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ISSN : 1598-6721(Print)
ISSN : 2288-0771(Online)
The Korean Society of Manufacturing Process Engineers Vol.17 No.4 pp.150-159
DOI : https://doi.org/10.14775/ksmpe.2018.17.4.150

Fatigue Evaluation of Steam Separators of Heat Recovery Steam Generators According to the ASME Boiler and Pressure Vessel Code

Boo-Youn Lee*#
*Dept. of Mechanical & Automotive Engineering, KEIMYUNG UNIV.
Corresponding Author : bylee@kmu.ac.kr Tel: +82-53-580-5922, Fax: +82-53-580-5165
24/05/2018 22/06/2018 25/06/2018

Abstract


The present research deals with a finite element analysis and fatigue evaluation of a steam separator of a high-pressure evaporator for the Heat Recovery Steam Generator (HRSG). The fatigue during the expected life of the HRSG was evaluated according to the ASME Boiler and Pressure Vessel Code Section VIII Division 2 (ASME Code). First, based on the eight transient operating conditions prescribed for the HRSG, temperature distribution of the steam separator was analyzed by a transient thermal analysis. Results of the thermal analysis were used as a thermal load for the structural analysis and used to determine the mean cycle temperature. Next, a structural analysis for the transient conditions was carried out with the thermal load, steam pressure, and nozzle load. The maximum stress location was found to be the riser nozzle bore, and hence fatigue was evaluated at that location, as per ASME Code. As a result, the cumulative usage factor was calculated as 0.00072 (much less than 1). In conclusion, the steam separator was found to be safe from fatigue failure during the expected life.



ASME Boiler & Pressure Vessel Code에 따른 배열회수보일러 기수분리기의 피로 평가

이 부윤*#
*계명대학교 기계자동차공학전공

초록


    © The Korean Society of Manufacturing Process Engineers. All rights reserved.

    This is an Open-Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

    1 서 론

    복합발전플랜트는 화력발전소에 비해 열효율이 좋고, 공해가 적고, 기동(startup) 시간이 짧고, 부 하변화(load change)가 용이한 장점을 갖고 있으므 로 근래에 들어서 건설이 크게 증가하고 있다[1]. 이 복합발전플랜트의 핵심 설비 중의 하나인 배열 회수보일러(HRSG: Heat Recovery Steam Generator) 는 가스터빈 배기가스의 열에너지를 회수하여 증 기를 생산하는 역할을 담당한다. 복합발전플랜트 의 기대수명은 보통 25~30년으로 설계되는데, 이 기간 동안에 기동, 정지(shutdown), 부하변화 등의 과도운전조건(transient operating condition)이 반복 하여 발생한다. 따라서 배열회수보일러를 구성하 는 각종 기기들은 기대수명 동안 가해지는 반복적 인 과도운전조건 하에서 피로파손이 발생하지 않 도록 설계되어야 한다[2]. 배열회수보일러 기기와 같은 비직화식(unfired) 압력용기의 피로 평가에 적용되는 대표적 기술기준은 미국의 ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section VIII Division 2[3](ASME Code)와 유럽의 EN 13445-3[4](EN Code) 등이 있다. 기기 제조사는 발주처가 지정한 기술 기준을 적용하여 기기의 피로를 평가하여 기대수 명 동안에 파손될 가능성이 없음을 입증해야 한 다.

    국내에서 배열회수보일러의 기기에 대한 응력 및 피로 평가와 관련하여 다음과 같은 연구가 진 행되어 왔다. Kim 등[5]은 배열회수보일러와 증기 터빈 사이에 설치되어 증기의 흐름을 제어하는 게 이트 밸브에 대하여 ASME Code를 적용하여 피로 를 평가하였다. Chong 등[6]은 배열회수보일러의 부하변화 운전에 따른 과열기(superheater) 튜브군 의 응력 거동을 연구하였다. Kim 등[7]은 배열회수 보일러 내부 튜브군의 진동방지용 범퍼(bumper)의 랜덤진동에 의한 피로 평가를 위해 유동장을 해석 하였다. Chong 등[8]은 배열회수보일러 기기의 피 로파손에 영향을 미치는 운전 형태와 기술기준을 조사하고 손상계산 방법을 제시하였다. Lee[9]는 EN Code를 적용하여 배열회수보일러 고압(HP: high pressure)드럼(drum)의 응력 및 피로를 평가하 였다. Lee[10]는 배열회수보일러 고압드럼에 대하여 과도운전조건의 열응력 해석결과를 이용하여 부식 피로에 관한 안전성을 평가하였다. Lee[11,12]는 ASME Code를 적용하여 배열회수보일러 고압증발 기(EVA: evaporator)의 튜브군, 고압헤더(header), 분배기(distributor)에 대하여 구조건전성을 평가하 였다.

