蒸汽管道剛性支吊架應(yīng)力分析

宋戰(zhàn)兵，范佩佩，魏江，劉寶林，李根，種道彤

(1.中國(guó)大唐集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院西北所，西安 710065; 2.西安交通大學(xué)，西安 710049)

0 引言

隨著火電機(jī)組容量和參數(shù)的不斷提高，汽水管道系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和布置更為復(fù)雜，對(duì)汽水管道的靜力分析及動(dòng)態(tài)分析越來(lái)越受到重視，尤其是高溫高壓管道。機(jī)組長(zhǎng)期運(yùn)行后，管道支吊架偏離設(shè)計(jì)工況工作，安全裕度降低，從而影響管道應(yīng)力、設(shè)備接口的推力和推力矩，降低管道和設(shè)備的壽命。另外，變負(fù)荷過(guò)程中支吊架溫度、壓力出現(xiàn)一定的波動(dòng)，產(chǎn)生較大的應(yīng)力幅，易導(dǎo)致支吊架和管道發(fā)生破壞或斷裂。目前，相關(guān)學(xué)者對(duì)電廠管道的穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)過(guò)程已經(jīng)開(kāi)展了廣泛的研究，然而支撐蒸汽管道的各類(lèi)支吊架的有限元分析相對(duì)較少。

趙星海[1]、安慧[2]等對(duì)火電廠蒸汽管道支吊架失效的原因進(jìn)行了分析，提出了預(yù)防和控制蒸汽管道支吊架失效的建議和措施。劉志華[3]等針對(duì)新建機(jī)組調(diào)試過(guò)程支吊架失效方式，及其對(duì)電廠管道系統(tǒng)安全運(yùn)行的影響進(jìn)行了分析。鄭鋼[4]等對(duì)電廠支吊架的選型和存在的問(wèn)題做了詳細(xì)分析。高曉頻[5]等對(duì)管道支吊架間距進(jìn)行了研究，比較分析了不同支吊架間距下管道彎曲應(yīng)力、彎曲撓度和固有頻率。李磊[6]等采用有限元方法對(duì)再熱蒸汽管道應(yīng)力進(jìn)行了分析，預(yù)測(cè)了應(yīng)力集中部位，并與電測(cè)法測(cè)量結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比。現(xiàn)有對(duì)支吊架的研究多是針對(duì)具體機(jī)組從工程安裝和調(diào)整的角度進(jìn)行分析，然而對(duì)于支吊架穩(wěn)態(tài)工況下的溫度、變形和應(yīng)力分布，以及瞬態(tài)過(guò)程的研究仍相對(duì)較少。

剛性支吊架在無(wú)垂直位移下支撐管道，普通情況下使用最多。但其受力情況復(fù)雜，工作條件多變，往往受安裝位置限制，以致結(jié)構(gòu)和尺寸均十分龐雜，給精確的理論分析和計(jì)算帶來(lái)很大困難[7]。因此，本文采用有限元分析方法，針對(duì)機(jī)組蒸汽管道剛性支吊架建立三維分析模型，研究該支吊架在發(fā)生穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)變負(fù)荷工況下的變形量和應(yīng)力分布，預(yù)測(cè)支吊架應(yīng)力集中部位，以及變負(fù)荷速率對(duì)不同應(yīng)力集中部位的影響，從而為支吊架的安全工作提供理論依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型的建立

1.1 有限元模型

本文選用某300 MW機(jī)組的蒸汽管道剛性支吊架為計(jì)算實(shí)體模型，其結(jié)構(gòu)由管夾橫擔(dān)、雙頭螺紋吊桿、單孔吊板、鋼板等組成。在建模和計(jì)算中不考慮焊縫局部影響和管道初始缺陷，并忽略局部的倒角、螺紋等對(duì)結(jié)構(gòu)剛度影響不大的細(xì)節(jié)，取管道長(zhǎng)度為1 040 mm。簡(jiǎn)化后的支吊架有限元模型如圖1所示，結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 網(wǎng)格劃分及獨(dú)立性驗(yàn)證

剛性支吊架整體結(jié)構(gòu)較為規(guī)整，網(wǎng)格劃分采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖2所示。對(duì)蒸汽管道支吊架進(jìn)行額定工況下的穩(wěn)態(tài)模擬，圖3給出了不同網(wǎng)格密度下支吊架最大等效應(yīng)力值，結(jié)果表明：在網(wǎng)格單元數(shù)大于107萬(wàn)時(shí)，最大等效應(yīng)力變化趨于平緩，數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)網(wǎng)格數(shù)量不敏感，認(rèn)為網(wǎng)格獨(dú)立。綜合考慮網(wǎng)格數(shù)量和計(jì)算時(shí)長(zhǎng)，本文選擇網(wǎng)格單元數(shù)為107萬(wàn)時(shí)的計(jì)算模型。

圖2 剛性支吊架網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of rigid hanger

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證Fig.3 Independent verification of grid

