摘 要:某电厂主蒸汽管道支吊架 D9型管夹发生变形。采用化学成分分析及有限元分析等方 法对管夹的变形原因进行了分析。结果表明:该管夹在运行状态下的最大拉应力达到124MPa,位 于管夹折弯角外表面。最大拉应力超过了材料的许用应力值,加速了管夹在高温状态下的蠕变速 率,蠕变变形不断累积使得管夹两端变形上翘明显。
关键词:支吊架;管夹;变形;有限元分析;蠕变中图分类号:TG115文献标志码:B 文章编号:1001-4012(2021)04-0077-03
对于火电厂的汽水管道系统来说,管道支吊架 是管道的承载部件,对管道的安全运行具有重要的 作用。每个支吊架装置都是由装在管道上的部件和 固定在承载结构上的部件以及与这两类部件相连接 的中间部件组成,大体可以分为:管部结构、功能件、 根部结构和连接件。其中直接安装在管道上的部件 称为管部,其是管道支吊装置中的唯一不可缺少的 部件,按其同管道的连接方式可分为:焊接式(一般 用于介质参数不高的管道)和夹持式(普遍推荐采用 的型式)两种[1]。
西北电力设计院编制的1983版《火力发电厂汽 水管道支吊架手册》广泛应用于各等级火电机组的 管道支吊架的设计中,其中适用于高温管道立管段 的管部结构只有 D9(含 加 强 的 D9A)型 夹 持 式 管 夹,该型管夹直接采用钢板折弯制造,具有结构简 单、制造便捷的优点。
在现场检查过程中,经常发现高温管道上的 D9 型管夹两端有变形上翘现象,造成管道下沉、管道支 吊架载荷分配异常,进而影响管道的应力分布,不利 于管道的安全稳定运行,严重时甚至会发展至管夹 断裂[2-4]。
某亚临界300 MW 火电机组,采用一次中间再 热自然循环锅炉,其主蒸汽管道设计压力17.5MPa, 设计温度540 ℃。管道规格,主管为ID387mm× 41mm,支管为ID273 mm×30 mm,管道材料为 A335P91钢。现场 检 查 发 现 该 主 蒸 汽 管 道 标 高 15.0 m 的一组立管双拉杆弹簧吊架的管夹两端上 翘变形,其变形示意图如图1所示。查阅设计资料 得知该吊点及对应吊架的设计信息如表1所示。
现场检查显示该吊点的弹簧吊架安装正确,冷 热态工作载荷均正常,在机组检修时拆除管夹处的 保 温层,对变形的支吊架管夹结构尺寸进行了实际 测量,测量数据显示该管夹大体是依照支吊架手册 中的 D9.480H(C=1250)型尺寸进行下料制造的。
目前还没有标准规范对管夹的变形范围有具体 的规定,因而也无法判定该变形情况是否满足要求。 由于该主汽管道上还有多组立管吊架,为准确分析 管夹变形的详细原因,评判管夹变形的�：Τ潭�,避 免给机组运行带来安全隐患,笔者对该立管管夹进 行了成分分析和受力情况仿真分析。
1 理化检验
1.1 化学成分分析
该管夹与主蒸汽管道直接接触、属于高温部件, 按 照 设 计 图 纸 及 支 吊 架 手 册 要 求,应 该 选 用 12Cr1MoV 钢材料,现场采用 ARL8860 型直读式 光谱仪对管夹材料进行了化学成分分析,分析结果 表明材料化学成分正常,详细结果见表2。
1.2 有限元分析
1.2.1 计算模型
根据结构实际布置形式,按照各部件实际尺寸 建立三维实体模型,考虑到该管夹及管道结构的对 称性,在此只建立四分之一结构模型,管夹的两个螺 栓 M1和 M2螺栓采用简化的刚性梁约束代替,三 维有限元模型如图 2 所示。整个模型共划分单元 40932个,全部采用六面体单元,管夹处网格加密。
1.2.2 分析工况及材料参数
考虑到运行热态下管夹材料的承载强度更低, 在此重点对运行热态下的结构受力分布情况进行分 析,假定整个模型处于运行温度状态下(取主蒸汽管 道的设计温度540 ℃),根据管道及管夹材料类型, 采用线弹性本构模型,分别输入对应材料的参数,如 表3所示。
