田成川，胡 冰

(1.遼寧省電力有限公司電力科學(xué)研究院，遼寧 沈陽(yáng) 110006;2.北方重工集團(tuán)有限公司，遼寧 沈陽(yáng) 110141)

1 概述

某電廠3號(hào)機(jī)組為200 MW亞臨界燃煤發(fā)電機(jī)組，2003年投入運(yùn)行。因電廠需要，于2005年設(shè)計(jì)增加了冷啟動(dòng)蒸汽管道，該管道與主蒸汽管道相連，后期又增加了冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道。該機(jī)組冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道與冷啟動(dòng)蒸汽管道連接處三通焊口運(yùn)行過(guò)程中，短時(shí)間多次開(kāi)裂，經(jīng)過(guò)多次補(bǔ)焊處理，效果很不理想。相關(guān)管道的規(guī)格參數(shù)如下:

主蒸汽管道:管道主管規(guī)格Φ377×28 mm、支管規(guī)格Φ325×25 mm、材質(zhì)12Cr1MoV。

冷啟動(dòng)蒸汽管道:規(guī)格 Φ273×8 mm、材質(zhì)12Cr1MoV。

冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道:規(guī)格Φ32×3.5 mm、材質(zhì)12Cr1MoV。

2 管線的實(shí)際狀況

發(fā)電廠汽水管道的應(yīng)力狀況是影響管道安全性的最重要因素，焊口發(fā)生開(kāi)裂的根本原因就是焊口處的應(yīng)力超過(guò)需用應(yīng)力。對(duì)于在役管道，支吊架既是影響管系應(yīng)力的主要因素，又是改善應(yīng)力的主要手段。管道支吊架起到承受管道載荷、限制管道位移、控制管道振動(dòng)的作用。因此，首先需對(duì)管道及支吊架的布置和狀態(tài)進(jìn)行檢查。主蒸汽管道及支吊架布置以及與冷啟動(dòng)蒸汽管道、冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道的連接關(guān)系如圖1所示。

經(jīng)過(guò)對(duì)主蒸汽管道及冷啟動(dòng)蒸汽管道、冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道的檢查發(fā)現(xiàn)問(wèn)題如下:主蒸汽管道14號(hào)支吊架為固定支架，南向直管段非常長(zhǎng);主蒸汽管道S6、S7號(hào)吊架吊桿偏斜嚴(yán)重;冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道的管徑遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于冷啟動(dòng)蒸汽管道以及主蒸汽管道;冷啟動(dòng)蒸汽疏水三通開(kāi)裂，三通距離主蒸汽管道很近;冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道管線較短。

圖1 主蒸汽管道與冷啟動(dòng)蒸汽管道、冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道連接圖

3 應(yīng)力分析

管道的應(yīng)力通常由管道自重、內(nèi)壓、熱膨脹等產(chǎn)生，其中自重及熱膨脹產(chǎn)生的應(yīng)力主要取決于管道及支吊架的布置［1］。對(duì)于在役管道的應(yīng)力分析與校核，主要是核算管道系統(tǒng)的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力是否在允許范圍之內(nèi)。一次應(yīng)力是由內(nèi)壓和所加外載產(chǎn)生的正應(yīng)力和剪切力。它必須滿足外部、內(nèi)部力和力矩的平衡法則。一次應(yīng)力的基本特征是非自限性的，它始終隨所加載荷的增加而增加，超過(guò)屈服極限或持久強(qiáng)度，將使管道發(fā)生塑性破壞。二次應(yīng)力是管道由于冷、熱態(tài)變形受約束產(chǎn)生的正應(yīng)力和剪應(yīng)力。它本身不直接與外力相平衡。二次應(yīng)力的特征是有自限性的，當(dāng)局部屈服和產(chǎn)生小量塑性變形就能使應(yīng)力降低下來(lái)。二次應(yīng)力過(guò)大，當(dāng)應(yīng)變?cè)诙啻沃貜?fù)交變的情況下，容易引起管道疲勞破壞［2］。