1.3 邊界條件

對(duì)支吊架進(jìn)行溫度場(chǎng)計(jì)算時(shí)，其熱邊界條件按第三類(lèi)邊界條件處理，即給定對(duì)流換熱系數(shù)和工質(zhì)溫度，傳熱關(guān)聯(lián)式采用Dittus-Boelter公式：蒸汽管道內(nèi)壁溫度載荷以熱對(duì)流方式處理，對(duì)流換熱系數(shù)經(jīng)物性參數(shù)計(jì)算得到，取2 174 W/(m2·℃)，對(duì)流溫度334.2 ℃；暴露于空氣中的支吊架部分，對(duì)流換熱系數(shù)按經(jīng)驗(yàn)取5 W/(m2·℃)，環(huán)境溫度為20.0 ℃。

對(duì)支吊架進(jìn)行應(yīng)力場(chǎng)計(jì)算時(shí)，約束方式和結(jié)構(gòu)載荷如圖4所示。A處施加重力加速度，9.8 m/s2，方向豎直向下；B處施加管道工作壓力4.2 MPa；C處施加固定約束；各桿件之間為綁定接觸方式。

圖5 剛性支吊架穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)Fig.5 Steady-state temperature field of rigid hanger

圖4 剛性支吊架約束和載荷Fig.4 Rigid hanger constraints and loads

1.4 材料特性

蒸汽管道的材料為A672B70CL32，相當(dāng)于國(guó)產(chǎn)20G鋼，為高壓無(wú)縫鋼管等坯料的專(zhuān)用鋼；橫擔(dān)管夾、管座的材料為20鋼，用于不經(jīng)受很大應(yīng)力而要求韌性很高的各種機(jī)械零件；吊桿、螺母和鋼板等其余組件的材料為Q235B鋼。由于材料特性隨溫度發(fā)生變化，材料物性參考《機(jī)械工程材料性能數(shù)據(jù)手冊(cè)》[8]。

1.5 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述方法的正確性，對(duì)剛性支吊架進(jìn)行結(jié)構(gòu)載荷下的數(shù)值模擬。參考支吊架安裝圖紙，支吊架的冷態(tài)位移為(0.5 mm，0.0 mm，0.1 mm)，支反力為33 770 N。仿真結(jié)果顯示，在結(jié)構(gòu)載荷的作用下，三向位移為(0.169 mm，0.166 mm，0.010 mm)，最大變形量出現(xiàn)在管夾側(cè)螺栓處；吊桿處支反力為28 381 N，與安裝值誤差為16%。認(rèn)為模擬結(jié)果具有較好的準(zhǔn)確性。

2 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果分析

2.1 穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)

在管道內(nèi)部強(qiáng)制對(duì)流換熱和外部自然對(duì)流換熱邊界條件下，計(jì)算得到橫擔(dān)恒力吊架內(nèi)外表面溫度場(chǎng)如圖5所示。左側(cè)為支吊架整體溫度分布，管道內(nèi)部溫度最高為334.4 ℃，外部最低為室溫20.0 ℃；右側(cè)為管夾、支座、鋼板和吊桿下端局部細(xì)節(jié)圖，其中管夾與支座接觸區(qū)域由于接觸作用增強(qiáng)了換熱；螺栓與上下管夾接觸部位溫度明顯較高，分別達(dá)304.9 ℃和302.0 ℃；吊桿下端與鋼板接觸，溫度達(dá)25.9 ℃，接觸區(qū)域上端與空氣自然對(duì)流，溫度快速降低為室溫。

2.2 穩(wěn)態(tài)熱-結(jié)構(gòu)耦合

管道和支吊架在運(yùn)行過(guò)程中，由于內(nèi)部高溫蒸汽的流動(dòng)，導(dǎo)致管道受熱膨脹，同時(shí)管道又受管夾橫擔(dān)的支撐約束，兩者變形不協(xié)調(diào)產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)整體支吊架的強(qiáng)度有較大影響。在耦合場(chǎng)分析中，將支吊架的溫度場(chǎng)作為熱載荷引入結(jié)構(gòu)強(qiáng)度計(jì)算中，得到支吊架在溫度載荷與其他載荷作用下的結(jié)構(gòu)變形與應(yīng)力分布。

支吊架在熱-結(jié)構(gòu)載荷作用下的應(yīng)力分布如圖6所示：左側(cè)為支吊架整體應(yīng)力分布，其中管夾與管道的應(yīng)力超過(guò)100.0 MPa，大部分區(qū)域的應(yīng)力在30.0 MPa以下；右側(cè)為管夾、螺栓、支座和吊桿下端局部細(xì)節(jié)圖；管夾最大等效應(yīng)力達(dá)179.3 MPa，支座最大等效應(yīng)力達(dá)189.3 MPa，下管夾與支座接觸區(qū)域存在明顯的應(yīng)力集中；螺栓等效應(yīng)力較高，最大達(dá)190.1 MPa，出現(xiàn)在螺栓中下部與管夾接觸面的邊緣上；吊桿下端等效應(yīng)力從下至上逐漸升高，應(yīng)力集中部位主要位于吊桿與鋼板接觸位置；剛性吊架存在應(yīng)力集中的部位主要為管夾、支座和螺栓。

