張鄭磊， 吳海洋， 黃小波， 張旭升， 孫中元

(1. 蘇州熱工研究院有限公司， 江蘇蘇州 215004；2. 國能寧東第一發(fā)電有限公司， 銀川 750408)

動力管道是火力發(fā)電站輸送汽水兩相介質(zhì)的管道，其輸送介質(zhì)具有高溫、高壓等特點(diǎn)。動力管道的運(yùn)行安全性至關(guān)重要[1-2]，其設(shè)計(jì)、制造、安裝、運(yùn)行等環(huán)節(jié)都需要經(jīng)過嚴(yán)格把控和監(jiān)督管理，以保證其安全經(jīng)濟(jì)地長周期運(yùn)行[3]。在不同運(yùn)行工況下，管線的形態(tài)也不相同，將其稱為不同的狀態(tài)線，當(dāng)管道偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)線，即發(fā)生線狀偏離[4]。投產(chǎn)運(yùn)行后，動力管道冷/熱態(tài)下的狀態(tài)線均應(yīng)接近設(shè)計(jì)狀態(tài)線，當(dāng)管道狀態(tài)線與設(shè)計(jì)狀態(tài)線出現(xiàn)較大偏離時，管道位移和應(yīng)力分布將偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)，造成管道局部應(yīng)力峰值增大，加快管道高應(yīng)力蠕變損傷，甚至導(dǎo)致管道開裂等嚴(yán)重事故，危及火電機(jī)組的安全運(yùn)行[5-7]。

唐璐等[8-9]從管道設(shè)計(jì)角度分析了管道剛度過小、缺垂直向限位、支吊架選型未考慮零部件重量等原因?qū)е碌墓艿琅蛎洰惓！IU X等[10]通過對彈簧支吊架荷載的調(diào)整，治理管道膨脹問題。GHAFFAR M H A等[11]研究了在瞬態(tài)條件下管道系統(tǒng)的失效，并且提出一種高溫管道位移在線監(jiān)測的方法。田成川等[12]對某350 MW機(jī)組再熱蒸汽管道下沉問題進(jìn)行分析，得出造成該問題的原因是支吊架的制造質(zhì)量和安裝質(zhì)量較差。上述研究雖然均意識到支吊架對管道膨脹的影響，但是未對支吊架性能與管道線狀偏離的定量關(guān)系進(jìn)行研究。

針對某660 MW超超臨界機(jī)組高溫再熱器出口管道在檢查中發(fā)現(xiàn)其冷/熱態(tài)運(yùn)行狀態(tài)均偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)的情況，從常見的6種因素分析發(fā)生管道偏離設(shè)計(jì)的原因，重點(diǎn)通過對恒力彈簧支吊架的性能測試及管道的靜力模擬，定量研究分析高溫再熱器出口管道線狀偏離與彈簧支吊架荷載性能的關(guān)系，同時分析支吊架荷載性能對管系應(yīng)力狀況的影響。

1 高溫再熱器出口管道布置

該電廠高溫再熱器出口管道設(shè)計(jì)工況為627 ℃、6.92 MPa，管道采用2-1-2型布置，2路支管由高溫再熱器出口聯(lián)箱引出，在爐前匯成1路主管，最后分成2路支管與中壓缸主汽閥相連，管道及支吊架布置方示意圖見圖1。

圖1 高溫再熱器出口管道及支吊架局部示意圖

從管道支吊架布局來看，管段共有25組支吊架，其中包含4組變力彈簧支吊架、13組恒力彈簧支吊架、4組阻尼器、2組Z方向限位拉撐桿(103號、203號)、1組剛性吊架、1組X方向限位裝置。103號、203號限位拉撐桿及305號立管剛性吊架為管道的垂向“死點(diǎn)”，阻尼器主要承擔(dān)安全閥排氣反力，不影響管道膨脹，其他承載支吊架的類型、設(shè)計(jì)熱態(tài)位移(Z方向)、冷熱態(tài)檢查狀態(tài)、冷態(tài)線狀偏離值(Z方向)見表1。

