火力發(fā)電廠高溫蒸汽管道應(yīng)力評(píng)估與調(diào)整

成明濤，林友新，肖志前，陳拓

(廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣東 廣州 510080)

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火力發(fā)電廠高溫蒸汽管道應(yīng)力評(píng)估與調(diào)整

成明濤，林友新，肖志前，陳拓

(廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣東 廣州 510080)

針對(duì)某600 MW機(jī)組再熱蒸汽熱段管道在試運(yùn)行中出現(xiàn)因安裝失誤導(dǎo)致的膨脹異常問題，利用CAESAR Ⅱ軟件進(jìn)行了熱膨脹、一次應(yīng)力及二次應(yīng)力的分析研究。結(jié)果表明，熱膨脹發(fā)生明顯改變的同時(shí)，一次應(yīng)力及二次應(yīng)力分布也發(fā)生了相應(yīng)的改變，但均未超出安全范圍。最后，針對(duì)管系中局部熱應(yīng)力偏大的情況，對(duì)增加壁厚和冷緊2種應(yīng)力調(diào)整方法進(jìn)行了研究，得到壁厚和冷緊比對(duì)應(yīng)力的影響。

火力發(fā)電廠；管道；應(yīng)力；評(píng)估；調(diào)整

火力發(fā)電廠高溫蒸汽管道長(zhǎng)期運(yùn)行在高溫高壓的環(huán)境中，一旦設(shè)計(jì)安裝失誤或支吊架失效，將導(dǎo)致管道偏移、墜落甚至管道破裂，對(duì)人員及設(shè)備安全造成重大威脅[1-2]；因此，有必要定期對(duì)火電廠主要高溫蒸汽管道系統(tǒng)進(jìn)行檢查，并根據(jù)實(shí)際情況進(jìn)行安全性評(píng)估，以保證管系的安全。高溫蒸汽管道在正常運(yùn)行中主要受到兩類作用力：一類為由內(nèi)壓、自重及其他外載產(chǎn)生的應(yīng)力，稱為一次應(yīng)力，其主要失效形式表現(xiàn)為屈服、斷裂及蠕變等。另一類為由熱脹冷縮及位移受限等產(chǎn)生的應(yīng)力，稱為二次應(yīng)力，其主要失效形式表現(xiàn)為應(yīng)力多次循環(huán)加載所導(dǎo)致的疲勞[3]。

火力發(fā)電廠高溫蒸汽管道為三維空間布置，由1條或多條主管線及數(shù)條支管線組成，它們形成了一個(gè)完整系統(tǒng)，其中管道相互聯(lián)系與影響且長(zhǎng)徑比大，管系易于失穩(wěn)[4]。設(shè)計(jì)缺陷、安裝錯(cuò)誤或支吊架異常，將導(dǎo)致管道熱位移偏離正常值，應(yīng)力增加，這對(duì)管系的安全運(yùn)行造成威脅。本文采用CAESAR Ⅱ軟件對(duì)某電廠異常高溫蒸汽管道進(jìn)行了應(yīng)力分析，綜合考慮了內(nèi)壓、熱膨脹及外載對(duì)管線的影響，通過分析對(duì)管線應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了評(píng)估。

1 管系整體應(yīng)力評(píng)估方法

管系整體應(yīng)力評(píng)估方法大致可分為3類：近似法、圖表法及矩陣解析法[5]。其中，近似法及圖表法由于精度不高，并且不適合復(fù)雜管系的計(jì)算，已逐漸被矩陣解析法所取代。矩陣解析法利用結(jié)構(gòu)力學(xué)的理論來建立管道的力學(xué)方程，通過矩陣傳遞原理形成關(guān)聯(lián)方程組，并將方程組的求解轉(zhuǎn)化為矩陣的求解，最后根據(jù)相關(guān)的標(biāo)準(zhǔn)建立強(qiáng)度判斷條件[6]。CAESAR Ⅱ中針對(duì)電廠動(dòng)力管道的強(qiáng)度判斷依據(jù)標(biāo)準(zhǔn)為ASME B31.1。其中一次應(yīng)力校核條件見式(1)，二次應(yīng)力校核條件見式(2)[7]。

(1)