3.1 一次應(yīng)力校核條件

管道組成件的厚度及補(bǔ)強(qiáng)計(jì)算滿足要求時(shí)，則由于內(nèi)壓所產(chǎn)生的應(yīng)力應(yīng)認(rèn)為是安全的［3］。內(nèi)壓產(chǎn)生的軸向應(yīng)力為周向應(yīng)力的0.5倍，因此，管道中由于內(nèi)壓軸向應(yīng)力、重力和其他持續(xù)載荷所產(chǎn)生的軸向應(yīng)力之和σL，不應(yīng)超過(guò)材料在設(shè)計(jì)最高溫度下的許用應(yīng)力 ［σ］h，即:

式中 F——壓力引起的軸向力之外的附加軸向外力，N;

A——管道橫截面積，mm2;

P——設(shè)計(jì)壓力，MPa;

D——平均直徑，mm;

S——壁厚，mm;

M——合成彎矩，N·mm;

W——抗彎截面模量，mm3。

3.2 二次應(yīng)力校核條件

二次應(yīng)力的校核條件來(lái)源于結(jié)構(gòu)安定性條件。當(dāng)載荷在一定范圍內(nèi)變化時(shí)，結(jié)構(gòu)內(nèi)不發(fā)生連續(xù)的塑性變形循環(huán)［4］。在初始幾個(gè)循環(huán)后，結(jié)構(gòu)內(nèi)的應(yīng)力應(yīng)變都按線彈性變化，不再出現(xiàn)塑性變形，以防止結(jié)構(gòu)發(fā)生低周疲勞。在工藝管道和動(dòng)力管道中發(fā)生的疲勞破壞，雖然大多屬于低周疲勞，但某些循環(huán)次數(shù)高的管道也可能發(fā)生高周疲勞破壞，因此，二次應(yīng)力校核時(shí)還需引入應(yīng)力范圍減小系數(shù)f，當(dāng)循環(huán)次數(shù)較高時(shí)，對(duì)二次應(yīng)力的允許范圍進(jìn)一步加以限制，由此即得:

式中:σ2為二次應(yīng)力，MPa; ［σ］c為冷態(tài)許用應(yīng)力，MPa;［σ］h為熱態(tài)許用應(yīng)力，MPa。

4 冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道應(yīng)力校核及三通開(kāi)裂問(wèn)題分析

利用有限元法，將管道分成許多直單元或弧單元，利用單元與臨接單元的力的平衡條件和變形連續(xù)條件列出整個(gè)管系的變形協(xié)調(diào)方程［5］。冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道運(yùn)行參數(shù)為溫度120℃、壓力0.1 MPa，經(jīng)計(jì)算接管座一次應(yīng)力合格，二次應(yīng)力最大值為815 MPa，超過(guò)許用應(yīng)力3.5倍，管道應(yīng)力超標(biāo)，詳見(jiàn)表1。

表1 冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道改造前連接三通焊口應(yīng)力

該機(jī)組主蒸汽管道如圖1所示南北走向水平管段總長(zhǎng)42.1 m，其中14號(hào)固定支架以南長(zhǎng)36.6 m。高溫運(yùn)行時(shí)管道由14號(hào)固定支架位置向南熱膨脹，6、7號(hào)彈簧吊架間管道南向熱位移達(dá)240 mm，6、7號(hào)彈簧吊架吊桿嚴(yán)重傾斜，同時(shí)造成與之連接的冷啟動(dòng)蒸汽管道隨主蒸汽管道向南有很大熱位移，在冷啟動(dòng)蒸汽管道疏水管道接管座處產(chǎn)生較大的二次應(yīng)力。冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道規(guī)格為Φ32×3.5 mm，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于冷啟動(dòng)蒸汽管道和主蒸汽管道的規(guī)格，其剛度和強(qiáng)度均遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于這兩條管道，很容易發(fā)生管道焊口開(kāi)裂事故。

5 解決方案

綜上所述，產(chǎn)生冷啟動(dòng)蒸汽疏水三通開(kāi)裂的關(guān)鍵原因即主蒸汽管道南北走向直管段過(guò)長(zhǎng)，造成了冷啟動(dòng)蒸汽管道南向熱位移過(guò)大，從而造成了疏水三通焊口二次應(yīng)力超標(biāo)。為解決此問(wèn)題，考慮將9號(hào)導(dǎo)向支架更改為固定支架，并在9、10號(hào)支架間增加一個(gè)膨脹彎，用來(lái)吸收9～14號(hào)支架之間管道的熱膨脹量。

