摘 要：對(duì)某1 000 MW等級(jí)燃煤機(jī)組主蒸汽管道部分管段發(fā)生膨脹異常問(wèn)題的原因進(jìn)行了分析，理論計(jì)算結(jié)果表明，限位裝置限位間隙預(yù)留不合適，導(dǎo)致限位點(diǎn)處限位管夾與限位框架卡死，水平接觸力、垂直方向摩擦力激增；在水平接觸力及垂直摩擦力的作用下，原徑向限位點(diǎn)演變?yōu)楣潭ㄋ傈c(diǎn)，進(jìn)而導(dǎo)致附近管夾發(fā)生變形失效、限位點(diǎn)所在管段膨脹異常。應(yīng)力計(jì)算結(jié)果表明，在限位裝置卡死后，管道二次應(yīng)力激增。所用研究方法可為汽水管道限位裝置設(shè)計(jì)提供有益的借鑒和參考。

關(guān)鍵詞：高溫高壓管道；限位裝置；間隙；卡死；應(yīng)力

中圖分類號(hào)：TM621" " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A" " 文章編號(hào)：1671-0797（2025）05-0034-05

DOI：10.19514/j.cnki.cn32-1628/tm.2025.05.009

1" " 背景介紹

支吊裝置是管道系統(tǒng)的重要組成部分，起著承受管道荷載、控制管道位移量的重要作用。支吊架配置（荷載、類型、位置）直接影響管系的應(yīng)力分布和大小，其性能好壞、承載是否合理都直接影響管道的使用壽命及安全運(yùn)行[1]。支吊架類型主要有：恒力彈簧吊架、變力彈簧吊架、剛性吊架、限位裝置、阻尼裝置等[2]。其中限位裝置起到控制管道姿態(tài)的關(guān)鍵作用，在各等級(jí)機(jī)組高溫高壓管道支吊系統(tǒng)中均有應(yīng)用。近年來(lái)，因限位裝置限位間隙預(yù)留不合適導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)變形、管道膨脹異常問(wèn)題的報(bào)道屢見(jiàn)不鮮（圖1），對(duì)火力發(fā)電廠安全生產(chǎn)構(gòu)成挑戰(zhàn)[3-8]。

關(guān)于管道限位間隙問(wèn)題，GB/T 17116.1—1997《管道支吊架 第1部分：技術(shù)規(guī)范》[2]中規(guī)定：限位裝置和導(dǎo)向裝置的設(shè)計(jì)應(yīng)保證管道在支吊點(diǎn)的預(yù)定約束方向相對(duì)固定，而在其他方向上能自由膨縮，并能承受作用于該裝置上的各種力、力矩及其他載荷；對(duì)于在管道徑向兩側(cè)約束的限位裝置和導(dǎo)向裝置，其冷態(tài)間隙還應(yīng)計(jì)及管道徑向熱膨脹量。但該規(guī)程中并未明確指明管道徑向熱膨脹量所應(yīng)計(jì)及的組成部分，各設(shè)計(jì)單位和設(shè)計(jì)人員對(duì)此未形成統(tǒng)一理解。本文針對(duì)某電廠1 000 MW等級(jí)燃煤機(jī)組主蒸汽管道膨脹異常問(wèn)題，著重分析限位裝置間隙的選取邏輯及危害后果，研究成果可為汽水管道設(shè)計(jì)提供有益的借鑒和參考。

2" " 問(wèn)題描述

某1 000 MW等級(jí)燃煤機(jī)組主蒸汽管道熱態(tài)時(shí)部分管段發(fā)生膨脹異常問(wèn)題，主要表現(xiàn)為：機(jī)組運(yùn)行期間立管限位管夾變形、管夾護(hù)圈開(kāi)裂失效、恒力吊架位移指針處于冷態(tài)位置。膨脹異常管段支吊架狀態(tài)記錄如表1所示，支吊架存在的典型問(wèn)題如圖2所示，主蒸汽管道及支吊架布置如圖3所示。

管道的膨脹狀態(tài)與管道的應(yīng)力水平有直接關(guān)系，管道膨脹偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)會(huì)改變管道的應(yīng)力分布狀態(tài)與管道端點(diǎn)的邊界狀態(tài)（推力及推力矩），造成管道焊縫開(kāi)裂、端點(diǎn)設(shè)備異常，亦會(huì)對(duì)管道的疏水坡度造成影響，引發(fā)疏水不暢及熱疲勞等問(wèn)題，故需對(duì)管道膨脹異常問(wèn)題產(chǎn)生的原因及危害進(jìn)行分析。