由表1可得：熱態(tài)下，機(jī)組管道大量支吊架出現(xiàn)異常狀態(tài)，再熱器出口集箱處101號、102號、201號、202號單彈簧吊架均處于欠壓縮狀態(tài)，103號、203號限位拉撐桿下游管道恒力彈簧支吊架行程均不滿足設(shè)計(jì)要求(要求達(dá)到90%設(shè)計(jì)值)，表明管道熱態(tài)狀態(tài)線已偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)線，103號、203號限位拉撐桿處存在“蹺蹺板”效應(yīng)，即其上游管道運(yùn)行狀態(tài)線高于狀態(tài)線，下游管道運(yùn)行狀態(tài)線低于狀態(tài)線。管道的冷態(tài)線狀偏離值也能反映出同樣的問題，其中恒力彈簧吊點(diǎn)的偏離較為嚴(yán)重，且-X方向側(cè)(鍋爐左側(cè))管道的偏離情況比X方向側(cè)(鍋爐右側(cè))嚴(yán)重，偏離最嚴(yán)重的部位是108號、109號吊點(diǎn)，冷態(tài)線狀偏離值分別達(dá)到-74 mm、-76 mm。

2 管道線狀偏離初步分析

管道發(fā)生線狀偏離一般包括以下6種因素[13]：(1)原設(shè)計(jì)管道自重與支吊架荷載不匹配；(2)實(shí)際到貨管件自重及支吊架荷載與設(shè)計(jì)不符；(3)管道及支吊架安裝存在問題；(4)管道受到?jīng)_擊荷載作用；(5)管道受非設(shè)計(jì)外力約束；(6)支吊架荷載性能不達(dá)標(biāo)。

根據(jù)對管道應(yīng)力計(jì)算書、基建安裝驗(yàn)收記錄、機(jī)組運(yùn)行日志、管道尺寸測量等資料的查閱與分析，可排除上述前4種原因；根據(jù)現(xiàn)場對管道和支吊架的熱/冷態(tài)狀態(tài)進(jìn)行詳細(xì)檢查，未發(fā)現(xiàn)管道膨脹受阻現(xiàn)象，排除第5種原因。因此，基本確定支吊架荷載性能不達(dá)標(biāo)是導(dǎo)致管道發(fā)生線狀偏離的主要原因。

彈簧支吊架結(jié)構(gòu)簡單、性能比較穩(wěn)定，荷載與位移呈線性關(guān)系；恒力支吊架是根據(jù)力矩平衡原理設(shè)計(jì)的，其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，實(shí)際制造中無法實(shí)現(xiàn)荷載的真正恒定，并且制造偏差、機(jī)構(gòu)間動摩擦等都對其性能會產(chǎn)生較大影響[14-15]。此外，有研究表明恒力彈簧支吊架性能變化對管道垂向位移的影響更大[16]。因此，有必要通過對恒力彈簧支吊架進(jìn)行位移-荷載性能測試，以評估支吊架性能指標(biāo)。

3 支吊架位移-荷載性能測試

恒力彈簧結(jié)構(gòu)復(fù)雜、動摩擦、機(jī)構(gòu)制造偏差及彈簧質(zhì)量問題等都將導(dǎo)致恒力彈簧荷載偏差度、恒定度等性能指標(biāo)不達(dá)標(biāo)；因此，國家能源行業(yè)及電力行業(yè)均對恒力彈簧支吊架性能指標(biāo)提出了相應(yīng)的要求[17-18]。其中，主要包括以下2個指標(biāo)。

(1) 荷載偏差度。GB/T 17116.1—2018《管道支吊架 第1部分：技術(shù)規(guī)范》規(guī)定恒力彈簧支吊架的荷載偏差度不應(yīng)大于2%。

(1)

式中：λ為恒力彈簧支吊架的荷載偏差度；Fb為恒力彈簧支吊架的標(biāo)準(zhǔn)荷載，N；Fs為拔銷時恒力彈簧支吊架的實(shí)測荷載，N。

(2) 荷載恒定度。GB/T 17116.1—2018規(guī)定荷載恒定度不應(yīng)大于6%。

(2)

