某锅炉钢架结构局部坍塌原因分析^*

某锅炉钢架结构局部坍塌原因分析*

刘晓刚1,2 郑 云1 陈 煊1 赵松涛1

(1.中冶建筑研究总院有限公司国家钢结构工程技术研究中心， 北京 100088； 2.清华大学土木工程系， 北京 100084)

摘 要：对某锅炉钢架局部坍塌事故展开调查和分析。理论计算和数值分析结果表明，省煤器支承结构承压式支座节点的设计缺陷是结构坍塌的主要原因，承压节点传力路径不合理，加劲构造不足，节点区箱梁腹板在局部压力和箱梁扭矩的作用下发生弹塑性屈曲失效。加固方案改变了节点的传力路径，使之以腹板抗剪为主，受力模式清晰，理论计算强度充足，数值分析也表明该方案安全合理。

关键词：锅炉； 钢架； 局部坍塌； 加固

0 引 言

图1 锅炉钢架结构

近年来，随着我国经济、工业的发展和电力需求的增长，大量的热电厂建成投产，相应的大型锅炉也得到广泛应用。锅炉钢架是大型锅炉重要的承载结构，其结构安全性意义重大。目前我国投产的锅炉钢架很大部分为框架式(桁架式)结构，如图 1所示，由于锅炉运转的特殊工艺需求，其结构层高和柱网间距都很大，支撑等结构构件布置和节点连接形式众多。由于历史原因，国内锅炉以及钢架结构很多是直接从国外引进，对其力学性能和设计方法的研究存在很多不足[1-2]。由于锅炉钢架在设计和建设过程中并未充分考虑我国的地震分布和场地条件，很可能存在较大的安全隐患。尤其是对结构安全至关重要的节点，很多也是直接经验性的套用国外做法，这种照猫画虎的做法在生产运营中可能导致重大安全事故。

本文以某锅炉钢架的局部坍塌事故为案例，对钢架局部节点的受力展开分析和讨论，揭示其失效的具体原因。由于锅炉钢架结构的特殊性，其建成投产后很难在加固前进行整体卸载，因而针对本结构案例提出了一种非卸载的加固方案。这一成果对于尚在运行中的锅炉钢架的鉴定和加固具有重要参考价值，对于我国锅炉钢架结构的设计改进也具有实际意义。

1 事故结构概况

省煤器是锅炉设备的重要部件，它可以吸收再利用锅炉烟气中热量，改善锅炉的工作效率。锅炉省煤器有悬吊式和支承式两种结构形式。目前新建电厂的大型超临界锅炉，省煤器多已采用悬吊式结构。但是，部分建成并处于运行中的200 MW以下发电机组，锅炉省煤器仍采用支承式结构，如图 2所示。这种支承式结构中，省煤器的荷载通过支承箱梁，最终全部通过节点传递到钢架的大板梁和柱上。由于省煤器设备荷载对箱梁有一定偏心作用，且节点也存在一定荷载偏心作用，因而，该节点不仅承受省煤器设备重载，并且受力模式也比较复杂。如果设计存在缺陷，将导致严重的后果。

1—节点；2—省煤器支承箱梁；3—柱；4—大板梁；5—省煤器设备区域。
图2 支承式省煤器结构

图3 省煤器支承结构节点构造

该锅炉钢架的局部坍塌事故组要由图 2中省煤器支承结构失效导致，事故中省煤器设备以及周边的4根支承箱梁从大板梁坠落。事故之前锅炉已经建成运行8年多，事故当日锅炉例行停机检修，在停机后约2 h左右发生局部坍塌。根据设计图纸和现场检测结果，该省煤器支承结构的箱梁-大板梁节点构造如图 3所示。其中，大板梁的翼缘和腹板厚度分别为25，14 mm，箱梁的翼缘和腹板厚度分别为20，10 mm。事故现场检查结果发现，掉落的省煤器支承箱梁的端部节点发生了显著的压扭塑性变形，如图 4所示。因而，初步判断该事故由省煤器箱梁-大板梁间搭接支座的压扭失效引起。该类锅炉同期建成投产的共有2台，另一台尚未发生事故的锅炉钢架结构与此事故锅炉完全相同。因而，亟需分析省煤器支承结构坍塌的具体原因，并提出改造加固方案。

图4 节点破坏细节

2 节点失效原因分析

根据工艺设计参数，事故结构的省煤器结构自重荷载约2 400 kN，设计最大积灰活荷载约600 kN。由于结构完全对称，因而传递到失效节点上的自重恒载约600 kN，最大积灰活荷载约150 kN。