    한편, 최근에 Lee[13]는 Benson형 배열회수보일러 고압증발기의 기수분리기(steam separator)에 대하 여 설계조건과 정상상태 운전조건의 응력을 해석 하여 그 결과를 ASME Code에 따라 평가한 바 있 다. 이 기수분리기는 Fig. 1과 같이 수직방향으로 길이가 긴 압력용기로서, 두 번째 증발기인 EVA2 의 출구에 설치되어 증기와 수분을 분리하는 역할 을 한다. Fig. 1에 나타낸 바와 같이 기수분리기의 원통 쉘(shell)의 상부 측면에는 EVA2 출구헤더 (outlet header)로부터 포화수가 유입되는 6 개의 상승관(riser)튜브들이 방사형으로 연결되며, 원통 쉘의 최상단에는 고압과열기로 향하는 증기출구 (steam outlet)튜브가 연결된다. 그러므로 과도운전 조건에서 압력 및 열하중이 가해질 때 이 튜브들 이 연결되는 노즐 위치에서 응력집중이 발생하게 된다. 이러한 응력집중 위치에 대하여 정상상태에 서 발생하는 응력 평가뿐만 아니라 과도운전조건 에서 발생할 수 있는 피로파손에 대한 안전성을 검증하는 것도 필요하다.

    본 연구는 Lee[13]가 제시한 기수분리기의 설계 조건과 정상상태 운전조건의 응력 평가의 후속 연 구로서, 동일한 기수분리기를 대상으로 과도운전 조건 하에서 발생하는 피로파손의 발생 여부를 평 가하였다. 이를 위하여 상용 유한요소해석 프로그 램인 ANSYS[14]를 사용하여 기동과 부하변화 등의 과도운전조건에 대한 열전도해석과 열응력해석을 수행하였다. 그리고 ASME Code를 적용하여, 기대 수명 동안 예상되는 반복적인 과도운전조건을 고 려하여 피로파손에 관한 안전성을 평가하였다.

    2 과도운전조건 및 열전도해석

    기수분리기의 피로를 평가하려면 먼저 과도운 전의 종류와 사이클(cycle) 수가 정해져야 한다. 사이클 수는 변동되는 전력수요를 감안하여 기대 수명 동안 겪게 되는 과도운전, 즉 냉간기동(cold start), 난간기동(warm start), 열간기동(hot start), 부 하변화의 횟수이다.

    본 연구에서 다루는 배열회수보일러는 발주처 에 의하여 기대수명이 25년으로 제시되었다. 과도 운전조건의 종류와 기대수명 동안의 사이클 수는 Table 1에 나타내었는데, 총 8가지 과도운전, 즉 냉간기동(CS), 2가지 형태의 난간기동(W1, W2), 2 가지 형태의 열간기동(H1, H2), 3가지 형태의 부 하변화(L5, L2, L1)에 대하여 기대수명(25년) 동안 예상되는 사이클 수를 정리하였다. 이 중에서 부 하변화 L5, L2, L1는 각각 부하를 100%에서 시작 하여 50%, 20%, 10%만큼 감소시켰다가 다시 100%로 복귀시키는 운전이다.

    기수분리기의 피로 평가를 위하여 우선 Table 1 에 나타낸 8가지의 과도운전조건(CS, W1, W2, H1, H2, L5, L2, L1)에 대하여 온도분포를 구하기 위한 과도열전도해석을 수행하였다.