式中：Δ為恒力彈簧支吊架的荷載恒定度，%；Fmax為恒力彈簧支吊架向下位移時荷載的最大值，N；Fmin為恒力彈簧支吊架向上位移時荷載的最小值，N。

通過支吊架荷載測試儀器對爐前管道11組恒力彈簧支吊架進(jìn)行性能測試[19]，測試可得恒力彈簧支吊架位移-荷載曲線(見圖2)。

由圖2可見：水平管段測試的7組恒力彈簧支吊架全行程荷載均遠(yuǎn)低于設(shè)計(jì)荷載，并且支吊架在由拉行程至壓行程的過程中，荷載出現(xiàn)大幅下降，對應(yīng)于管道熱態(tài)向上膨脹的過程，即吊架熱態(tài)荷載能力低于其冷態(tài)荷載能力，遠(yuǎn)低于管道要求的設(shè)計(jì)荷載；除304號立管恒力彈簧支吊架外，其他吊架均有部分行程荷載稍大于設(shè)計(jì)荷載，并且偏差相對較小。

恒力彈簧支吊架性能測試結(jié)果見表2。

由表2可知：所測試的11組恒力彈簧支吊架性能均不達(dá)標(biāo)，其中除301號立管恒力彈簧支吊架恒定度符合標(biāo)準(zhǔn)外，其余測試指標(biāo)均超過允許值；針對荷載偏差，除301號、303號吊架拉行程荷載大于設(shè)計(jì)荷載，其余均小于設(shè)計(jì)荷載，其中最大拉行程荷載偏差度達(dá)30.68%，最大壓行程荷載偏差度達(dá)47.75%；最大恒定度達(dá)25.05%。

表2 恒力彈簧支吊架性能測試結(jié)果

4 管道應(yīng)力分析

4.1 管道模型建立

采用管道應(yīng)力分析軟件對高溫再熱器出口管道進(jìn)行模擬分析，管道局部計(jì)算模型見圖3，管道材料、溫度、壓力均采用原設(shè)計(jì)，分別為A335P92、627 ℃、6.92 MPa，其中支管規(guī)格為ID571.5×44(內(nèi)徑為571.5 mm、厚度為44 mm)，主管規(guī)格為ID883×66(內(nèi)徑為883 mm、厚度為66 mm)，模型端點(diǎn)附加位移值、吊架荷載均采用設(shè)計(jì)給定值。

圖3 高溫再熱器出口管道局部計(jì)算模型

4.2 管道應(yīng)力評價方法

管道應(yīng)力校核采用將應(yīng)力分類校核的方法，根據(jù)產(chǎn)生應(yīng)力的荷載不同，可將應(yīng)力劃分為一次應(yīng)力和二次應(yīng)力。

管道在持續(xù)荷載、偶然荷載下的一次應(yīng)力及二次應(yīng)力應(yīng)滿足下列條件：

(3)

式中：σL為管道軸向應(yīng)力之和，MPa；p為設(shè)計(jì)壓力，MPa；Dn為管道外徑，mm；dn為管道內(nèi)徑，mm；W為管道抗彎截面模量，mm3；i為應(yīng)力增加系數(shù)；MA為自重和其他持續(xù)外載作用于管道橫截面上的合成力矩，N·mm；MB為安全閥或釋放閥的排氣反作用力、管道內(nèi)流量和壓力的瞬時變化及地震等產(chǎn)生的偶然荷載作用在管子橫截面上的合成力矩，N·mm；[σ]t為設(shè)計(jì)溫度t下鋼材的許用應(yīng)力，MPa；K為許用應(yīng)力系數(shù)；σE為熱脹應(yīng)力范圍，MPa；MC為按全補(bǔ)償值和鋼材在20 ℃時的彈性模量計(jì)算的熱脹引起的合成力矩范圍，N·mm；f為應(yīng)力范圍的減小系數(shù)；[σ]20為20 ℃下鋼材的許用應(yīng)力，MPa。