2.1 理论计算

根据GB/T 22395—2008《锅炉钢结构设计规范》[3]，省煤器支撑箱梁节点的做法有两种可行方案，如图5所示。其中，第一种做法是腹板连接式，这种节点直接将箱梁端部剪力通过连接盖板传递到大板梁上；而下部支座仅作为安装时必要的定位结构，并非梁段荷载主要传递路径。第二种做法是采用的是支座式搭接方式，该种方式箱梁端部荷载全部传递至大板梁上，梁端荷载主要以局部压力的形式传递。因而，支座处腹板局部应设置足够的加劲构造，以满足局部承压需求。很显然，图 3所示的节点构造以局部压力的形式传递梁端荷载，但是并未合理地设置加劲肋，这一构造缺陷可能是节点失效的主要原因。

a—做法1；b—做法2。
图5 可行的节点设计方案

根据图 3所示的支座节点构造，假如搭接区160 mm范围内的腹板可以全部有效受压，那么搭接支座的抗压能力可由式(1)计算：

Nu=2ltwfy

(1)

式中：l为搭接区长度；tw为腹板厚度；fy为钢材的屈服强度。

Q345钢材的设计强度为310 MPa,式(1)计算结果Nu为990 kN，而节点梁端设计荷载的基本组合值为1 000 kN。考虑到箱梁端部腹板还要承受局部弯矩以及箱梁偏心荷载引起的扭矩，并且腹板也存在显著的受压稳定问题，其实际承载能力将远低于设计需求。事故当日锅炉停机后，由于烟气积灰下沉以及温度下降水汽凝结等因素影响，省煤器活荷载增大；加之本身节点设计存在重大缺陷，荷载超过其承载能力，最终导致坍塌事故发生。

2.2 数值分析

为了证实初步理论分析的合理性，更加详尽地分析省煤器支承结构节点的失效原因和过程，采用通用有限元程序MSC Marc 2010建立省煤器和灰斗支承结构的精细数值模型，考虑考虑材料、几何、接触非线性等因素的影响，详细分析节点的实际受力状态。

a—集中荷载；b— 均布荷载。
图6 荷载布置

钢架的全部梁柱均为钢结构，因而可采用4结点缩减积分壳单元模拟梁柱板件。由于坍塌区域的钢架结构，尤其是省煤器箱梁支座区域发生了明显的弹塑性变形，因而，有限元模型中壳单元沿厚度方向采用9个截面积分点，以精确考虑钢板的弹塑性屈曲变形[4]。同时，计算时考虑壳单元的横向剪切变形和面外抗剪作用。分析中钢材采用三折线本构模型，钢材的弹性模量取206 GPa，屈服强度和极限强度根据现场钢材取样测试结果分别取390 MPa和510 MPa，泊松比取0.3。钢材的屈服模型采用von Mises屈服准则，强化准则采用随动强化。荷载布置按实际情况模拟，如图 6所示，均按照实际荷载标准值施加，并未考虑组合系数。其中，省煤器集中荷载约950 kN，均分在8个点上；省煤器分布荷载约1 450 kN，积灰活载约600 kN，均布在省煤器设备支承区域的箱梁上。以上荷载均根据实际情况考虑荷载偏心，荷载的作用点均设置在箱梁上翼缘内沿。

为保证数值模拟能够较好地反映出节点的实际受力状态，网格尺寸设置为约50 mm以保证节点区域具有足够的网格密度。同时，考虑柱以及柱-大板梁节点的变形可能会对支承箱梁节点的受力有一定影响，模型中也用纤维梁单元建立了水平支撑层区间内的柱段，并采用弹簧模型考虑了梁柱螺栓拼接，采用多尺度约束建立纤维梁和壳的约束[5]，如图 7a所示。箱梁节点的支座搭接区域设置接触单元考虑承压，支座底板边沿局部节点设置耦合关系考虑构造焊缝，如图 7b所示。

a—柱-大板梁节点；b—箱梁支座节点。1—柱；2—弹簧(螺栓)；3—多尺度约束。
图7 节点数值模型

a—支承结构应力和变形分布；b—支座节点应力 MPa。
图8 结构的应力和变形

对结构按比例逐级施荷载，当荷载施加至约90%(约2 700 kN重力荷载标准值)时数值模型即出现收敛困难，最终由于不收敛退出计算时荷载施加比例约95%(约2 850 kN重力荷载标准值)。此时支承结构的变形和应力分布如图8a所示，支座节点的应力分布如图8b所示。可见，支座区域已经完全屈服，丧失继续承载能力；并且在偏心荷载的附加扭矩作用下，箱梁和支座的扭转变形都很严重。考虑到实际结构中尚有焊接残余应力以及初始缺陷和施工缺陷，其实际承载能力可能还会低于最终数值计算的标准重力荷载值2 850 kN。随着锅炉运行年限的增加和积灰荷载的增大，省煤器支承结构坍塌也是必然。