表2 主蒸汽管道應(yīng)力最大值表

對(duì)上述改造方法進(jìn)行應(yīng)力核算，改造后的主蒸汽6、7號(hào)彈簧吊架間管道的熱位移減小到72 mm左右，不到改造前管道該處熱位移的1/3。主蒸汽管道運(yùn)行參數(shù)為溫度540℃、壓力9.81 MPa，經(jīng)計(jì)算按上述改造一次應(yīng)力最大值為45.3 MPa，二次應(yīng)力最大值為123.6 MPa，均小于其許用應(yīng)力(見(jiàn)表2)，改造后主蒸汽管道應(yīng)力核算合格。由于主蒸汽6、7號(hào)彈簧吊架間管道熱位移減小，使冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道接管座處初始位移減小，相應(yīng)的二次應(yīng)力減小很多，經(jīng)計(jì)算其二次應(yīng)力最大值為165 MPa，小于許用應(yīng)力值。

圖2 膨脹彎示意圖

因此，改造9號(hào)支架，并在9、10號(hào)支架間增加膨脹彎的方法可行，可以解決三通管座開(kāi)裂和S6、S7號(hào)支吊架?chē)?yán)重偏斜問(wèn)題。具體方案如下。

a． 膨脹彎為水平面內(nèi)的門(mén)型結(jié)構(gòu)，采用4個(gè)熱壓彎頭加3段直管。

b． 熱壓彎頭規(guī)格為 P=9.81 MPa，t=540℃，DN300，R=2D(外徑 D=377 mm)，材質(zhì)12Cr1MoV。

c． 3段直管規(guī)格為 Φ377×28 mm，材質(zhì)12Cr1MoV，長(zhǎng)度分別為2 600 mm、2 300 mm、2 300 mm。因原管道更換下的直管段長(zhǎng)度為5 800 mm，措施得當(dāng)，可將其分割成需要的直管段。

d． 增加滑動(dòng)支座1個(gè)，膨脹彎設(shè)置及支吊架布置見(jiàn)圖2。

e． 將原9號(hào)導(dǎo)向支座改造為固定支座。

6 結(jié)論

經(jīng)對(duì)主蒸汽管線的改造，主蒸汽管道的熱位移狀態(tài)得到了控制，冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道端點(diǎn)的初始位移大幅減小，該管道三通的熱脹二次應(yīng)力降低到許用應(yīng)力范圍之內(nèi)。機(jī)組啟機(jī)穩(wěn)定運(yùn)行后，此三通焊口未再發(fā)生過(guò)開(kāi)裂現(xiàn)象，冷啟動(dòng)蒸汽疏水管道三通焊口開(kāi)裂問(wèn)題得到了解決。同時(shí)，主蒸汽管道S6、S7號(hào)吊架的吊桿運(yùn)行狀態(tài)偏斜角度明顯降低，與豎直方向夾角小于3°，能夠滿足相關(guān)規(guī)程的要求。

管道系統(tǒng)的應(yīng)力狀態(tài)直接關(guān)系到管道的安全運(yùn)行，而其應(yīng)力狀態(tài)取決于管道及其支吊架的布置和選型。因此，當(dāng)管道出現(xiàn)焊口開(kāi)裂問(wèn)題時(shí)，應(yīng)首先對(duì)其焊口附近的管道支吊架進(jìn)行檢查。

［1］ 張超群．火力發(fā)電廠汽水管道支吊架檢驗(yàn)、改造與調(diào)整［J］．東北電力技術(shù)，2005，26(4):1－4.

［2］ 王致祥，梁志釗，孫國(guó)模，等．管道應(yīng)力分析與計(jì)算［M］．北京:水利水電出版社，1983.

［3］ Charles BechtⅣ (著)，陳登豐，秦叔經(jīng)，等譯．工藝管道ASME B31.3實(shí)用指南 ［M］．北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2005．

［4］ 唐永進(jìn)．壓力管道應(yīng)力分析 ［M］．北京:中國(guó)石化出版社，2009．

［5］ 田成川，閔玲春，徐云啟．某電廠350 MW機(jī)組再熱 (熱段)蒸汽管道下沉治理 ［J］．東北電力技術(shù)，2011，32(8):30－32.