4.3 計(jì)算結(jié)果分析

4.3.1 原設(shè)計(jì)校核計(jì)算

將模型計(jì)算結(jié)果與原設(shè)計(jì)進(jìn)行比對，在支吊架荷載參數(shù)選型相同的情況下，計(jì)算所得的管道位移參數(shù)與原設(shè)計(jì)相近，高溫再熱器出口管道各支吊點(diǎn)的Z方向熱態(tài)位移的設(shè)計(jì)值與模擬值的對比見圖4，其中兩者的最大偏差僅為4.34%，說明計(jì)算模型與設(shè)計(jì)相符。

圖4 各支吊點(diǎn)的Z方向熱態(tài)位移的設(shè)計(jì)值與模擬值的對比

4.3.2 當(dāng)前運(yùn)行狀態(tài)模擬結(jié)果

對管道當(dāng)前運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行模擬，即管道內(nèi)工質(zhì)的溫度、壓力、密度等參數(shù)均維持設(shè)計(jì)值不變，恒力彈簧支吊架荷載參照位移-荷載測試結(jié)果進(jìn)行設(shè)定，高溫再熱器出口管道各支吊點(diǎn)的Z方向冷態(tài)位移的設(shè)計(jì)值與模擬值的對比見圖5。

圖5 各支吊點(diǎn)的Z方向冷態(tài)位移的設(shè)計(jì)值與模擬值的對比

由圖5可得：原設(shè)計(jì)狀態(tài)下，管道Z方向冷態(tài)位移較小，最大冷態(tài)位移僅為-7 mm。在模擬運(yùn)行狀態(tài)下，管道模擬得到的Z方向冷態(tài)位移與設(shè)計(jì)狀態(tài)存在較大的偏差。其中，108號、109號處模擬計(jì)算管道的冷態(tài)位移分別達(dá)到-48.1 mm、-50.6 mm，線狀偏離值分別為-42.1 mm、-43.6 mm，爐前管道呈現(xiàn)“左低右高”的整體傾斜的狀態(tài)(見圖6)，即鍋爐左側(cè)管道線狀偏離值大于鍋爐右側(cè)，其主要原因可能是管道采用了非對稱布置。

圖6 管道設(shè)計(jì)狀態(tài)與模擬運(yùn)行狀態(tài)的形態(tài)對比

對管道的應(yīng)力狀況進(jìn)行分析，對比設(shè)計(jì)狀態(tài)與運(yùn)行狀態(tài)的應(yīng)力水平，得到2種狀態(tài)下一次應(yīng)力與二次應(yīng)力最大值的節(jié)點(diǎn)相同，一次應(yīng)力最大值節(jié)點(diǎn)為103號限位拉撐桿處，二次應(yīng)力最大值節(jié)點(diǎn)為三通-X方向側(cè)的1110節(jié)點(diǎn)(見圖7)。

圖7 管道校核一次應(yīng)力與二次應(yīng)力最大值節(jié)點(diǎn)

高溫再熱器出口管道一次應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見圖8。由圖8可得：設(shè)計(jì)狀態(tài)下一次應(yīng)力水平適中，一次應(yīng)力與一次應(yīng)力允許值的比值基本保持在50%以下，運(yùn)行狀態(tài)下各節(jié)點(diǎn)一次應(yīng)力普遍有所增加，一次應(yīng)力最大值由31.37 MPa增加到38.58 MPa，增幅為23%，一次應(yīng)力與一次應(yīng)力允許值的比值的最大值由59.9%變?yōu)?3.6%。