    기수분리기의 과도운전조건에 대한 열전도해석 및 다음 장의 열응력해석을 위해 만든 유한요소모 델을 Fig. 2에 나타내었는데, 유한요소모델의 총 요소 수는 82,337 개, 총 절점 수는 135,272 개이 다. 노즐 부위에서 응력집중으로 인한 피로를 평 가하기 위하여 수직방향으로 긴 원통을 노즐이 위 치한 부분이 포함되도록 기수분리기의 상부만 분 리하여 쉘과 증기출구노즐, 상승관노즐을 모델링 하였다. Fig. 2의 요소망은 ANSYS의 자동요소생 성 기능을 사용하여 생성하였으며, 1차(linear) 사 면체요소가 갖는 해석결과의 부정확성을 피하기 위해 2차(quadratic) 사면체요소인 SOLID187을 사 용하였다.

    기수분리기의 치수는 원통 쉘은 외경 610 mm, 두께 52 mm이고, 증기출구노즐은 외경 310 mm, 두께 40 mm, 길이 530 mm이고, 6 개의 상승관노 즐은 외경 195 mm, 두께 27.5 mm, 길이 349 mm 이다. Fig. 2에서 N1~N6은 쉘 측면에 방사형으로 배치된 6개의 상승관노즐 번호를 나타낸다.

    기수분리기의 재질은 원통 쉘과 증기출구노즐 은 SA335-P22, 상승관노즐은 SA182-F11 CL2이다. 기수분리기의 정상상태 운전온도는 404.4 oC, 정상 상태 운전압력은 13.6 MPa이다.

    열전도해석 및 다음 장의 열응력해석에 필요한 물성치는 ASME Boiler & Pressure Vessel Code Section II Part D[15]에 수록된 대로 온도에 따라 변화하는 값을 사용하였다.

    기수분리기의 과도열전도해석을 위한 경계조건 으로 내면에는 대류경계조건을 사용하였다. 8가지 의 과도운전 동안에 기수분리기의 증기온도와 증 기압력의 시간이력은 배열회수보일러의 동특성 해 석을 통하여 Fig. 3과 같이 주어졌다. Fig. 3(a)의 증기온도는 내면의 대류경계조건 설정을 위한 주 위온도(surrounding temperature)로 사용되고, Fig. 3(b)의 증기압력은 다음 장에서 과도열응력해석 시에 내면에 가해지는 압력하중으로 사용된다.

    쉘과 노즐 내면의 대류열전달계수는 식 (1)과 같은 관 내의 기체상(vapor phase)유동의 강제대류 이론(Dittus-Boelter correlation)[16]을 적용하여 계산 하였다.

    N u D = 0.023 Re D 0.8 Pr 0.4
    (1)

    여기서 N u D 는 Nusselt 수, R e D 는 Reynolds 수, Pr 은 Prandtl 수이다. 대류열전달계수 h는 식 (는 실린더 블록의 회전각도이다.)를 사용하여 계산할 수 있다.

    h = k N u D D
    (2)

    여기서 k는 열전도도이고, D는 관의 직경이다. 이 상과 같이 계산된 쉘, 증기출구노즐, 상승관노즐 내면의 대류열전달계수를 Table 2에 정리하였다. 한편, 기수분리기의 외면은 단열재가 덮여 있으므 로 과도열전도해석을 위한 경계조건으로 쉘과 노 즐 외면에는 단열조건을 사용하였다.

    이상에서 설명된 경계조건을 사용하여 8가지의 과도운전조건에 대하여 열전도해석을 수행하여 온 도분포의 시간이력을 구하였다. 과도운전조건 중 대표적으로 냉간기동(CS)의 종료시간(13,800 s)에 서의 온도 분포를 Fig. 4에 나타내었다.

    그리고 각 과도운전조건에서 나타난 기수분리 기의 최대온도 T max 와 최소온도 T min 를 Table 3 에 정리하였는데, 이 최대 및 최소온도는 이후의 피로 평가 시에 필요한 사이클평균온도(mean cycle temperature)에서의 탄성계수 E T 를 결정할 때 사용된다.