(2)

式中：σL為持續(xù)應(yīng)力，即一次應(yīng)力；i為強(qiáng)度系數(shù)；MA為總彎矩；p為管道內(nèi)壓；do為管道外徑；δ為管壁厚度；Z為截面系數(shù)；MC為由位移引起的彎矩；σc為材料常溫許用應(yīng)力；σh為材料設(shè)計(jì)溫度下許用應(yīng)力；σE為二次應(yīng)力；f為應(yīng)力范圍減小次數(shù)，與管道溫度交變次數(shù)有關(guān)。

2 高溫蒸汽管道存在的問題

圖1 主管線分段圖

本文分析的管道為某600 MW鍋爐再熱蒸汽熱段管道，設(shè)計(jì)溫度569 ℃，設(shè)計(jì)壓力5.4 MPa。管線布置如圖1所示。

管線主要有3種規(guī)格組成：1號(hào)管道外徑682 mm，壁厚23.5 mm，總長(zhǎng)48.7 m；2號(hào)管道外徑694 mm，壁厚23 mm，總長(zhǎng)107.8 m；3號(hào)管道外徑978 mm，壁厚32 mm，總長(zhǎng)65.4 m。管系共由30組支吊架(不包括阻尼器)進(jìn)行懸吊支撐。該機(jī)組在168 h試運(yùn)行中發(fā)現(xiàn)管線的f點(diǎn)處一恒力吊架定位銷未拆除，f點(diǎn)前后多個(gè)恒力吊架指針接近限位甚至頂死，be管段之間剛性吊架脫空。為了評(píng)估管道系統(tǒng)的安全性，對(duì)管道熱膨脹及應(yīng)力分布情況進(jìn)行了分析研究，并在此基礎(chǔ)上針對(duì)性地提出了解決方案及改進(jìn)措施。

3 模型的建立及應(yīng)力評(píng)估調(diào)整

3.1 邊界條件的確定

采用美國(guó)COADE公司的CAESAR Ⅱ軟件對(duì)本管系進(jìn)行應(yīng)力分析，CAESAR Ⅱ軟件計(jì)算以3D梁?jiǎn)卧獮榛A(chǔ)，將管道模擬為無限細(xì)的桿單元，其全部行為靠端點(diǎn)位移決定，變形以彎曲變形為主。軟件具有符合實(shí)際的、豐富的約束類型及邊界條件類型，自帶多種材料及管件庫(kù)，并允許用戶自己擴(kuò)展，其求解的準(zhǔn)確性得到了廣泛的認(rèn)可[8]。

管道材料均為美國(guó)標(biāo)準(zhǔn)材料A335 P91，其機(jī)械及力學(xué)性能參數(shù)均按照ASME B31.1相關(guān)附錄選取，詳列于表1。本文中考慮的載荷有管道自重、保溫層重量、內(nèi)壓、支吊架作用力及溫度變化引起的熱膨脹。端點(diǎn)附加位移按設(shè)計(jì)值輸入，忽略管內(nèi)蒸汽重量及管道的坡度，泊松比及密度隨溫度的變化很小，取常值，分別為0.3和7 850 kg/m3。

表1 P91的機(jī)械及力學(xué)性能

溫度/℃屈服強(qiáng)度/MPa彈性模量/GPa線膨脹系數(shù)/(mm·℃-1)許用應(yīng)力/MPa21413.7213.00167.5569—148.912.7×10-693.4

3.2 模型的建立及熱膨脹分析

由于f點(diǎn)處恒力吊架定位銷未拆除，其作用相當(dāng)于一個(gè)剛性吊架。為便于分析比較，分別按f點(diǎn)為剛性吊架及恒力吊架的情況對(duì)管道熱膨脹位移情況進(jìn)行了模擬，如圖2所示。

圖2 f點(diǎn)吊架不同時(shí)熱膨脹情況對(duì)比

代表點(diǎn)位移情況見表2。從熱位移的對(duì)比情況可以看出，在f點(diǎn)為剛性吊架(恒力吊架鎖死)的情況下，該點(diǎn)向下方的位移被限制。造成管系f點(diǎn)前后整體抬升，其中相連的直管段較為嚴(yán)重，其中e點(diǎn)抬升236.9 mm，造成be之間管段的整體抬升，be間剛性吊架脫空，管系各支吊架點(diǎn)作用力重新分配。右側(cè)支管由于水平段變形的緩沖，熱位移變化相對(duì)不大。這與現(xiàn)場(chǎng)檢查情況是一致的。

