電站管道系統(tǒng)沉降綜合治理及應(yīng)力優(yōu)化分析

劉欣 張燕明 劉群 侯興隆 董雪峰 孫旭 賈俊祥 趙立業(yè)

摘要：某300 MW電廠主蒸汽管道以及再熱蒸汽管道爐頂管段發(fā)生位移異常情況，結(jié)合現(xiàn)場管道焊縫無損檢測和吊架指示狀態(tài)，對管段位移異常進(jìn)行治理并優(yōu)化管道及焊縫的結(jié)構(gòu)應(yīng)力。采用有限元分析方法與管道載荷性能測試、標(biāo)高測量等綜合性測量技術(shù)相結(jié)合的方式，并輔以焊縫無損檢測手段。結(jié)果表明，管系一次應(yīng)力、二次應(yīng)力水平均降幅超過15%，同時(shí)開裂位置焊縫應(yīng)力集中的情況減少。通過本次管段沉降治理以及結(jié)構(gòu)應(yīng)力優(yōu)化，建議新投產(chǎn)機(jī)組在兩年內(nèi)掌握管系應(yīng)力水平以及位移偏離狀態(tài)，并結(jié)合管道綜合測量技術(shù)以及支吊架調(diào)整技術(shù)，開展管系結(jié)構(gòu)優(yōu)化系統(tǒng)性治理，延長管道使用壽命的同時(shí)實(shí)現(xiàn)機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

關(guān)鍵詞：位移異常;結(jié)構(gòu)應(yīng)力;支吊架調(diào)整;使用壽命

中圖分類號：TK284.1? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A? ? ? ? ?文章編號：1001-2003（2021）07-0024-08

DOI：10.7512/j.issn.1001-2303.2021.07.05

0? ? 前言

隨著電力行業(yè)的不斷發(fā)展，火電機(jī)組設(shè)計(jì)及建設(shè)周期縮短，導(dǎo)致汽水管道事故頻發(fā)[1]。機(jī)組靈活性改造主要是解決燃煤機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行問題[2]，從管道位移膨脹方面考慮，深度調(diào)峰勢必會對管道膨脹產(chǎn)生很大影響?；痣姀S汽水管道是傳輸汽水介質(zhì)的重要組成部分[3]，其安全狀態(tài)直接影響著機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行。尤其在新機(jī)組投產(chǎn)后應(yīng)盡可能保證動力管道空間位置接近設(shè)計(jì)的冷態(tài)線與熱態(tài)線，任何大的線狀偏移都可能帶來嚴(yán)重后果[4]。結(jié)合某電廠的管道位移異常，對其沉降原因進(jìn)行分析排查，并開展管系綜合治理及應(yīng)力優(yōu)化。

1 設(shè)備介紹

某電廠1號機(jī)組容量為350 MW，鍋爐為超臨界參數(shù)變壓運(yùn)行直流爐，單爐膛、一次再熱、平衡通風(fēng)、不帶啟動循環(huán)泵內(nèi)置式啟動系統(tǒng)、鍋爐運(yùn)轉(zhuǎn)層、長桿吹灰器平臺為柵格板大平臺、緊身封閉、干式排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)Π型鍋爐。1號機(jī)組自2017年12月份投產(chǎn)，累計(jì)運(yùn)行約11 000 h。其中主蒸汽管道材質(zhì)為SA335-P91，設(shè)計(jì)規(guī)格φ356 mm×60 mm，設(shè)計(jì)溫度576 ℃，設(shè)計(jì)壓力25.4 MPa。再熱熱段蒸汽管道材質(zhì)為SA335-P91，設(shè)計(jì)規(guī)格φ559 mm×30 mm，設(shè)計(jì)溫度576 ℃，設(shè)計(jì)壓力4.43 MPa。主蒸汽和再熱蒸汽的壓力、溫度、流量等與汽輪機(jī)的參數(shù)相匹配，最大連續(xù)蒸發(fā)量BMCR1110 t/h，最終與汽輪機(jī)的VWO工況相匹配。

