撓曲蒸汽管道完整性檢測及解決方案

葉宇峰 徐 峰 劉 靜 葉凌偉

（浙江省特種設(shè)備科學(xué)研究院 浙江省特種設(shè)備安全檢測技術(shù)研究重點實驗室）

某公司生產(chǎn)車間內(nèi)連接分汽缸和反應(yīng)器的一段主蒸汽管道，撓曲段長度約190 m，自東向西間隔分布有1#、2#、3#共3個Π形膨脹彎， 竣工后首次試車時發(fā)現(xiàn)膨脹彎橫跨段均有不同程度的向上拱起， 其中1#膨脹彎橫跨段導(dǎo)向支架處管道脫開支架約90 mm，2#膨脹彎處管道脫開支架約65 mm。針對以上情況，筆者對撓曲段管道進(jìn)行了實地勘查和測繪，分析了管道發(fā)生撓曲變形的原因，并提出解決方案。

1 完整性檢測

出現(xiàn)撓曲變形的管道設(shè)計膨脹彎高度為4 000 mm， 但在現(xiàn)場施工時， 由于建筑層高的限制， 實際膨脹彎高度僅為2 600 mm左右。 管道結(jié)構(gòu)和撓曲位置如圖1所示。

圖1 管道結(jié)構(gòu)和撓曲位置示意圖

綜合分析該管道的實際情況，本次完整性檢測分為壁厚檢測、 磁粉檢測和殘余應(yīng)力分析3個子項目。 檢測部位選取運行工況下變形量較大的R1～R6部位彎頭管件及其兩側(cè)直管段。 檢測前拆除保溫層，將焊縫表面打磨至光潔。

經(jīng)壁厚檢測， 各彎頭管件厚度范圍為11.3～12.5 mm，直管段厚度范圍為11.5～12.7 mm，未發(fā)現(xiàn)異常減薄或增厚現(xiàn)象。

經(jīng)磁粉檢測，各彎頭焊縫和膨脹節(jié)變形較大處母材均未發(fā)現(xiàn)開裂或其他缺陷。

選取超聲應(yīng)力儀，在該撓曲段管道變形最大位置R1、R4、R5處，對焊縫進(jìn)行了殘余應(yīng)力檢測，檢測時管道已停止運行并冷卻至常溫。 應(yīng)力基準(zhǔn)點對檢測結(jié)果至關(guān)重要，由于現(xiàn)場沒有未施焊狀態(tài)下的管件，因此以撓曲段管道變形量最小的直管Z1作為基準(zhǔn)點，用以模擬該溫度條件下彎頭處焊接接頭組織最原始的應(yīng)力水平。 經(jīng)多次檢測取平均值，測得Z1處基準(zhǔn)應(yīng)力值為-28.97 MPa。

彎管應(yīng)力檢測結(jié)果見表1。

表1 彎管應(yīng)力檢測結(jié)果

由表1可知，R1、R4、R5彎頭焊縫側(cè)彎位置的應(yīng)力值 （對應(yīng)表中W1、W2探頭位置） 分布在61.95～152.25 MPa之間， 彎頭焊縫外彎位置的應(yīng)力值（對應(yīng)表中W3、W4探頭位置）分布在119.85～243.15 MPa之間， 每個彎頭側(cè)彎位置的應(yīng)力值均顯著小于外彎位置的應(yīng)力值，原因可能如下：

a. 從應(yīng)力分布值來看，相比彎頭側(cè)彎，外彎處應(yīng)力明顯較大，且外彎的彎頭一側(cè)W4的應(yīng)力值明顯大于直管一側(cè)W3的應(yīng)力值，可能是管系內(nèi)應(yīng)力加載在膨脹節(jié)上的彎頭外側(cè)，導(dǎo)致外彎受到拉應(yīng)力的影響。 同時直管段應(yīng)力檢測呈現(xiàn)明顯的壓應(yīng)力狀態(tài)，也印證了停機(jī)狀態(tài)下管系內(nèi)應(yīng)力的存在。根據(jù)設(shè)計圖紙所示，該管道應(yīng)在1#、2#、3#共3個Π形膨脹彎處分別進(jìn)行100、85、93 mm的冷緊。 考慮到測量時為停機(jī)工況，管系應(yīng)力應(yīng)處于較小值狀態(tài)，若管道安裝過程中按照設(shè)計要求進(jìn)行了冷緊處理，則外彎部位應(yīng)力應(yīng)較?。?］，同時直管處應(yīng)呈現(xiàn)拉應(yīng)力或較小的壓應(yīng)力，這與檢測值不符。

b. 管道運行過程中， 由于熱應(yīng)力的影響，膨脹節(jié)的彎頭外側(cè)為應(yīng)力集中部位，由于管道未按照設(shè)計進(jìn)行施工， 導(dǎo)致彎頭局部位置應(yīng)力過大，可能超過了材料的屈服極限，外彎處產(chǎn)生了一定的塑性變形，因此冷卻后外彎處存在較大的殘余應(yīng)力。