表2 熱位移對(duì)比情況

注：dx、dy、dz分別為管線上代表點(diǎn)在x、y、z方向上的熱位移。

3.3 應(yīng)力分析及安全評(píng)估

由上節(jié)的分析可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)f點(diǎn)定位裝置未拆除時(shí)，管系的整體熱膨脹情況將發(fā)生明顯的改變，進(jìn)而導(dǎo)致原設(shè)計(jì)支吊點(diǎn)載荷的變化及管道應(yīng)力的變化。由于一次應(yīng)力為重量、內(nèi)壓及外載等產(chǎn)生的應(yīng)力，并未考慮由于熱膨脹所帶來的應(yīng)力，因此，f點(diǎn)支吊情況的改變對(duì)一次應(yīng)力分布的影響較小，如圖3所示。

圖3 f點(diǎn)吊架不同時(shí)一次應(yīng)力分布對(duì)比

代表點(diǎn)應(yīng)力分析結(jié)果見表3。可見，f點(diǎn)恒力吊架在鎖死狀態(tài)時(shí)，一次應(yīng)力分布將趨于不均。其中代表點(diǎn)中的最大一次應(yīng)力由設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)b點(diǎn)的40.4 MPa變?yōu)閑點(diǎn)的46.9 MPa，占許用應(yīng)力的百分比增加6.9%。

二次應(yīng)力為管道熱膨脹產(chǎn)生的應(yīng)力。f點(diǎn)恒力吊架鎖死后，二次應(yīng)力分布情況如圖4所示?？梢奻點(diǎn)支吊方式變化會(huì)導(dǎo)致二次應(yīng)力總體分布的改變，但二次應(yīng)力的最大值均出現(xiàn)在b點(diǎn)彎頭處。

為了更準(zhǔn)確地分析二次應(yīng)力變化情況，將代表點(diǎn)二次應(yīng)力值列于表4。由于整個(gè)管系僅有2組剛性吊架，分別位于be管段中部及cd管段中部，管

表3 一次應(yīng)力對(duì)比情況

注：σh為93.4 MPa。

圖4 f點(diǎn)吊架不同時(shí)二次應(yīng)力分布對(duì)比

系柔性較好；因此，管系除了b點(diǎn)，整體應(yīng)力水平較低。f點(diǎn)恒力吊架在鎖定狀態(tài)時(shí)，f點(diǎn)前后豎直管段有較大抬升，造成b點(diǎn)處變形較大。管系抬升所產(chǎn)生的力很大一部分需要b點(diǎn)處彎頭來承擔(dān)，使得二次應(yīng)力較大，為213.4 MPa，占二次許用應(yīng)力的百分比為85.4%。在設(shè)計(jì)狀態(tài)，即f點(diǎn)為恒力吊架時(shí)，管系抬升位移大幅降低，二次應(yīng)力也降為173.5 MPa，占二次許用應(yīng)力的百分比為69.7%。

表4 二次應(yīng)力對(duì)比情況

代表點(diǎn)f點(diǎn)剛性吊架σE/MPaσ1/MPaσE占σ1百分比/%f點(diǎn)恒力吊架σE/MPaσ1/MPaσE占σ1百分比/%b213.4249.885.4173.5248.769.7c74.0249.129.768.2251.327.1d43.5250.717.326.5251.510.5e75.4247.730.412.8250.851.2f27.1247.610.935.9249.914.4h17.2246.87.019.2251.17.6i28.2247.611.433.6250.713.4