2 問題簡介

（1）在機(jī)組停機(jī)檢修進(jìn)行金屬檢測時(shí)發(fā)現(xiàn)，主蒸汽管道堵閥后第一個(gè)環(huán)焊縫存在超聲波超標(biāo)缺陷，且焊縫位置附近存在彈簧吊架，吊架狀態(tài)表征異常。針對主蒸汽管道焊縫存在的缺陷，從應(yīng)力分析的角度進(jìn)行分析研究。

（2）檢修人員對機(jī)組進(jìn)行日常巡檢，在主蒸汽管道、再熱熱段蒸汽管道爐頂位置阻尼器調(diào)整過程中發(fā)現(xiàn)所有阻尼器都存在冷態(tài)值較設(shè)計(jì)值偏大現(xiàn)象，且連接螺栓已放至最大。根據(jù)該情況懷疑管道發(fā)生非正常沉降，繼而對主蒸汽管道和再熱熱段蒸汽管道部分位置的標(biāo)高進(jìn)行冷態(tài)實(shí)際測量。同時(shí)對彈簧形變進(jìn)行目測，部分彈簧冷態(tài)壓縮值較設(shè)計(jì)存在偏差。

3 現(xiàn)場缺陷檢測

3.1 超聲波檢測

該焊縫位于爐頂右側(cè)過熱器聯(lián)箱出口堵閥后第一個(gè)環(huán)焊縫，管道設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。該焊縫為機(jī)組于2017年12月投產(chǎn)以來第一次進(jìn)行檢測，至今累計(jì)運(yùn)行約11 000 h。

運(yùn)用無損檢測技術(shù)對該失效位置進(jìn)行超聲波檢測，定位裂紋缺陷的位置、長度以及深度。超聲波檢測根據(jù)管道尺寸選用K2（2.5P，13×13）和K1（2.5P，13×13），依據(jù)DL/T 820-2002《管道焊接接頭超聲波檢驗(yàn)技術(shù)規(guī)程》[5]進(jìn)行V型坡口矩形移動掃查，掃查靈敏度為φ3×40-16 dB。通過檢測發(fā)現(xiàn)，焊縫評為Ⅳ級，存在超標(biāo)缺陷，檢測位置及缺陷位置如圖1所示，超聲波檢測結(jié)果如表2所示。

繼續(xù)測量發(fā)現(xiàn)，主蒸汽管道該位置焊縫1點(diǎn)鐘位置存在超標(biāo)缺陷，深度31～42 mm、長度120 mm、最高反射波SL+13 dB，按照《管道焊接接頭超聲波檢驗(yàn)技術(shù)規(guī)程》 （DL/T 820-2002）評定為Ⅳ級不合格。經(jīng)過焊縫開挖驗(yàn)證，焊縫內(nèi)部存在夾渣，這也是焊縫內(nèi)部出現(xiàn)裂紋的直接原因。

3.2 厚度檢測

焊縫測厚方法為：焊縫母材側(cè)周向每間隔90°測量一點(diǎn)，共4點(diǎn)。檢測時(shí)，表面必須打磨光滑，測量范圍在1.2～225 mm，測試精度誤差在±0.1 mm，現(xiàn)場厚度檢測結(jié)果如表3所示，現(xiàn)場檢測數(shù)值與設(shè)計(jì)壁厚基本相同。

3.3 硬度檢測

采用里氏硬度計(jì)檢測焊縫位置硬度，拋光方式為機(jī)械拋光，依據(jù)DL/T 438-2016《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》[6]和DL/T 869-2012《火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程》[7]對硬度檢測結(jié)果進(jìn)行校核。P91焊縫硬度合格范圍185～270 HB?，F(xiàn)場硬度檢測位置如圖2所示，所檢H4焊縫位置硬度合格，現(xiàn)場硬度檢測結(jié)果如表4所示。