綜上所述，通過常溫下對該撓曲管道彎頭和直管的應(yīng)力檢測，發(fā)現(xiàn)彎頭外彎處的應(yīng)力值顯著大于彎頭側(cè)彎處的應(yīng)力值， 且直管呈現(xiàn)壓應(yīng)力，該應(yīng)力分布狀態(tài)不符合實施了冷緊工藝后管系應(yīng)力的分布狀態(tài)。 同時，在常溫下部分彎頭外彎處應(yīng)力值已經(jīng)接近20#鋼的屈服極限，該處的應(yīng)力在運行工況下受到溫度二次應(yīng)力的影響后將會更高， 可能導(dǎo)致材料發(fā)生塑性變形甚至失效，存在較大的安全隱患。

2 模型建立及驗證

在實際工況中，管道通常要承受多種不同的載荷，在壓力、重力、溫度及其他外部載荷的共同作用下，會產(chǎn)生復(fù)雜的受力狀態(tài)。 管道應(yīng)力分析的目的在于根據(jù)規(guī)范要求對管道應(yīng)力進(jìn)行計算，來確認(rèn)一次應(yīng)力、 二次應(yīng)力和綜合應(yīng)力是否達(dá)標(biāo)，以保證管道系統(tǒng)的整體安全。采用CAESARⅡ軟件進(jìn)行管道系統(tǒng)的靜態(tài)和動態(tài)分析，計算一次應(yīng)力和二次應(yīng)力，得到設(shè)備管口受力、約束點受力及約束點位移等。 管道應(yīng)力分析包括建立管道基礎(chǔ)模型、設(shè)置約束類型、工況選擇、顯示計算結(jié)果及分析計算結(jié)果的正確性等幾個關(guān)鍵步驟。

一次應(yīng)力校核準(zhǔn)則為：由持續(xù)載荷導(dǎo)致的應(yīng)力之和σ1不能超過管道熱態(tài)許用應(yīng)力σh。 一次應(yīng)力校核公式為［2］：

式中 Am——管壁橫截面積，mm2；

D——管道外徑，mm；

Fax——持續(xù)載荷產(chǎn)生的軸向力，N；

ii——平面內(nèi)應(yīng)力增強系數(shù)；

io——平面外應(yīng)力增強系數(shù)；

Mi——持續(xù)載荷產(chǎn)生的平面內(nèi)彎矩，N·mm；

Mo——持續(xù)載荷產(chǎn)生的平面外彎矩，N·mm；

p——管道設(shè)計壓力，MPa；

Z——抗彎截面模量，mm3；

δ——管道壁厚，mm。

二次應(yīng)力校核準(zhǔn)則為：由溫度載荷引起的應(yīng)力之和σ2不能超過許用值σh。 二次應(yīng)力校核公式為：

式中 f——應(yīng)力減小系數(shù)；

Mi，t——由溫度載荷引起的平面內(nèi)彎矩，N·mm；

Mo，t——由溫度載荷引起的平面外彎矩，N·mm；

Mt——由溫度載荷引起的扭轉(zhuǎn)力矩，N·mm；

σc——管道冷態(tài)許用應(yīng)力，MPa。

基于現(xiàn)場管道實際測繪情況， 采用CAESARⅡ建立撓曲段壓力管道模型（圖2）。 管道主體材料為20#鋼，外徑377 mm，壁厚12 mm，設(shè)計壓力1.05 MPa，設(shè)計溫度260 ℃，介質(zhì)為過熱蒸汽，保溫層材料為巖棉，厚度150 mm。 圖2中，x方向為向西方向，從左至右表示自東向西，共有3個Π形膨脹彎（1#、2#、3#），A1～A4表示管道現(xiàn)場該位置為固定支架，G1～G13表示管道現(xiàn)場該位置為導(dǎo)向支架。為驗證模型的準(zhǔn)確性，這里設(shè)置模擬工況與測繪時一致。 通過對管道的位移模擬計算，輸出計算結(jié)果（圖2）。

圖2 管道系統(tǒng)應(yīng)變計算結(jié)果

依據(jù)計算結(jié)果，管道系統(tǒng)沿x、y方向的最大應(yīng)變均出現(xiàn)在1#膨脹彎部位，其中y方向位移最大出現(xiàn)在導(dǎo)向支架G3處，Dy=74.7 mm，x方向位移最大出現(xiàn)在導(dǎo)向支架G3與G4之間的彎頭R4處，Dx=-63.8 mm。2#膨脹彎的導(dǎo)向支架G7處Dy=56.9 mm、G8處Dy=57.9 mm。 上述節(jié)點計算位移與實際情況基本吻合，模擬結(jié)果可以作為后續(xù)調(diào)整管系結(jié)構(gòu)件的依據(jù)。