3" " 問(wèn)題分析

圖3中所示主蒸汽管道#1144X向限位裝置熱態(tài)時(shí)兩側(cè)無(wú)可視限位間隙，冷態(tài)時(shí)限位裝置總限位間隙為4 mm，其設(shè)計(jì)尺寸如圖4所示。原設(shè)計(jì)中該支吊點(diǎn)處X方向的熱位移值為0，安裝圖紙中限位預(yù)留間隙為兩側(cè)各2 mm，總限位間隙與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)值一致，但仍需核算原設(shè)計(jì)圖紙中限位總間隙的合理性。

根據(jù)熱彈性力學(xué)[9]可知：

ΔL=∑L×α×ΔT（1）

式中：ΔL為支吊點(diǎn)處在管道徑向上的總膨脹量；L為在管道徑向上各構(gòu)件的投影長(zhǎng)度；α為各構(gòu)件在所處溫度下的熱脹系數(shù)；ΔT為各構(gòu)件的溫度狀態(tài)。

值得注意的是，在管道徑向上，除管道自身發(fā)生膨脹外，管夾亦會(huì)發(fā)生膨脹，管夾的宏觀尺寸通常與管道尺寸相近甚至略大，故管夾在高溫下的膨脹量不可忽略。因此，針對(duì)本文圖4中的限位裝置，其在管道徑向上自身膨脹量ΔL為：

ΔL=570×12.34×10-6×590+570×11.9×10-6×450≈7.20 mm（2）

需要指出的是，公式（2）中：SA335-P92在590 ℃條件下的線膨脹系數(shù)為12.34×10-6/℃；限位管夾因熱輻射的作用，其與管道直接接觸部位溫度較高（近似與母管溫度一致），暴露于保溫外部的溫度相對(duì)較低（約300 ℃），本文按照平均溫度450 ℃進(jìn)行考慮計(jì)算，限位管夾材質(zhì)為ASTM A387 Gr92，在450 ℃條件下的線膨脹系數(shù)為11.90×10-6/℃。

由計(jì)算分析結(jié)果可知，圖4算例中主蒸汽管道#1144X向限位裝置實(shí)際限位間隙無(wú)法滿足管道及管夾在徑向上的熱膨脹空間需求，熱態(tài)時(shí)管夾將與限位框架梁擠碰卡死，與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際情況相符。

4" " 危害分析

4.1" " 摩擦自鎖危害

徑向限位裝置與限位框架梁配合使用，限位框架梁的各個(gè)邊框在力學(xué)上可簡(jiǎn)化為兩端固定的梁模型[10-11]，其簡(jiǎn)化力學(xué)模型如圖5所示。

由靜力平衡方程（超靜定）[11]可得：

依據(jù)設(shè)計(jì)圖紙可知l=2 000 mm，代入式（3）得：F=854.32 kN。

故在熱態(tài)運(yùn)行時(shí)，由于限位間隙布置不當(dāng)，導(dǎo)致此處管道承受854.32 kN的水平方向作用力（該作用力將以均布載荷方式作用于與管夾接觸的管道壁面上），在垂直方向上將受到170.86 kN摩擦力（選取摩擦系數(shù)f=0.2），在巨大摩擦力作用下，原主蒸汽管道#1144X向限位裝置實(shí)際發(fā)生自鎖演變?yōu)楣潭ㄋ傈c(diǎn)。

4.2" " 管道應(yīng)力危害

按照DL/T 5366—2014《發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計(jì)算技術(shù)規(guī)程》[12]，建立主蒸汽-低溫再熱蒸汽管道應(yīng)力計(jì)算模型如圖6所示，主蒸汽管道各管種尺寸、材質(zhì)、運(yùn)行參數(shù)、材質(zhì)參數(shù)如表2所示。通過(guò)模型計(jì)算判斷因限位裝置自鎖卡死對(duì)周?chē)芏味螒?yīng)力、管道剛性死點(diǎn)載荷的影響。

圖7、圖8分別為原設(shè)計(jì)及限位卡死兩種工況下膨脹異常管段的二次應(yīng)力分布情況，由計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)主蒸汽管道#1144X向限位裝置因膨脹受阻演變?yōu)楣潭ㄋ傈c(diǎn)時(shí)，附近管段二次應(yīng)力與許用應(yīng)力占比由33.85%上升至50.88%，二次應(yīng)力顯著升高。#116Z向限位裝置工作載荷由106 kN激增至243 526 kN，顯著高于#116Z向限位管夾的承載極限，與現(xiàn)場(chǎng)#116Z向限位管夾變形現(xiàn)象相吻合。