3.4 超聲波復(fù)檢

通過對H4焊縫開挖補(bǔ)焊后進(jìn)行超聲波復(fù)檢，復(fù)檢結(jié)果符合規(guī)范要求，評級結(jié)果均為Ⅰ級顯示合格，檢測結(jié)果如表5所示。

3.5 金相復(fù)檢

金相復(fù)檢采用機(jī)械拋光方式，用HCl-HNO3混合液作為浸蝕劑進(jìn)行組織腐蝕觀察，在放大500倍的顯微鏡下觀察組織為回火馬氏體，結(jié)合DL/T 438-2016《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》[6]和DL/T 869-2012《火力發(fā)電廠焊接技術(shù)規(guī)程》[7]，補(bǔ)焊后組織無異常，如圖3所示。

3.6 光譜復(fù)檢

根據(jù)DL/T 991-2006《電力設(shè)備金屬光譜分析技術(shù)導(dǎo)則》[8]檢測合金元素含量，光譜結(jié)果如表6所示。結(jié)合標(biāo)準(zhǔn)元素范圍，復(fù)檢元素含量均在合理范圍內(nèi)，無異?，F(xiàn)象。

綜上，硬度和厚度檢測結(jié)果都與補(bǔ)焊前基本相同，結(jié)合前后檢測對比結(jié)果，焊縫位置缺陷狀態(tài)已經(jīng)消失。但是從焊縫開裂方位進(jìn)行觀察，位置處于沿介質(zhì)流向觀察約11點(diǎn)鐘方向，同時(shí)在支吊架宏觀檢查過程中發(fā)現(xiàn)，爐頂位置所有阻尼器都存在冷態(tài)值較設(shè)計(jì)值偏大現(xiàn)象，且連接螺栓已放至最大。針對液壓阻尼裝置大面積超限情況，并結(jié)合附近彈簧吊架彈簧指示狀態(tài)，確定應(yīng)力局部異常也是導(dǎo)致焊縫開裂的原因。為此結(jié)合管道支吊架調(diào)整以及標(biāo)高測量、載荷測試等管道綜合測量技術(shù)，開展管系沉降治理以及管道結(jié)構(gòu)應(yīng)力優(yōu)化工作。

4 沉降綜合治理

針對電廠發(fā)現(xiàn)的問題開展方案討論。首先，對管道冷態(tài)拆除保溫，復(fù)核校驗(yàn)管道標(biāo)高。其次，針對部分彈簧吊架和恒力彈簧吊架進(jìn)行載荷測試，測試吊架的實(shí)際載荷狀態(tài)。最后，根據(jù)測試結(jié)果敲定最終調(diào)整方案。

4.1 設(shè)計(jì)狀態(tài)應(yīng)力校核

對主蒸汽管道以及再熱冷段蒸汽管道進(jìn)行建模聯(lián)合計(jì)算，參考圖紙編號為FA03981S-J0902-002，F(xiàn)A03981S-J0904-002，F(xiàn)A03981S-J0905-003。聯(lián)合物理建模如圖4所示，問題管段為主蒸汽管道以及再熱熱段蒸汽管道爐頂水平管段，現(xiàn)以主蒸汽管道為例進(jìn)行分析，如圖5所示。

4.1.1 管系支吊點(diǎn)熱位移核算

根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙進(jìn)行物理建模，計(jì)算得到管道支吊點(diǎn)校核態(tài)熱位移，并與設(shè)計(jì)院計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比。由于校核態(tài)采用管道應(yīng)力計(jì)算軟件與設(shè)計(jì)態(tài)計(jì)算的不同，校核態(tài)計(jì)算值與設(shè)計(jì)態(tài)計(jì)算值不完全相同屬正常現(xiàn)象。根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙校核計(jì)算結(jié)果如圖6所示，校核態(tài)管系整體熱位移與設(shè)計(jì)態(tài)計(jì)算值吻合。