    3 과도열응력해석

    과도열전도해석에 이어서, 8가지의 과도운전조 건(CS, W1, W2, H1, H2, L5, L2, L1)에 대하여 과 도열응력해석을 수행하였다. 하중으로는 노즐하중 (nozzle load), 내면에 가해지는 시간에 따른 증기 압력(Fig. 3(b) 참조), 그리고 열전도해석에서 계산 된 시간에 따른 온도분포를 적용하였다. 이 중에 서 노즐하중은 Fig. 2의 N1~N6의 상승관노즐 끝 에 작용하게 되는데, 상승관노즐이 전체 배관계로 부터 분리됨에 따라 가해지는 하중이다. 상승관노 즐 N1~N6에 작용하는 노즐하중(x, y, z축방향의 힘성분 FX, FY, FZ와 모멘트성분 MX, MY, MZ)은 선행 연구[13]에서 이미 제시한 바 있으며, Table 4 에 다시 나타내었다.

    열응력해석을 위한 경계조건은 상승관노즐 위 치에서 발생하는 응력집중으로 인한 피로를 평가 하기 위하여 다음과 같이 설정하였다. Fig. 2의 유 한요소모델에서 원통 쉘의 바닥면은 수직방향인 z 축방향 변위를 구속하였다. 원통 쉘의 상부에 위 치한 반구형 헤드와 증기출구노즐은 수평방향 변 위를 구속하였는데, x축에 수직인 단면은 y축방향 변위를 구속하고 y축에 수직인 단면은 x축방향 변 위를 구속하였다.

    한편, ASME Code에서는 응력 및 피로 평가 시 에 최대전단응력이론(maximum shear stress theory) 을 따를 경우에는 최대주응력과 최소주응력의 차 인 응력강도(stress intensity)를, 최대변형에너지이 론(maximum distortion energy theory)을 따를 경우 에는 von Mises 등가응력을 사용할 수 있다. 본 연구에서는 최대전단응력이론을 따르고자 하며, ANSYS 해석결과는 응력강도(ANSYS에서는 SINT 로 표기)를 추출하였다.

    과도열응력해석을 수행하여 그 결과로서 과도 운전조건 중에서 대표적으로 냉간기동(CS) 종료시 간에서의 응력강도의 분포를 Fig. 5에 나타내었다. 상승관노즐들의 보어(bore) 모서리에서 응력집중이 발생하는 것을 확인할 수 있으며 최대응력은 270.0 MPa로 나타났다. 그리고, 8가지 과도운전조 건의 해석결과에서 최대응력은 모두 상승관노즐의 보어 모서리에서 발생하는 것을 확인하였다.

    ASME Code에서는 1차(primary)하중인 기계적하 중과 2차(secondary)하중인 열하중에 의해 발생하 는 응력을 각각 1차응력(primary stress)과 2차응력 (secondary stress)으로 구분한다. 그러므로 증기의 압력과 열하중이 수반되는 과도운전조건에서 발생 하는 응력은 1차+2차응력에 해당된다. ASME Code에 따르면, 압력용기에서 불연속 위치인 노즐 보어 위치에서의 응력은 1차+2차 막+굽힘+피크응 력(primary plus secondary, membrane plus bending plus peak stress)이며 P L + P b + Q + F 로 표기한다.

    여기서 PL은 1차하중에 의한 국부(local) 막응 력, Pb는 1차하중에 의한 굽힘응력, Q는 2차하중 에 의한 막+굽힘응력, F는 응력집중에 의한 피크 응력을 나타낸다. 다음 장의 피로 평가 과정에서 상승관노즐 보어 위치에서의 교번응력(alternating stress)을 계산할 때 1차+2차 막+굽힘+피크응력, 즉 P L + P b + Q + F 가 사용된다.

    Fig. 6에는 최대응력이 발생한 상승관노즐 보어 모서리 절점에 가장 가까이 위치한 상승관노즐의 벽 단면을 가로질러 정의한 경로(path) A를 표시 하였다. ANSYS 후처리기의 응력선형화 기능을 사용하여 경로 A에서 응력을 선형화하면 상승관 노즐 벽에서 피크응력 F가 제거된 1차+2차 막+굽 힘응력, 즉 PL +Pb +Q를 계산할 수 있다. ANSYS 의 응력선형화 기능은 지정한 경로를 따라 응력을 적분한 결과를 경로의 길이로 나누어 평균응력, 즉 막응력을 계산하고, 경로를 따라 응력에 의한 모멘트를 적분한 결과와 등가인 선형 굽힘응력을 경로의 양끝에서 계산한다. 이렇게 계산된 PL +Pb +Q는 다음 장의 피로 평가 과정에서 피 로벌칙계수(fatigue penalty factor) Kc를 결정할 때 사용된다.