3 节点加固方案设计

传统锅炉钢结构的节点多采用图 5a中做法，因而改造加固方案以改变节点传力路径为主，使之以腹板抗剪作为主要受力路径，而且这种做法的改造工程量相对较小。由于原节点加固前在省煤器2 400 kN自重作用下已经十分危险，加固改造中的焊接很可能导致钢材软化，在施工过程中结构坍塌。因而，在加固前首先清理积灰荷载，之后采用液压抬升的方式对节点进行局部卸载，方案如图 9a所示。卸载完成后快速对节点进行加固改造，加固方案如图 9b所示，通过焊接加固板将荷载直接传递至大板梁腹板；另外，支座也进行了局部焊板加固以做强度储备。

a—局部卸载方案；b—加固方法。
1—箱梁；2—液压顶；3—大板梁；4—柱；5—顶升框架梁；6—焊板加固。
图9 节点加固方案

加固改造完成后，节点以腹板受剪为主，原设计支座承压板仅承受部分荷载。经验算，加固板的抗剪强度已经足够承担梁端荷载。由于两道传力路径的分担比例并不明确，为确认加固方案的安全性，建立数值模型对加固后节点的受力状态进行分析，结果如图 10所示。可见，加固完成后节点大部分区域应力均低于160 MPa；仅节点端板的垂直交角

图10 加固后节点的应力状态 MPa

局部应力偏高，这是由数值计算应力奇异所致，不代表结构真实的应力水平。

4 结 论

1)承压式支座的设计缺陷是省煤器支承结构坍塌的主要原因，传力路径不合理，加劲构造不足，箱梁节点腹板在局部压力和箱梁扭矩的作用下发生弹塑性屈曲。

2)所提出的加固方案改变了节点的传力路径，受力模式清晰，理论计算强度充足，数值分析结果也表明该方案安全合理。

参考文献

[1] 秦权. 发电锅炉钢架的抗震问题[J]. 工程抗震, 1993(4):26-29.

[2] 刘树新. 振型分解反应谱法在锅炉钢架抗震计算中的应用[J]. 钢结构, 2012, 27(增刊): 41-45.

[3] 中国国家标准化管理委员会.锅炉钢结构设计规范：GB/T 22395—2008[S].北京：中国标准出版社，2008.

[4] 庄茁, 张帆, 岑松, 等. ABAQUS非线性有限元分析与实例[M]. 北京: 科学出版社, 2005.

[5] 陶慕轩, 聂建国. 面向体系非线性分析的钢管混凝土柱-组合梁节点多尺度高效数值模型[J]. 土木工程学报, 2014, 47(9): 57-69.

ANALYSIS OF LOCAL COLLAPSE IN THE STEEL FRAME OF A BOILER

LIU Xiaogang1,2 ZHENG Yun1 CHEN Xuan1 ZHAO Songtao1

(1.National Engineering Research Center for Steel Construction, Central Research Institute of Building and Construction Co. Ltd, MCC, Beijing 100088， China； 2.Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

ABSTRACT：The paper conducted the investigation and analysis on a local collapse of the steel frame in a boiler. The analytical calculation and numerical analysis confirmed that the design defect of the connection for the supporting structure of coal saving device was the major cause of the collapse. The connection which was mainly subjected to compression had an unreasonable force path, and the stiffening configuration was also insufficient. The web of the box girder at the connection exhibited elastic-plastic buckling failure under the local compression and the torsion of the box girder. The reinforcement design changed the force path of the connection so that the web mainly subjected to shear force. It had a clear force path and sufficient theoretical bearing capacity. In addition, the numerical analysis also confirmed that the reinforcement design was reasonable and safe.

KEY WORDS：boiler; steel frame; local collapse; reinforcement

*国家重点研发计划项目(2016YFC0701204)。

第一作者：刘晓刚，男，1986年出生，博士。

Email：[e-mail]

收稿日期：2016-03-07

DOI:10.13206/j.gjg201708018