4.1.2 管系支吊架工作載荷以及選型核算

同理，根據(jù)設(shè)計(jì)圖紙將計(jì)算得到的校核態(tài)支吊架工作載荷、型式與設(shè)計(jì)態(tài)支吊架工作載荷、型式對比，結(jié)果如表7所示。

爐頂支吊架工作載荷以及選型經(jīng)過計(jì)算校核可知，校核態(tài)支吊架型式與設(shè)計(jì)態(tài)支吊架型式基本吻合。但是存在個(gè)別吊架工作載荷與設(shè)計(jì)偏差較大情況，例如P4彈簧吊架，校核態(tài)載荷比設(shè)計(jì)態(tài)載荷低約0.6 kN，載荷偏差約為15.7%，其余工作載荷校核基本吻合，對彈簧選型并無影響。

4.1.3 管系整體設(shè)計(jì)態(tài)應(yīng)力校核

為便于工程應(yīng)用，根據(jù)力學(xué)中力的等效性疊加原理，將管道應(yīng)力分為一次應(yīng)力和二次應(yīng)力：一次應(yīng)力包括管道內(nèi)壓應(yīng)力和其他持續(xù)外載引起的軸向應(yīng)力之和;二次應(yīng)力是管道由于熱脹冷縮和其他位移受約束而產(chǎn)生的熱脹應(yīng)力范圍。

對整體管系進(jìn)行管道應(yīng)力計(jì)算，一次應(yīng)力和二次應(yīng)力計(jì)算結(jié)果均通過，且一次應(yīng)力最大值占許用應(yīng)力的51.1%，如圖7所示，管系一次應(yīng)力分布狀態(tài)如圖8所示。二次應(yīng)力最大值占許用應(yīng)力的64.1%，如圖9所示，管系二次應(yīng)力分布狀態(tài)如圖10所示。說明管系在設(shè)計(jì)狀態(tài)下無應(yīng)力超標(biāo)現(xiàn)象，管道的安全運(yùn)行能夠得到保證。

通過對管系進(jìn)行設(shè)計(jì)態(tài)物理模型建立、支吊點(diǎn)熱位移核算、支吊架工作載荷以及管系整體設(shè)計(jì)態(tài)應(yīng)力校核結(jié)果可知，校核態(tài)支吊架選型與設(shè)計(jì)院支吊架選型基本吻合，且不同工況應(yīng)力計(jì)算結(jié)果均通過。

4.1.4 管道標(biāo)高測量及載荷測試

本次測量選用載荷測試儀和標(biāo)高測量水準(zhǔn)儀進(jìn)行特定測點(diǎn)載荷以及標(biāo)高的測量，主蒸汽管道和再熱熱段蒸汽管道標(biāo)高測點(diǎn)位置分別如圖11、圖12所示，測量結(jié)果分別如表8、表9所示。

標(biāo)高測量結(jié)果為：爐左主蒸汽管道測點(diǎn)1與測點(diǎn)2的實(shí)際高差為213 mm，圖紙?jiān)O(shè)計(jì)計(jì)算高差為193.23 mm，偏差10.36%;測點(diǎn)2與測點(diǎn)3的實(shí)際高差為99 mm，圖紙?jiān)O(shè)計(jì)計(jì)算高差為89.78 mm，偏差10.27%;爐右主蒸汽管道測點(diǎn)4與測點(diǎn)5的實(shí)際高差為176 mm，圖紙?jiān)O(shè)計(jì)計(jì)算高差為176 mm，無偏差;測點(diǎn)5與測點(diǎn)6的實(shí)際高差118 mm，圖紙?jiān)O(shè)計(jì)計(jì)算高差為109 mm，偏差8.26%。