    다음 장에서는 최대응력이 발생한 상승관노즐 의 보어 위치에서 피로수명을 평가하면 되므로, 이 최대응력 위치 절점(Fig. 6 참조)에 대하여 8가 지 과도운전조건에서의 1차+2차 막+굽힘+피크응 력, 즉 P L + P b + Q + F 의 시간이력을 추출하여 Fig. 7에 나타내었다. Fig. 7에서 볼 수 있듯이 8가 지 과도운전조건 중에서 최대응력은 부하변화(L5, L2, L1)의 시작시간과 종료시간에서 나타났으며 크기는 290.6 MPa .

    4 ASME Code를 따른 피로 평가

    이 장에서는 ASME Code: Part 5(Design by Analysis Requirement)에 의거하여 상승관노즐의 보어 위치의 피로를 평가하였다.

    피로 평가시 사용할 수 있는 피로곡선은 ASME Code: Annex 3에서 제시하고 있는데, Fig. 8은 상 승관노즐 소재에 적용할 수 있는 피로곡선이다. 피로곡선에서 세로축은 교번응력강도(alternating stress intensity) Salt, 가로축은 설계피로사이클 수 N이다. Fig. 8의 피로곡선은 온도 427 °C 이하에 서 사용할 수 있는데, 기수분리기의 정상상태 운 전온도가 404.4 °C이므로 사용 가능하다. 한편 Fig. 8에는 B와 C의 두 가지 곡선이 나타나 있는 데, 만일 앞장에서 설명된 대로 상승관노즐 벽 단 면에서 응력선형화를 통하여 계산된 PL +Pb +Q 의 범위(range)가 188 MPa 이하이면 곡선 B를, 188 MPa보다 크면 곡선 C를 사용해야 한다.

    Table 5는 상승관노즐 보어에서 8가지 과도운전 조건(CS, W1, W2, H1, H2, L5, L2, L1)에서 발생 하는 PL +Pb +Q+F의 최대값(peak)과 최소값 (valley)(Fig. 7 참조), 그리고 사이클 수(Table 1 참 조)를 요약한 것이다. 그리고 Table 68가지 과 도운전조건에 대하여 상승관노즐 벽에서 선형화된 응력인 PL +Pb +Q의 최대값과 최소값 결과를 정 리한 것이다. Table 56에서 첨자 “-max”와 “-min”은 각각 해당 과도운전에서 발생하는 응력 의 최대값과 최소값을 나타낸다.

    다음은 Table 5에 수록된 8가지 과도운전조건의 응력 PL +Pb +Q+F의 최대값, 최소값, 사이클 수 로부터 ASME Code: Annex 5.B의 Rainflow 사이클 계산법을 사용하여 총 16가지의 하중, 그리고 각 하중에 관한 P L + P b + Q + F 의 범위 Δ S p 와 하중 사이클 수 n을 결정하여 Table 7에 나타내었다. Rainflow 사이클 계산법을 사용하여 Table 7이 만 들어진 과정을 설명하면 다음과 같다.

    먼저 Table 7의 첫 번째 하중(1행)을 만들게 된 다. Table 5에서 응력 P L + P b + Q + F 의 최소는 W1-min(4.5 MPa, 40 사이클)이고, 최대는 L2-max(290.6 MPa, 6,000 사이클)로 정해지고, 이 에 따라 Table 9의 첫 번째 하중은 명칭이 W1-min & L2-max, 응력범위는 Δ S p =290.6-4.5=286.1, 사이클 수는 n=Min(40, 6,000)=40이 된다. 그러면 첫 번째 하중을 만들고 난 후에, Table 5에서 잔여 사이클은 W1-min은 40-40=0으로, L2-max는 6,000-40=5,960으로 감소한 다. 이제 W1-min은 잔여 사이클이 0이 되었으므 로 이후부터 제외된다.