此外，該管道系統(tǒng)的二次應(yīng)力分析未能通過校核，超標(biāo)點主要分布于Π形膨脹彎處。二次應(yīng)力的超標(biāo)說明在當(dāng)前管道系統(tǒng)結(jié)構(gòu)下，當(dāng)管道在模擬工況下運行時，管道一些部位承受的二次應(yīng)力將超過校核用許用應(yīng)力，管道本體局部可能因屈服導(dǎo)致塑性變形，甚至失效。 這也為前述應(yīng)力檢測的結(jié)果提供了理論上的支持，即外彎應(yīng)力值偏高，可能是運行過程中材料發(fā)生屈服導(dǎo)致的。

3 管系應(yīng)力優(yōu)化方案分析

經(jīng)分析可知，由于管道設(shè)計時未能充分考慮建筑層高的限制，現(xiàn)場施工時，膨脹彎高度與設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)有很大差距， 導(dǎo)致管道在通入蒸汽后，管道系統(tǒng)的柔性不足以滿足現(xiàn)有工況的需求。

一般來說，這種情況可以通過如下幾種方式來解決： 增加Π形膨脹彎或調(diào)整Π形膨脹彎的高度；管道重新進(jìn)行冷緊；增加膨脹節(jié)；調(diào)整支吊架形式。 前3種方式涉及管道本體的施工， 工程量大、工期長，但是解決問題的效果好，適用于在建管道或長時間停用管道的改造； 第4種方法不涉及壓力管道本體的施工，工程量較小，適用于管道變形量不大、工期較緊的情況。

對于該撓曲段蒸汽管道，在征詢了使用單位意見后，為了減小工程量，同時考慮到管道中存在4處固定支架， 首先通過調(diào)整支架形式的方式來增加管道的柔性。

本次優(yōu)化在明確大致方向后，采用邊分析邊調(diào)整的方法，先后共設(shè)計了8個方案，將8個優(yōu)化方案的調(diào)整內(nèi)容與結(jié)果列于表2。

表2 各優(yōu)化方案內(nèi)容及結(jié)果

對按照方案8調(diào)整后的管道進(jìn)行應(yīng)力分析，一次應(yīng)力、二次應(yīng)力均校核通過。 一次應(yīng)力值均小于許用應(yīng)力的30%， 大多數(shù)節(jié)點的二次應(yīng)力小于校核用許用值的50%， 二次應(yīng)力最大值為許用值的67.5%，分布如圖3所示。

圖3 按照方案8優(yōu)化后管道應(yīng)力分析結(jié)果

與其余7個優(yōu)化方案相比， 該方案管道一次應(yīng)力、二次應(yīng)力分布更為合理，安全系數(shù)更高。

調(diào)整支架后管線兩端的位移和3個Π形膨脹彎處的位移如圖4所示。 其中1#膨脹彎橫梁處y方向位移為28.0 mm， 小于方案7的37.7 mm；2#膨脹彎橫梁處y方向位移幾乎可以忽略； 管線最東端位移為向東90 mm，小于方案7的110 mm，對保溫層的擠壓更小，安全系數(shù)更高；管線最西端位移為向西186 mm，小于管道穿墻段保溫層與孔壁的間距（260 mm）。

圖4 按照方案8優(yōu)化后管道撓曲變形結(jié)果

上述管道的應(yīng)力分析結(jié)果表明，經(jīng)調(diào)整后支架仍然能夠保持一次應(yīng)力在允許范圍之內(nèi)，且管道系統(tǒng)的柔性得到了大幅提高，在設(shè)計工況下管道撓曲變形后的二次應(yīng)力在允許范圍之內(nèi)，且仍然有較大余量，方案7、8均能滿足現(xiàn)場的需求，但方案8的管系應(yīng)力和變形量最小， 為本次評估的最優(yōu)解。

4 結(jié)束語

管道撓曲變形是化工領(lǐng)域比較常見的問題，處理的方式也多種多樣。 筆者以管道完整性檢測為手段，獲得了管道建造尺寸、壁厚、焊縫質(zhì)量及焊縫殘余應(yīng)力等信息，基于檢測得到的數(shù)據(jù)使用CAESARⅡ軟件建立了管道模型并進(jìn)行了應(yīng)力應(yīng)變分析，通過在運行工況下模型應(yīng)變量與實際管道變形量的比較，驗證了模型的合理性。 在確保管道安全平穩(wěn)運行的前提下，以盡量縮短企業(yè)停工時間、減小管道施工工作量為目的，通過調(diào)整管道支架形式和位置的方式，降低管系一次應(yīng)力和二次應(yīng)力的峰值，提升管系的柔性，結(jié)合管道實際情況分析計算， 并對方案進(jìn)行不斷優(yōu)化調(diào)整，最終確定了最優(yōu)方案，使管道應(yīng)力降至較為合理的水平。

在征得設(shè)計單位和監(jiān)管單位同意后，使用單位對壓力管道進(jìn)行了改造施工，重新投用后，1#膨脹彎處脫開距離由90 mm降至33 mm，2#膨脹彎處脫開距離由65 mm降至21 mm，管道撓曲得到了很大的緩解，同時也為企業(yè)節(jié)省了大量人力物力。