再熱熱段蒸汽管道測點(diǎn)1與測點(diǎn)2的實(shí)際高差為239 mm，圖紙?jiān)O(shè)計(jì)計(jì)算高差為232 mm，基本一致;測點(diǎn)3與測點(diǎn)4的實(shí)際高差為241 mm，圖紙?jiān)O(shè)計(jì)計(jì)算高差為232 mm，基本一致。由管道標(biāo)高的測量與計(jì)算可知，冷態(tài)下管道的標(biāo)高與設(shè)計(jì)值存在一定偏差，針對該情況，選取相應(yīng)測點(diǎn)進(jìn)行支吊架載荷測量，選取測量位置如圖13、圖14所示，載荷測量結(jié)果如表10、表11所示。

通過測量測點(diǎn)彈簧吊架冷態(tài)實(shí)際載荷，并結(jié)合標(biāo)高測量數(shù)據(jù)，對爐頂主蒸汽管道彈簧吊架伸縮量進(jìn)行如表12所示的調(diào)整，對爐頂再熱熱段蒸汽管道彈簧吊架伸縮量進(jìn)行如表13所示的調(diào)整。

通過對前期的管道應(yīng)力計(jì)算以及支吊架調(diào)整方案的確定，并經(jīng)過管道支吊架冷熱態(tài)系統(tǒng)檢查調(diào)整，最終管道系統(tǒng)應(yīng)力水平得以優(yōu)化。主蒸汽管道、再熱熱段管道優(yōu)化后的應(yīng)力如圖15～圖18所示，其中紅線代表對應(yīng)許用應(yīng)力，黑線代表優(yōu)化后節(jié)點(diǎn)應(yīng)力，藍(lán)線代表節(jié)點(diǎn)應(yīng)力占許用應(yīng)力的百分比。

優(yōu)化后的主蒸汽管道一次應(yīng)力占許用應(yīng)力比例由調(diào)整前的51.1%降至50%以下，二次應(yīng)力占許用應(yīng)力比例由調(diào)整前的64.1%降至49%，二次應(yīng)力的大幅度降低改善了管道的約束應(yīng)力狀態(tài)，使管道膨脹更加合理。同時(shí)焊縫位置一次應(yīng)力為26 359 N，許用應(yīng)力為86 934 N，占比為30.3%，二次應(yīng)力占許用應(yīng)力約為3.8%，應(yīng)力水平均有很大程度的降低，從應(yīng)力角度解決了焊縫再次開裂的風(fēng)險(xiǎn)。

5 結(jié)論

（1）通過對某350 MW管系支吊點(diǎn)熱位移、管系支吊架選型核算以及管系整體設(shè)計(jì)態(tài)應(yīng)力校核，設(shè)計(jì)態(tài)與校核態(tài)基本吻合。管段發(fā)生沉降主要是彈簧工作載荷選型偏小所致，結(jié)合管系應(yīng)力計(jì)算、載荷測試、管段標(biāo)高測試等手段實(shí)現(xiàn)了管段沉降治理，并通過系統(tǒng)支吊架調(diào)整，進(jìn)一步優(yōu)化了管系的結(jié)構(gòu)應(yīng)力，主蒸汽一次應(yīng)力、二次應(yīng)力降幅均達(dá)到15%以上。

（2）新投產(chǎn)機(jī)組需在運(yùn)行早期階段對汽水管道尤其是四大管道支吊架需進(jìn)行整體檢查和應(yīng)力校核，如在必要情況下，需結(jié)合支吊架檢查情況進(jìn)行部分管段標(biāo)高測量和抽檢載荷測試，以防支吊架在設(shè)計(jì)階段出現(xiàn)由于工作載荷偏差問題導(dǎo)致的吊架選型錯(cuò)誤，進(jìn)而對管道的膨脹產(chǎn)生較大影響。

（3）加強(qiáng)管道支吊架的日常檢查和記錄，有效掌握管道位移狀況，盡早發(fā)現(xiàn)管道沉降類故障。加強(qiáng)安裝質(zhì)量控制，確保支吊架材料、規(guī)格、型號符合設(shè)計(jì)要求;同時(shí)，運(yùn)行中應(yīng)加強(qiáng)對支吊架的監(jiān)督檢查與維護(hù)調(diào)整[9]。

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