    다음은 Table 7의 두 번째 하중(2행)을 만들게 된다. 이제 Table 5에서 응력 P L + P b + Q + F 의 최 소는 CS-min(7.3 MPa, 75 사이클)이고 최대는 L2-max(290.6 MPa, 5,960 사이클)로 정해지고, 이 에 따라 Table 7의 두 번째 하중은 명칭이 CS-min & L2-max, 응력범위는 Δ S p =290.6-7.3=283.3, 사이 클 수는 n=Min(75, 5,960)=75 사이클이 된다. 그러 면 두 번째 하중을 만들고 난 후에, Table 5에서 잔여 사이클은 CS-min은 75-75=0으로, L2-max는 5,960-75=5,885로 감소한다. 이제 CS-min은 잔여 사이클이 0이 되었으므로 이후부터 제외된다.

    이와 같은 방법으로 Table 5에서 모든 잔여 사 이클이 0이 될 때까지 계속 동일한 방법으로 진행 하면 Table 7을 완성할 수 있으며 결과적으로 하 중은 총 16가지가 된다. 그리고 Table 7에서 16가 지 하중에 대한 Δ S n 은 Table 6에 수록된 노즐 벽 에서 선형화된 응력 PL +Pb +Q의 최대값과 최소 값들로부터 계산된 PL +Pb +Q의 범위이다.

    이제 Table 7의 16가지 하중에 대하여 교번응력 Salt을 계산하여, Fig. 8의 피로곡선에 대입하여 설 계피로사이클 수 N을 결정해야 한다. ASME Code에서 교번응력 Salt는 식 (3)을 사용하여 계산 하는데, Kf는 피로강도저하계수(fatigue strength reduction factor), Kc는 피로벌칙계수를 나타낸다.

    S a l t = K f K c Δ S p 2
    (3)

    피로강도저하계수 Kf는 국부 노치 및 용접 효 과와 관련되는데, 본 연구에서는 유한요소모델에 서 응력집중이 발생하는 노즐 보어 내면을 실제 형상대로 모델링하였으므로 Kf = 1로 설정하였다. 그리고 피로벌칙계수 Kc는 ASME Code: 5.5.3에 따라 탄성해석의 결과 계산된 PL +Pb +Q의 범위 Δ S n 과 운전온도에서 소재의 허용응력 S의 3배인 3S의 상대적 크기에 따라 결정된다. 기수분리기 소재의 운전온도에서의 허용응력 S는 Table 8에 수록하였으며, 결과적으로 Table 7의 16가지 하중 모두에서 Δ S n ≤ 3S 이므로 피로벌칙계수는 Kc = 1 이 된다.

    이상과 같이 계산된 교번응력 Salt, 그리고 피로 곡선에 Salt를 대입하여 구한 설계피로사이클 수 N을 Table 9에 정리하였다.

    한편, Fig. 8에 나타낸 피로곡선은 ET=200 GPa 인 경우를 예로 들어 그린 것으로, 16가지 하중에 적용할 수 있는 피로곡선은 각 하중의 사이클평균 온도에서의 탄성계수 ET에 따라 결정된다. 따라 서 16가지 하중 각각에서의 ET를 구해야만 각 하 중에 적용할 수 있는 피로곡선을 결정할 수 있다. 과도운전조건에서 해석된 최대온도 Tmax와 최소 온도 Tmin (Table 3 참조)에 의거하여 16가지 하중 각각에서 사이클평균온도를 계산하고 이 온도에서 의 ET를 구하여 Table 9에 정리하였다.

    이어서 16가지 하중 각각에 대하여 피로사용계 수(usage factor)를 계산하였는데, 이는 각 하중의 사이클 수 n을 설계피로사이클 수 N으로 나누어 계산되며 Table 9n/N으로 표기되어 있다.

    Σ ( n N ) 1
    (4)

    그리고 피로수명 계산의 마지막 단계로서, 식 (4)의 Miner’s Rule[3,17]을 사용하여 16가지 하중에 대한 피로사용계수를 모두 더하여 누적피로사용계 수(cumulative usage factor)를 계산하였으며, 이는 Table 9에 Σn/N으로 표기되어 있다.

    eq4

    최종적으로 피로 평가에서는 Miner’s Rule에 의 하여 누적피로사용계수가 1 이하이면 기대수명 동 안에 피로파손에 관하여 안전한 것으로 판정하고, 1보다 크면 피로파손이 발생하는 것으로 판정한 다. Table 9에 정리된 바와 같이, 상승관노즐 보어 에서 계산된 누적피로사용계수는 0.00072 피 로파손 기준인 1보다 작다. 그러므로 이 기수분리 기는 기대수명 25년 동안 피로파손에 관하여 안전 한 것으로 결론지을 수 있다.