注：σ1為二次許用應(yīng)力，σ1=f(1.25σc+1.25σh-σL)。

以上分析表明：f點(diǎn)恒力吊架鎖死會(huì)導(dǎo)致管系熱膨脹方向及程度的改變，一次應(yīng)力及二次應(yīng)力分布也會(huì)發(fā)生相應(yīng)的改變，但應(yīng)力值均在安全范圍內(nèi)。檢查也發(fā)現(xiàn)，其他支吊點(diǎn)恒力吊架除部分指針損壞外也無其他異常，管系運(yùn)行穩(wěn)定。因此，f點(diǎn)鎖死不會(huì)造成管系應(yīng)力超標(biāo)，但恢復(fù)f點(diǎn)恒力吊架至正常狀態(tài)將有助于降低管系整體應(yīng)力水平。

3.4 應(yīng)力調(diào)整方法研究

考慮到汽水阻力、成本及安全性等因素，電廠四大管道一般不會(huì)通過專門設(shè)置π型彎、膨脹節(jié)等吸收膨脹，降低二次應(yīng)力水平[9]。但通過分析應(yīng)力數(shù)據(jù)及變形數(shù)據(jù)，在應(yīng)力最大處針對(duì)性地加大壁厚，或根據(jù)變形情況設(shè)置合適的“冷緊口”，將有助于降低初始熱態(tài)應(yīng)力水平，有利于管系的長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行。

以該管系為例，在設(shè)計(jì)狀態(tài)，二次應(yīng)力最大點(diǎn)出現(xiàn)在b點(diǎn)彎頭處，為173.5 MPa，占二次許用應(yīng)力的百分比為69.7%。為了研究彎頭壁厚對(duì)該處二次應(yīng)力的影響，保持內(nèi)徑不變，逐漸加大壁厚，分析其二次應(yīng)力，結(jié)果如圖5所示。

圖5 彎頭加厚對(duì)二次許用應(yīng)力的影響

可見，隨著彎頭壁厚的增加，二次應(yīng)力逐漸降低，當(dāng)壁厚增加5mm時(shí)，此彎頭就已不再是應(yīng)力最大位置，二次應(yīng)力降低為142.3 MPa，占二次許用應(yīng)力的百分比降低為54.9%。

冷緊是指安裝時(shí)(冷態(tài))預(yù)先施加于管道的彈性變形，以產(chǎn)生預(yù)期的初始位移和應(yīng)力，達(dá)到降低熱態(tài)位移和應(yīng)力的作用。冷緊不能改變二次應(yīng)力范圍，但通過設(shè)置冷緊能夠降低管道熱態(tài)應(yīng)力。冷緊的全補(bǔ)償值即管道的熱位移，冷緊比指管道冷緊值與全補(bǔ)償值的比值[10]。b點(diǎn)的熱位移(全補(bǔ)償值)dx、dy、dz分別為135.8 mm、95.7 mm、145.0 mm，為了研究不同的冷緊比對(duì)應(yīng)力的影響，分別在ab管段(x向)、be管段(y向)及de管段(z向)設(shè)置“冷緊口”。冷緊比分別取0、0.25、0.5、0.75，分別計(jì)算b點(diǎn)冷態(tài)應(yīng)力及熱態(tài)應(yīng)力，分析結(jié)果如圖6所示。

圖6 冷緊比對(duì)b點(diǎn)冷熱態(tài)應(yīng)力的影響

可見，在不同的冷緊比下，冷態(tài)應(yīng)力與熱態(tài)應(yīng)力之和基本不變，熱態(tài)應(yīng)力隨著冷緊比的增加而降低，從202.0 MPa降為153.6 MPa，冷態(tài)應(yīng)力則相反。合適的冷緊比能起到平衡冷態(tài)應(yīng)力與熱態(tài)應(yīng)力的作用，但冷緊比過大會(huì)造成冷態(tài)應(yīng)力偏大甚至超標(biāo)；因此，冷緊比的數(shù)值需要綜合分析確定。

