调峰火力发电机组高压导汽管的疲劳损伤研究

赵建军, 刘长福, 谌 康, 王 旭,李凤强, 卢 波, 褚建忠

(1. 大唐国际发电股份有限公司北京高井热电分公司,北京 100041;2. 中国大唐集团科学技术研究总院有限公司华北电力试验研究院,北京 100044)

基于碳达峰、碳中和目标,能源配置日趋平台化,能源利用日益高效化[1]。能源结构主导由可控、连续出力的煤电装机向不确定性强、可控性弱的新能源发电装机转变。依据双碳目标要求,新能源发电将成为我国新增发电量的主体,并在能源结构中占主导地位。为了保障风力、太阳能发电等新能源电力的消纳,煤电机组的中低负荷运行、变负荷运行将成为常态[2],承担起电网保供的重要职责。调峰运行是新形势下煤电生存的途径,也是适应双碳目标新形势要求最重要的举措。因此,随着火力发电机组调峰频率及幅度的不断增加,机组深度调峰的负荷率甚至低至16%。

机组在调峰运行时,介质的温度、压力都在波动,使设备承受交变载荷,从而引起设备的疲劳损伤[3]。尤其对于厚壁部件,其内外壁温度不一致,产生的热膨胀应力与内压应力叠加,对设备寿命的影响更明显。

以某300 MW亚临界机组的高压导汽管为对象,研究了调峰运行对高压导汽管寿命的损伤情况,以为电厂安全运行提供技术支撑。

1 调峰运行相关参数的分析

通过调整蒸汽的能量即温度、压力和流量,以调节火力发电机组的输出功率。因此,机组负荷波动主要涉及温度、压力的调节[4]。变负荷调峰机组的运行控制方式有:滑压运行、调温控制和调温调压联合控制。调峰幅度较小时,主要采用滑压运行方式;深度调峰时,则采用调温调压联合控制方式。

1.1 调峰运行相关参数的变化特性

该厂主蒸汽和再热蒸汽的设计温度相同,均为540 ℃,仅对主蒸汽系统情况进行讨论。

从该300 MW亚临界机组厂级监控信息系统(SIS)获取的运行数据见图1。从图1可以看出,机组在600 d内停机6次。机组长期运行在调峰状态,功率主要在150～300 MW波动。

图1 调峰机组运行时的功率、主蒸汽压力及温度波动情况

对从SIS获取的数据进行统计分析:机组功率最高为304.27 MW,调峰运行时的功率最低为128 MW;机组长期在200 MW以下运行,占取样时长的55%以上。

对主蒸汽压力数据进行统计分析:主蒸汽压力的最大值为17.624 MPa;正常运行时压力低于9 MPa的时长约占取样时长的0.1%;主蒸汽压力主要在10～16 MPa波动,处于该范围的时长约占取样时长的97%;压力的波动幅度为6 MPa,约为最高工作压力(16 MPa)的37.5%。

相比于机组功率和主蒸汽压力,主蒸汽温度的波动幅度较小。由图1可得:在第320天以后的时期,主蒸汽温度基本维持在535～545 ℃,而同时期的功率及压力波动明显。因此,机组功率波动与主蒸汽压力波动紧密相关,与温度波动的关系不明显。

1.2 调峰频率及参数关联性分析

从图1后300 d数据中抽取5 d的运行参数,机组功率、主蒸汽压力及温度的运行数据见图2。

图2 机组某5 d的运行数据

由图2看出机组调峰运行时的参数变化及相关性:

(1) 功率每天波动2次甚至3次;

(2) 功率峰值出现在07:00:00和19:00:00左右;

(3) 07:00:00—09:00:00时间段的功率峰值较低且持续时间短;

(4) 功率波动与主蒸汽压力波动的趋势几乎相同,而与主蒸汽温度波动无明显相关性;

(5) 主蒸汽温度波动的幅度很小,峰、谷值差约为9 K。

为了进一步明确主蒸汽温度、主蒸汽压力、机组功率的相关性及波动频率,采用快速傅里叶变换(FFT)的方法将机组数据从时域映射到频域进行分辨。

FFT是一种频谱分析方法,采用FFT方法[5]对从SIS中采集出来的离散数据进行分析:

(1)

(2)

对600 d内的运行数据进行了FFT处理(见图3)。

图3 机组功率、主蒸汽压力及温度的FFT频谱分析

从机组功率、主蒸汽压力及温度的FFT频谱中可以得出:

(1) 3个参数均在频率为0处的幅值最高。这是因为在机组运行时,功率、主蒸汽压力及温度有很高的“直流”即“不变量”成分。

(2) 功率波动的频谱量值表明每天调峰2次的天数是调峰1次的1.44倍。从压力波动的频谱量值上也能得出同样结论。调峰运行期间机组每天调峰次数的占比见图4。调峰频率以每天调峰2次居多,约占调峰运行总天数的1/2;每天调峰1次的情况约占调峰运行天数的1/3;少数情况下每天调峰3次。