支吊架在熱-結(jié)構(gòu)載荷作用下的變形如圖7所示：X向變形量最大值位于管夾兩側(cè)的螺栓處，達(dá)2.4 mm，是由于管道受熱膨脹，管夾兩側(cè)部位和螺栓在X方向發(fā)生較大的變形；Y向變形量最大值位于上管夾與管道接觸部位，達(dá)4.1 mm，是由于管道膨脹擠壓上下管夾，其中下管夾由支座支撐阻礙其變形，上管夾中間部位向上發(fā)生較大的變形；Z向變形量最大值位于管道兩端，達(dá)4.2 mm，是因?yàn)楣艿纼啥藶樽杂啥?，受熱后自由膨脹，變形量?duì)稱(chēng)。

2.3 變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程分析

本節(jié)研究了機(jī)組快速降負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，剛性支吊架在不同變負(fù)荷速率下的應(yīng)力變化情況(如圖8所示)，其管內(nèi)蒸汽換熱系數(shù)和壓力的變化如圖8a所示，其中初始(0～0.5 s)為穩(wěn)態(tài)運(yùn)行階段，中間(0.5～2.5 s，0.5～4.5 s，0.5～6.5 s)為快速降負(fù)荷階段，最后為停機(jī)階段。降負(fù)荷過(guò)程中管道內(nèi)蒸汽流量下降至0，蒸汽壓力降低，溫度由于熱慣性的作用短時(shí)間內(nèi)保持不變，但其換熱系數(shù)不斷下降?？焖僮冐?fù)荷過(guò)程中支吊架應(yīng)力出現(xiàn)相應(yīng)的波動(dòng)，產(chǎn)生較大的應(yīng)力幅，易導(dǎo)致支吊架和管道發(fā)生破壞或斷裂。

圖8b～圖8f給出了不同變負(fù)荷速率下管夾、支座、螺栓、吊桿以及管道的最大等效應(yīng)力隨時(shí)間的變化趨勢(shì)：由圖8b、圖8c可知，變負(fù)荷過(guò)程中管夾處最大等效應(yīng)力由181.8 MPa波動(dòng)下降至176.5 MPa左右，應(yīng)力差僅5.3 MPa；支座處最大等效應(yīng)力由191.2 MPa波動(dòng)下降至175.0 MPa，應(yīng)力差僅16.2 MPa；兩者等效應(yīng)力隨時(shí)間波動(dòng)下降。由圖8d、圖8f可知，螺栓處最大等效應(yīng)力由187.9 MPa線性下降至78.9 MPa，應(yīng)力差達(dá)109.0 MPa；蒸汽管道的最大等效應(yīng)力由158.7 MPa線性下降至36.6 MPa，應(yīng)力差達(dá)122.1 MPa；兩處較其他應(yīng)力集中部位有較大的應(yīng)力幅度變化，是由于管內(nèi)壓力下降，管道的膨脹減小，對(duì)管道應(yīng)力有直接影響，管夾處螺栓由于管道變形量減小，管夾變形減小，從而螺栓的約束力減小，等效應(yīng)力有較大的變化。由圖8e可知，吊桿處最大等效應(yīng)力在11.4 MPa附近反復(fù)波動(dòng)，甩負(fù)荷時(shí)間越短波動(dòng)幅度越大，但應(yīng)力差變化不到2.0 MPa。快速降負(fù)荷過(guò)程中支吊架的螺栓和管道較其他部位在等效應(yīng)力上有較大變化，但變負(fù)荷速率對(duì)相同部位應(yīng)力幅度大小的影響很小。

圖6 剛性支吊架穩(wěn)態(tài)應(yīng)力分布Fig.6 Steady-state stress distribution of rigid hanger

圖7 剛性支吊架穩(wěn)態(tài)變形量分布Fig.7 Distribution of steady-state deformation of rigid hanger

圖8 不同變負(fù)荷速率下剛性支吊架等效應(yīng)力變化趨勢(shì)以及蒸汽換熱系數(shù)和壓力變化情況Fig.8 Equivalent stress change of rigid hanger under different variable load rates，heat transfer coefficient and pressure change of steam

3 結(jié)論

本文建立了某300 MW機(jī)組蒸汽管道剛性支吊架的三維有限元模型，研究其在額定工況下的穩(wěn)態(tài)溫度場(chǎng)、應(yīng)力場(chǎng)和變形量分布，以及不同速率變負(fù)荷瞬態(tài)過(guò)程下剛性支吊架的應(yīng)力變化情況，具體結(jié)論如下：

(1)通過(guò)穩(wěn)態(tài)分析得到了支吊架的應(yīng)力集中部位為管夾、支座、螺栓，額定工況下螺栓處應(yīng)力最大達(dá)190.1 MPa；

(2)通過(guò)瞬態(tài)過(guò)程分析發(fā)現(xiàn)降負(fù)荷過(guò)程中螺栓和管道的等效應(yīng)力有較大的變化，分別達(dá)109.0，122.1 MPa；管夾、支座和吊桿等效應(yīng)力變化較小。

(3)不同變負(fù)荷速率下支吊架各部位等效應(yīng)力的差值幾乎相同，變負(fù)荷速率對(duì)等效應(yīng)力變化幅度的影響很小。