圖8 管道各節(jié)點(diǎn)一次應(yīng)力比較

高溫再熱器出口管道二次應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見圖9。

圖9 管道各節(jié)點(diǎn)二次應(yīng)力

由圖9可得：設(shè)計(jì)狀態(tài)下二次應(yīng)力與二次應(yīng)力允許值的比值的最大值為61.6%，二次應(yīng)力水平適中，但運(yùn)行狀態(tài)下，對于二次應(yīng)力最大值節(jié)點(diǎn)，其二次應(yīng)力與二次應(yīng)力允許值的比值為123.2%，二次應(yīng)力已顯著超標(biāo)；另外，1150節(jié)點(diǎn)、111節(jié)點(diǎn)的二次應(yīng)力與二次應(yīng)力允許值的比值分別達(dá)86.4%、74.1%，爐前三通附近二次應(yīng)力普遍較大。雖然二次應(yīng)力具有自限性，并且只要不反復(fù)進(jìn)行加載就不會造成材料的破壞[20]，但高溫再熱器出口管道長期處于高溫、高壓的環(huán)境下，同時在機(jī)組調(diào)峰運(yùn)行過程中會受到交變荷載的作用。因此，過高的二次應(yīng)力極易造成管道的疲勞破壞，進(jìn)而嚴(yán)重影響管道的安全運(yùn)行[21]。

5 分析總結(jié)及建議

根據(jù)荷載測試對管道進(jìn)行模擬計(jì)算的結(jié)果趨勢與現(xiàn)場結(jié)果相吻合，最大線狀偏離值出現(xiàn)在109號支吊架處，其偏差值為-43.6 mm；鍋爐左邊側(cè)管道線狀偏離值顯著大于爐右側(cè)管道。因?yàn)闄C(jī)組為長期在役機(jī)組，而非新建機(jī)組，其線狀偏離值是機(jī)組歷次啟停引起的累加偏差值，所以計(jì)算值與實(shí)測值存在一定的偏差。這也說明管道的偏離會隨機(jī)組的運(yùn)行而疊加，導(dǎo)致問題的持續(xù)惡化。

在103號、203號Z方向拉撐桿與306號剛性吊架之間的管段集中布置了13組恒力彈簧支吊架，經(jīng)測試，恒力彈簧支吊架荷載偏差度、恒定度均明顯超標(biāo)，恒力彈簧支吊架性能劣化，管道自重與支吊架荷載不匹配，是導(dǎo)致管道發(fā)生線狀偏離的主要原因。管道狀態(tài)的變化必然影響管道的應(yīng)力狀態(tài)，使用吊架實(shí)測荷載參數(shù)對管道進(jìn)行應(yīng)力校核，得出管道一次應(yīng)力、二次應(yīng)力水平整體上明顯增大，并且爐前三通處二次應(yīng)力已超過二次應(yīng)力允許值，達(dá)到二次應(yīng)力允許值的123.2%，進(jìn)而導(dǎo)致機(jī)組運(yùn)行存在較大安全隱患。

通過對高溫再熱器出口管道原設(shè)計(jì)的校核，其一次應(yīng)力、二次應(yīng)力均滿足校核要求，建議僅對管段中荷載性能不達(dá)標(biāo)的支吊架進(jìn)行更換，使支吊架承受荷載能力與管道自重相匹配，以優(yōu)化管道應(yīng)力分布。

6 結(jié)語

針對某660 MW超超臨界機(jī)組高溫再熱器出口管道發(fā)生線狀偏離的問題，通過對管道設(shè)計(jì)、安裝、運(yùn)行等記錄的查閱，并且結(jié)合管道及支吊架狀態(tài)的現(xiàn)場檢查、吊架的位移-荷載測試等，可確定恒力彈簧支吊架荷載性能不達(dá)標(biāo)是造成管道發(fā)生線狀偏離的主要原因。

鑒于恒力彈簧支吊架結(jié)構(gòu)復(fù)雜、可靠性相對較低，并且其自補(bǔ)償能力較差，恒力彈簧支吊架性能不達(dá)標(biāo)已成為在役機(jī)組管道發(fā)生線狀偏離的主要原因之一。建議在動力管道設(shè)計(jì)階段應(yīng)合理優(yōu)化支吊架布局方式，盡量避免使用連續(xù)多組的恒力彈簧支吊架。恒力彈簧支吊架采購中應(yīng)選擇質(zhì)量優(yōu)良、性能可靠的產(chǎn)品，并且嚴(yán)格執(zhí)行驗(yàn)收流程，必要時可對其進(jìn)行抽檢；日常維護(hù)中，應(yīng)加強(qiáng)對支吊架尤其是恒力彈簧支吊架的監(jiān)督與檢查。