图4 机组每天调峰次数的占比情况

(3) 在温度波动频谱图中也可看出每天有2次调峰的频谱,但不明显。温度波动整体类似于白噪声的随机波动。

(4) 在机组功率不低于128 MW的情况下,负荷与主蒸汽压力波动密切相关,而与主蒸汽温度无明显的关联性,机组功率主要由主蒸汽压力控制。

2 调峰运行对高压导汽管疲劳寿命的影响

以主蒸汽系统的高压导汽管为研究对象,采用有限元计算的方法,对其在调峰运行工况下的寿命损耗情况进行研究。

2.1 高压导汽管寿命评估相关参数说明

高压导汽管的材质为12Cr1MoV耐热钢,规格为Φ273×40。12Cr1MoV的物理参数与温度的关系见表1[6],评估寿命时采用线性插值法获取对应温度的参数。

表1 12Cr1MoV的材料参数

2.2 有限元模型及边界条件设置

按图纸建立的高压导汽管有限元模型见图5。由于导汽管相对于汽缸左右对称,因此仅对左半部分进行建模分析。

图5 有限元计算模型及约束情况

根据图纸设计,施加热态运行时的边界条件为:

(1) 在汽缸中心施加三向约束,控制其中心不产生位移(见图5中A约束)。

(2) 控制阀门的上下位移为0 mm(见图5中B约束)。

(3) 对左侧上缸导汽管下侧支吊架施加向上的弹吊力18 360 N(见图5中C约束)。

(4) 对左侧上缸导汽管中部支吊架施加向上的弹吊力12 250 N(见图5中E约束)。

(5) 对右侧下缸导汽管下侧支吊架施加向上的弹吊力13 170 N(见图5中D约束)。

(6) 对所有部件施加竖直向下的重力加速度9.8 m/s2(见图5中F约束)。

(7) 选取调峰幅度较大的某天,提取主蒸汽压力、温度作为载荷的影响因素,对导汽管的疲劳损伤情况进行研究。主蒸汽压力、温度随时间的变化情况见图6,压力波动范围为10.1～14.6 MPa,温度波动范围为524.1～542.3 ℃。压力载荷作用于导汽管、汽缸内壁,温度载荷作用于全部部件上。

图6 仅加载温度载荷时上、下缸导汽管的应力状况

图6 某天调峰运行时主蒸汽压力、温度的波动情况

2.3 应力分析

为了确定不同因素对导汽管应力的影响,将温度和压力载荷作用于导汽管,讨论导汽管的应力情况。如无特殊说明,所述的结果均在已施加图5中A～F约束的情况下计算求得。

2.3.1 静态应力的分析

为了便于比较不同参数对管系应力的影响,选取图6中第24小时的温度(528.5 ℃)、压力(10.5 MPa)进行分析。

(1) 仅加载温度载荷。

设置压力为0 MPa,仅加载温度载荷(528.5 ℃时)的计算结果见图6。

上缸导汽管的最大应力出现在上弯内弧内侧,最大值为37.74 MPa,结合导汽管变形情况,分析该处应力为压应力。上缸导汽管的外弧承受拉应力,最大拉应力约为26.74 MPa。

下缸导汽管的最大应力出现在与汽缸连接处的管外壁,最大应力为17.62 MPa。外壁应力随着远离管端头而降低,距离管端头1.5 m处的外壁应力下降至7 MPa。

(2) 仅加载压力载荷。

常温下,仅加载压力载荷(10.5 MPa时)的计算结果见图7。

图7 仅加载内压载荷时上缸导汽管的应力状况

上缸导汽管的最大应力出现在导汽管与汽缸连接处附近,为55.4 MPa(见图7(a)),结合导 汽管变形情况,分析得出该处应力为压应力,而管对侧为拉应力。最大拉应力为50 MPa,应力随着远离管端头而降低(见图7(b))。分析管内壁的应力情况,在管内壁多次取点,得出平均应力约为37 MPa。

下缸导汽管的最大应力出现在导汽管与汽缸连接处附近的外壁,为29.57 MPa的压应力。下缸导汽管内壁平均应力水平在20 MPa以内。

(3) 温度及压力载荷共同作用。

在温度、压力载荷的共同作用下,上缸导汽管的最大应力为39.03 MPa,相比于常温下仅加载内压载荷时下降约16 MPa。这主要是因为高温时弹性模量降低,管系的柔性增加,从而降低了管系应力。下缸导汽管应力相对常温状态下并无明显变化,最大应力为31.57 MPa,分析原因是下缸导汽管短,结构刚性大,弹性模量下降使管系柔性的增加程度不明显,并且下缸导汽管整体应力水平较低,应力的下降空间小。计算12Cr1MoV材料在540 ℃时的许用应力为83 MPa[7],上述应力远低于该许用应力。

