt=9.5÷(3100÷193.65)=0.6℃

在設備保溫良好的工況下，壁厚方向上的溫差很小，根據(jù)JB4732-1995(2005年確認版)標準中表3-4的要求，上封頭與筒身部分可免作熱疲勞審核[4]。

根據(jù)設備整體的應力分布可知，上封頭與筒身的最大應力點，發(fā)生在人孔接管的根部，可定為疲勞校核點。利用有限元分析時，采用了線彈性計算，應力與載荷成正比關系。計算了設計工況下最大應力點的交變應力幅值，按計算的相關性，也可得到其它工況下的交變應力幅值。同時，還在模型結構中考慮了焊縫產(chǎn)生的應力影響，不需要再添加焊縫減弱系數(shù)。在正常運行工況下，連排設備的壓力波動為0.78～1.0 MPa，最大交變應力的幅值，為26.2 MPa。因材料抗拉強度值σb≤550 MPa，則得許用循環(huán)次數(shù)N1=106。

3.1.2 下封頭與支座部分的疲勞分析

對下封頭與支座部分及環(huán)境之間的熱分析。假設物料溫度均勻，溫差集中在下封頭到支座底端。由圖1可知，在日常工況中，下封頭與支座部分和環(huán)境(環(huán)境溫度22℃)的最大溫差為162℃。假設支座上的溫度沿經(jīng)線線性分布，則任意兩點間距離：

下封頭到支座底端任意相鄰兩點之間金屬溫差：

Δt=162÷(690÷193.65)=45.5℃

由JB4732-1995標準中表3-4可知，因下封頭、支座與環(huán)境之間金屬溫差的波動循環(huán)，可引起連排設備的熱疲勞，應對其局部進行瞬態(tài)熱分析[4]。

考慮到結構和載荷的對稱性，建立了下封頭、支座局部結構的1/3模型，如圖8所示。圖8(a)為溫度場分析所用的幾何模型，包含下封頭、支座、接管及封頭接管保溫層；圖8(b)為應力分析所用的幾何模型，不包含保溫材料。

(a)溫度場分析 (b)應力分析

圖8 下封頭與支座部分三維幾何模型

利用Ansys Workbench15.0軟件進行分析，采用SOLID186單元。有限元的網(wǎng)格模型，如圖9所示。在溫度場分析模型中，有708 254個單元、1 062 142個節(jié)點。在應力分析模型中，有26 719個單元、1 062 142個節(jié)點。

(a)溫度場分析模型 (b)應力分析模型

圖9 下封頭與支座部分的有限元模型

有限元模型的溫度及壓力變化曲線，如圖1所示。計算時的邊界條件，如表6所示。

表6計算時的邊界條件

載荷類型加載部位大小溫度/℃封頭接管內(nèi)表面174.5～184保溫層支座與空氣接觸面22對流換熱系數(shù)/(W·m-2·℃ -1)/10內(nèi)壓/MPa封頭接管內(nèi)表面0.78～1端面內(nèi)壓等效力/MPa封頭端面-26.75～-34.29接管端面-2.04～-2.62約束條件約束部位約束類型支座下底面固定約束對稱面對稱約束

下封頭與支座連接部分的瞬態(tài)溫度分布，如圖10所示。應力分布云圖，如圖11所示。經(jīng)分析，應力最大點位于支座墊板處，在此部分的結構模型中，未考慮連接支座墊板與封頭的角焊縫所產(chǎn)生的應力。根據(jù)JB4732-1995標準中C.4的規(guī)定，引入焊縫疲勞強度的減弱系數(shù)，取4.0，則最大交變應力的幅值，為223.7 MPa，許用循環(huán)次數(shù)N1=1.72×104。

圖10 下封頭與支座部分瞬態(tài)溫度分布

圖11 下封頭與支座部分的應力分布

3.2 其它工況下的疲勞評定

與日常運行工況類似，當設備斷電或在年度維修工況下，設備的疲勞損傷也是由溫度及壓力波動所造成的。在上封頭與筒身的部分區(qū)域內(nèi)，僅受壓力波動的影響，可免除熱疲勞評定；在下封頭與支座的區(qū)域內(nèi)，均承受熱機疲勞的影響。各項疲勞損傷的評定結果，如表7所示。經(jīng)核算，在斷電工況下及年度維修工況下，設備的循環(huán)次數(shù)均能滿足設計壽命的要求。

表7設備斷電及年度維修工況下的疲勞評定

項目設備斷電工況下年度維修工況下壓力波動范圍/MPa0～10～1溫度波動范圍/℃80～1840～184上封頭與筒身部分最大交變應力幅值/MPa118.87118.87許用循環(huán)次數(shù)/次171837171837下封頭與支座部分最大交變應力幅值/MPa286.89286.89許用循環(huán)次數(shù)/次109589109589

由于設備在水壓工況下的運行溫度保持穩(wěn)定，引起疲勞損傷的主要因素是壓力波動。由圖6可知，最大應力點位于人孔接管的根部，故將該點設為疲勞校核點。水壓工況下設備的壓力波動，為0～2.16 MPa，最大交變應力的幅值，為256.76 MPa，設備的許用循環(huán)次數(shù)，為10 716，可滿足水壓工況下對設計壽命的要求。

根據(jù)設備的許用循環(huán)次數(shù)，選取4個工況下的用度系數(shù)，分別為0.58、0.025、 0.000 23、0.002 33。累計的損傷系數(shù)U，為0.607，設備的疲勞強度滿足設計要求。

4 結 語

對連排設備進行了應力強度分析，并考慮了各種工況下的熱機疲勞。經(jīng)分析，設備的強度滿足了設計要求，也為實際工程項目提供了設計依據(jù)。同時，利用有限元分析軟件，對設備的強度及疲勞損傷進行了分析。伴隨著我國研制光熱發(fā)電設備的發(fā)展，也可為相關設備的設計，提供有益的參考。