4 結(jié)束語

火力發(fā)電廠高溫蒸汽管道是一個(gè)三維空間布置的復(fù)雜系統(tǒng)，各管段之間相互聯(lián)系與影響。設(shè)計(jì)缺陷、安裝錯(cuò)誤或支吊架異常，將導(dǎo)致熱位移異常，應(yīng)力分布改變。對(duì)于本文所述管系，當(dāng)f點(diǎn)恒力吊架由于安裝錯(cuò)誤而處于鎖死狀態(tài)時(shí)，熱位移發(fā)生了明顯改變，對(duì)其進(jìn)一步的分析表明：

a) 根據(jù)應(yīng)力分析結(jié)果，f點(diǎn)鎖死會(huì)造成管系一次應(yīng)力分布趨于不均，但整體影響不大。其中代表點(diǎn)中的最大一次應(yīng)力由設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)b點(diǎn)的40.4 MPa變?yōu)閑點(diǎn)的46.9 MPa，占許用應(yīng)力的百分比增加6.9%。管系仍然處于安全范圍內(nèi)。

b) 二次應(yīng)力為管道膨脹受限產(chǎn)生的應(yīng)力，f點(diǎn)鎖死會(huì)導(dǎo)致管系熱膨脹方向及大小發(fā)生明顯的改變，進(jìn)而對(duì)二次應(yīng)力造成影響。f點(diǎn)鎖死后，管系二次應(yīng)力由設(shè)計(jì)狀態(tài)的173.5 MPa增加為213.4 MPa，占二次許用應(yīng)力的百分比增加15.7%。管系安全裕度變小，但仍在安全范圍內(nèi)。

為了降低管系的局部應(yīng)力，可考慮采用增加局部壁厚或設(shè)置冷緊2種方法：① 管系的壁厚是由介質(zhì)內(nèi)壓決定的，對(duì)于管系中應(yīng)力偏大的個(gè)別管段或管件，通過增加壁厚的方法可明顯降低其局部應(yīng)力；但人為增加壁厚會(huì)使管系整體柔性變差，不利于熱補(bǔ)償，導(dǎo)致其他部分熱態(tài)應(yīng)力增大。因此，增加壁厚的方法僅適用于對(duì)局部應(yīng)力進(jìn)行“削峰”，增加壁厚的同時(shí)需考慮對(duì)管系整體柔性的影響，壁厚增加值一般不宜超過5 mm。② 鋼材在常溫下的許用應(yīng)力遠(yuǎn)大于高溫狀態(tài)下的許用應(yīng)力，因此通過設(shè)置冷緊將管系的一部分熱態(tài)應(yīng)力轉(zhuǎn)移到冷態(tài)的做法是有利的。在確定冷緊比時(shí)，需綜合考慮其對(duì)冷態(tài)應(yīng)力與熱態(tài)應(yīng)力的影響，通過計(jì)算確定。一般而言，取熱態(tài)應(yīng)力降為均值時(shí)所對(duì)應(yīng)的冷緊比較合適，同時(shí)需注意冷態(tài)應(yīng)力不應(yīng)過大。

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(編輯 霍鵬)

Assessment and Adjustment for Stress of High-temperature Steam Pipelines in Thermal Power Plants

CHENG Mingtao, LIN Youxin, XIAO Zhiqian, CHEN Tuo

(Electric Power Research Institute of Guangdong Power Grid Co., Ltd., Guangzhou, Guangdong 510080, China)

In allusion to the problem of abnormal expansion of reheat steam pipeline of one 600 MW unit in trial operation caused for reason of its faulted installation, this paper uses CAESAR Ⅱ software to analyze and study heat expansion, primary stress and secondary stress.Results indicate at the same time of heat expansion changes obviously, distribution of primary stress and secondary stress both change accordingly within safety range.Finally, in allusion to big partial heat stress in the pipeline, it studies two adjustment methods for stress, one is increasing wall thickness, and the other is cold spring, and obtains influence of wall thickness and cold spring respectively.

thermal power plant; pipeline; stress; assessment; adjustment

2016-06-28

10.3969/j.issn.1007-290X.2016.11.002

TK284.1

B

1007-290X(2016)11-0008-04

成明濤(1978)，男，陜西西安人。工程師，工學(xué)碩士，從事電廠管道支吊架調(diào)整及應(yīng)力分析工作。

林友新(1973)，男，福建長(zhǎng)汀人。高級(jí)工程師，工學(xué)碩士，從事鍋爐壓力容器檢驗(yàn)及支吊架調(diào)整工作。

肖志前(1972)，男，廣東廣州人。工程師，工學(xué)學(xué)士，從事鍋爐壓力容器檢驗(yàn)及支吊架調(diào)整工作。