    4 결 론

    본 연구에서는 복합발전플랜트 배열회수보일러 고업증발기의 대표적 기기인 기수분리기에 대하여 과도운전조건에 대한 유한요소해석을 수행하고, ASME Code에 의거하여 피로파손에 관한 안전성 을 평가하였다. 본 연구의 중요한 결과를 요약하 면 다음과 같다.

    1. 배열회수보일러에 주어진 8가지의 과도운전조 건을 고려하여, 기수분리기에 대하여 열전도를 해석하였다. 열전도해석의 결과로서, 온도분포 는 각 과도운전조건의 열응력해석을 위한 열하 중으로 사용하였으며, 각 과도운전조건에서의 최대온도와 최소온도는 피로 평가 시에 필요한 사이클평균온도를 결정하는데 사용하였다.

    2. 8가지의 과도운전조건에 대하여 기수분리기에 대하여 열하중, 압력하중, 노즐하중을 가하여 열응력을 해석하였다. 8가지 과도운전조건 모 두에서 최대응력은 상승관노즐 보어의 모서리 에서 발생하였다. 그리고 8가지 과도운전조건 중에서 최대응력은 부하를 100%에서 시작하여 50%, 20%, 10%만큼 감소시켰다가 다시 100% 로 복귀시키는 부하변화의 시작시간과 종료시 간에서 가장 크며 290.6 MPa로 나타났다.

    3. 과도운전조건에서 최대응력이 상승관노즐의 보 어 모서리에서 발생하였으므로, 이 위치에 대 하여 ASME Code에 의거하여 피로를 평가하였 다. 기대수명 25년 동안에 8가지 과도운전조건 의 사이클이 조합되어 발생하는 누적피로사용 계수는 0.00072로서, 허용기준인 1보다 작으므 로 이 기수분리기는 피로파손이 발생하지 않는 것으로 판단된다.

    4. 본 연구에서 제시된 ASME Code를 따른 배열 회수보일러 고압증발기 기수분리기의 피로 평 가 방법과 실제 적용 사례는 향후 유사한 기기 의 설계검증 과정에서 효율적으로 응용할 수 있을 것으로 기대된다.

    Figure

    KSMPE-17-150_F1.gif
    Configuration of steam separator in HP evaporator assembly
    KSMPE-17-150_F2.gif
    Finite element model of steam separator
    KSMPE-17-150_F3.gif
    Variation of steam temperature and pressure of steam separator during transient operation
    KSMPE-17-150_F4.gif
    Distribution of temperature of steam separator at end time of cold start(CS)
    KSMPE-17-150_F5.gif
    Distribution of stress intensity of steam separator at end time of cold start(CS) condition
    KSMPE-17-150_F6.gif
    Location of maximum stress and path across riser nozzle wall for fatigue life evaluation
    KSMPE-17-150_F7.gif
    Time-history of stress intensity at riser nozzle bore during transient operation (PL+Pb+Q+F )
    KSMPE-17-150_F8.gif
    Fatigue curve for series 3XX high alloy steels, Ni-Cr-iron alloy, Ni-iron-Cr alloy, and Ni-Cu alloy for temperatures not exceeding 427 °C for ET=200 GPa

    Table

    Cycles of transient operating conditions
    Convective heat transfer coefficient on inner surface of steam separator (unit: W/m2K)
    Maximum and minimum temperature of steam separator during transient operation
    Nozzle loads applied to riser nozzles (unit: N, Nm)
    Summary of PL + Pb + Q+ F at riser nozzle bore during transient operation (unit: MPa)
    Summary of PL + Pb + Q at riser nozzle wall during transient operation (unit: MPa)
    Results of Rainflow cycle counting at riser nozzle bore (unit: MPa, cycles)
    Allowable stress S at operating temperature
    Results of fatigue life evaluation at riser nozzle bore

    Reference

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