(4) 其他因素对应力的影响。

改变支吊架的吊挂力及吊挂点,会对管系应力的分布及幅值有较大影响。在仅加载压力载荷的情况下,取消上缸导汽管的中部约束(图5中E约束),则上缸导汽管最大应力由55.4 MPa上升至71.3 MPa,由此可见支吊架的重要性。对于主蒸汽管道,由支吊架调整不当导致管道应力升高而损坏管道的事故也比较常见[8-9]。

以上是对静态应力的分析情况,仅是在某温度、压力状态时的应力水平,为了研究导汽管寿命,需要获取随载荷变化的应力。

2.3.2 动态应力的波动分析

为了便于比较应力变化,提取上、下缸导汽管在温度、内压载荷的共同作用下内、外壁处(图8中内壁1、外壁2位置)的应力。

图8 提取的导汽管内、外壁应力位置

提取的不同位置的应力与主蒸汽压力的对比结果见图9。由图9可得:导汽管在温度、压力载荷的共同作用下,其应力波动与主蒸汽压力波动的趋势较为一致。

图9 导汽管内、外壁不同位置的应力与主蒸汽压力的比较

上缸导汽管外壁1应力的波动较小,其应力波动幅度仅为1 MPa。上缸导汽管外壁在3种加载方式下的应力波动情况见图10。在温度、压力载荷的共同作用下,内压应力受热应力的影响被抵消或减弱,缓冲了内压载荷造成的应力波动。

图10 上缸导汽管外壁在3种加载方式下的应力

结合上述分析,对于调峰机组,导汽管的疲劳寿命主要受压力载荷的影响,温度载荷引起的热应力改变了导汽管的应力水平,但影响不明显。

2.4 疲劳寿命分析

采用应变-寿命曲线反映载荷与疲劳失效的关系。图11[6]的应变-寿命曲线展示了应变与失效循环次数的关系,将该曲线转换后载入有限元软件的材料属性中进行调用,以评估导汽管寿命。

图11 12Cr1MoV材料在540 ℃时的应变-寿命曲线[6]

主蒸汽压力不是呈现简单的恒周期波动,不能直接将其用于导汽管的疲劳寿命评价,需采用雨流计数法对主蒸汽压力进行处理。雨流计数法是在20世纪50年代由英国的2位工程师(M.Matsuishi和T.Endo)提出来的[10]。该计数法把实际载荷历程简化为若干个载荷循环,先计算不同的平均应力和应力范围,然后使用这组“雨流”循环完成疲劳计算,再通过Palmgren-Miner法则对疲劳损伤进行累加,从而评估疲劳损伤寿命。雨流计数法考虑了动强度(幅值)和静强度(均值)2个变量,符合疲劳载荷本身固有的特性[11],该方法在疲劳寿命计算中的应用非常广泛。

采用雨流计数法可以将任意载荷循环切分为不同的名义平均值、范围值及计数值的循环阵列。通过有限元软件计算出的主蒸汽压力的分析结果见图12。

图12 有限元软件计算出的主蒸汽压力的分析结果

雨流计数法将主蒸汽压力的波动分解成14个不同的简单循环,这14个循环有不同的名义应力、应力波动范围及计数。计算部件的疲劳寿命时,分别求取每个简单循环对寿命的损伤,然后将损伤叠加,即完成1 d内主蒸汽压力波动对导汽管疲劳寿命的计算。

在主蒸汽温度和压力波动的影响下,上缸导汽管的疲劳寿命计算结果见图13。上缸导汽管最大应力处的疲劳寿命最小,为6.95×105次循环;下缸导汽管的疲劳寿命可达106次循环以上。

图13 上缸导汽管疲劳寿命的计算结果

由此可见,在支吊架设计良好、机组调峰负荷率不低于42%的情况下,以每天调峰2次计,高压导汽管可运行6.25×105d。

3 结语

基于300 MW火力发电机组运行的SIS数据,分析了调峰运行时机组参数的相关性及波动特性,同时采用有限元计算方法研究了参数波动对高压导汽管疲劳寿命的影响。

当机组负荷不低于128 MW时,负荷与主蒸汽压力的波动密切相关,而与主蒸汽温度无明显的关联性;每天调峰2次的情况居多,约占调峰运行总天数的1/2,每天调峰1次的情况约占调峰运行总天数的1/3;每天调峰3次的情况较少。计算结果表明:在高压导汽管支吊架设计及应用良好、机组调峰负荷率不低于42%的情况下,以每天调峰2次计算,高压导汽管可运行6.25×105d。

研究结果仅针对所研究的300 MW亚临界机组,若机组调峰运行参数波动情况与该机组类似,则疲劳损伤结果可供参考。