1.2.3 边界条件
将管夹与管道的接触面设置为刚性接触,根据 模型的对称特征,在管道两组对称面上设置法向约 束(包括 M2螺栓中心点),管道上表面的竖直向位 置设置为零。M1螺栓是承受该吊点重力载荷的螺 栓,对管夹无法向约束作用,在此保持 M1螺栓中心 点自由位移状态。在 M1螺栓的中心点位置添加竖 直向上的载荷14653N(吊点工作载荷的1/4),管 道内表面施加内压载荷17.5MPa,整个模型添加重 力载荷。
1.2.4 计算结果
计算所得的最大主应力(最大拉应力)云图如 图3所 示,计 算 结 果 显 示 管 夹 最 大 拉 应 力 124.0MPa,位于管夹内折弯角外表面,最大应力未 达到材料屈服强度,说明采用线弹性本构模型进行 计算是可行的。
计算所得的竖直向最大位移(相对变形)云图如 图4所示,计算结果显示 M1螺栓处的最大变形量 在 2.0mm 左 右,远 小 于 现 场 实 际 测 量 数 值 (15.0mm)。
2 分析与讨论
结合管夹实际工作状态,初步推断管夹在高温 运行状态下发生了蠕变变形[5],导致管夹实际变形 量大于理论计算值。GB/T17116.1—2018《管道支 吊架 第1部分:技术规范》中规定,12Cr1MoV 钢板 在540 ℃条件下的许用应力为68.0MPa,显然管夹 实际最大应力明显超过材料许用应力,因而可以判 断应力水平偏高是导致管夹变形的主要因素。
为评判变形管夹的危险性大小,采用等温线外 推法进行蠕变寿命评估:
式中:σ为加载应力;tr 为断裂时间;A 和m 为试验 确定的材料参数。
由于未进行实际管夹材料持久强度试验,在此 参考 DL/T654—2009《火电机组寿命评估技术导 则》给出的540 ℃条件下12Cr1MoV 钢原始管材的 多组蠕变试验数据进行管夹蠕变寿命粗略估算,将 管夹最大拉应力124.0 MPa带入式(1),根据不同 的材料参数分别进行计算,计算结果见表4。
根据不同的试验参数得到的蠕变寿命估算结果 为14507~194461h,数据较为离散,截止目前机 组已经运行11009h,已接近计算所得的最小蠕变 寿命14507h。
3 结论及建议
该立管管夹的两端上翘变形主要是由于管夹局 部应力水平偏高,加速了管夹局部位置在高温状态 下的蠕变速率,蠕变变形不断增大导致了管夹两端 上翘明显。
建议相关发电企业应加强该类管夹的监督检 查,发现隐患及时消除。通过三维有限元仿真分析 可知,D9型管夹运行状态下的主要拉应力区位于管 夹折弯角外表面,其中最大拉应力位于折弯角外表 面上部,在以后的检修中应加强对该区域的无损探伤检测。
参考文献:
[1] 林其略,周美芳.管道支吊技术[M].上海:上�？蒲� 技术出版社,1994.
[2] 田成川,张浩.某电厂600 MW 超临界机组四大管道 支吊架调整改 造 [J].东 北 电 力 技 术,2016,37(10): 34-37.
[3] 侯世勇,阎风奎,郑旭升,等.600 MW 机组热段管道 支吊架变形原因分析及处理[J].内蒙古 电 力 技 术, 2009,27(6):59-60.
[4] 刘明,郭延军,何桂宽,等.火电厂汽水管道热胀位移 异常综合 评 估 及 处 理 [J].理 化 检 验 (物 理 分 册), 2018,54(4):256-261.
[5] 束国刚,李 益 民,赵 彦 芬,等.基 于 蠕 变 曲 线 的 12Cr1MoV 钢寿命外推计算方法[J].热力发电,2000 (6):32-35.
<文章来源 > 材料与测试网>期刊论文 > 理化检验－物理分册 > 57卷 > 4期 (pp:77-79)>
关注公众号，第一时间收资讯