5" " 結(jié)論與建議

本文對(duì)某1 000 MW等級(jí)燃煤機(jī)組主蒸汽管道部分管段發(fā)生膨脹異常問(wèn)題的原因進(jìn)行了分析，理論計(jì)算結(jié)果表明：限位裝置限位間隙預(yù)留不合適，導(dǎo)致限位點(diǎn)處限位管夾與限位框架卡死，水平接觸力、垂直方向摩擦力分別高達(dá)854.32、170.86 kN。在水平接觸力及垂直摩擦力的作用下，原徑向限位點(diǎn)演變?yōu)楣潭ㄋ傈c(diǎn)，進(jìn)而導(dǎo)致#116Z向限位管夾發(fā)生翹曲變形、限位點(diǎn)所在管段膨脹異常。應(yīng)力方面，限位裝置因膨脹受阻演變?yōu)楣潭ㄋ傈c(diǎn)時(shí)，附近管段二次應(yīng)力與許用應(yīng)力占比由33.85%上升至50.88%，二次應(yīng)力顯著升高。結(jié)合本文所分析的實(shí)際案例，為本專業(yè)從業(yè)人員提供以下建議：

1）對(duì)于在管道徑向兩側(cè)約束的限位裝置和導(dǎo)向裝置，其冷態(tài)間隙應(yīng)當(dāng)計(jì)及管道、管夾的徑向熱膨脹量，并在此基礎(chǔ)上考慮安裝誤差的影響，最終總限位間隙再增加5 mm。

2）對(duì)于現(xiàn)場(chǎng)發(fā)生管道膨脹與設(shè)計(jì)參數(shù)不符、反向膨脹問(wèn)題的，應(yīng)當(dāng)對(duì)管道上限位裝置的限位間隙進(jìn)行核實(shí)，尤其是針對(duì)熱態(tài)時(shí)無(wú)可視限位間隙的限位裝置應(yīng)當(dāng)重點(diǎn)排查。

[參考文獻(xiàn)]

[1] 林其略，周美芳.管道支吊技術(shù)[M].上海：上?？茖W(xué)技術(shù)出版社，1994.

[2] 陳陽(yáng).管道支吊架在火電廠中的應(yīng)用研究[J].冶金管理，2023（24）：79-82.

[3] 管道支吊架 第1部分：技術(shù)規(guī)范：GB/T 17116.1—1997[S].

[4] 劉奇，劉明，黎大川.660 MW機(jī)組主蒸汽管道支吊架吊桿偏斜異常分析及處理[J].內(nèi)蒙古電力技術(shù)，2018，36（5）：72-75.

[5] 王彪，唐遠(yuǎn)富，秦旭明.某電廠高溫再熱蒸汽管道下沉原因分析及治理[J].湖南電力，2020，40（2）：33-36.

[6] 高揚(yáng).火電廠再熱蒸汽管道膨脹異常情況分析[J].黑龍江電力，2019，41（6）：522-525.

[7] 王小林，王彪，唐遠(yuǎn)富.電廠600 MW機(jī)組高溫再熱蒸汽管道支吊架異常原因分析及處理[J].冶金與材料，2018，38（5）：99-100.

[8] 馬志強(qiáng)，安付立，劉賓.某600 MW機(jī)組再熱蒸汽冷段管道傾斜變形原因分析與處理[J].理化檢驗(yàn)（物理分冊(cè)），2012，48（11）：749-752.

[9] 金江，袁繼峰，葛文璇，等.理論力學(xué)[M].南京：東南大學(xué)出版社，2019.

[10] 王洪綱.熱彈性力學(xué)概論[M].北京：清華大學(xué)出版社，1989.

[11] 孫訓(xùn)方，方孝淑，關(guān)來(lái)泰.材料力學(xué)：Ⅰ[M].6版.北京：高等教育出版社，2019.

[12] 發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計(jì)算技術(shù)規(guī)程：DL/T 5366—2014[S].

收稿日期：2024-11-22

作者簡(jiǎn)介：吳清亮（1975—），男，陜西興平人，高級(jí)會(huì)計(jì)師，研究方向：電力系統(tǒng)及自動(dòng)化、熱能工程。