超超臨界機(jī)組高溫再熱器出口管道線(xiàn)狀偏離分析

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(guó)能寧東第一發(fā)電有限公司， 銀川 750408)

動(dòng)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(dòng)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(guò)嚴(yán)格把控和監(jiān)督管理，以保證其安全經(jīng)濟(jì)地長(zhǎng)周期運(yùn)行[3]。在不同運(yùn)行工況下，管線(xiàn)的形態(tài)也不相同，將其稱(chēng)為不同的狀態(tài)線(xiàn)，當(dāng)管道偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)線(xiàn)，即發(fā)生線(xiàn)狀偏離[4]。投產(chǎn)運(yùn)行后，動(dòng)力管道冷/熱態(tài)下的狀態(tài)線(xiàn)均應(yīng)接近設(shè)計(jì)狀態(tài)線(xiàn)，當(dāng)管道狀態(tài)線(xiàn)與設(shè)計(jì)狀態(tài)線(xiàn)出現(xiàn)較大偏離時(shí)，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(kāi)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(guò)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?。LIU X等[10]通過(guò)對(duì)彈簧支吊架荷載的調(diào)整，治理管道膨脹問(wèn)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(xiàn)監(jiān)測(cè)的方法。田成川等[12]對(duì)某350 MW機(jī)組再熱蒸汽管道下沉問(wèn)題進(jìn)行分析，得出造成該問(wèn)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(shí)到支吊架對(duì)管道膨脹的影響，但是未對(duì)支吊架性能與管道線(xiàn)狀偏離的定量關(guān)系進(jìn)行研究。

針對(duì)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(jiàn)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(guò)對(duì)恒力彈簧支吊架的性能測(cè)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(xiàn)狀偏離與彈簧支吊架荷載性能的關(guān)系，同時(shí)分析支吊架荷載性能對(duì)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(jiàn)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(lái)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(hào)、203號(hào))、1組剛性吊架、1組X方向限位裝置。103號(hào)、203號(hào)限位拉撐桿及305號(hào)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(lèi)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(xiàn)狀偏離值(Z方向)見(jiàn)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(hào)、102號(hào)、201號(hào)、202號(hào)單彈簧吊架均處于欠壓縮狀態(tài)，103號(hào)、203號(hào)限位拉撐桿下游管道恒力彈簧支吊架行程均不滿(mǎn)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(xiàn)已偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)線(xiàn)，103號(hào)、203號(hào)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(xiàn)高于狀態(tài)線(xiàn)，下游管道運(yùn)行狀態(tài)線(xiàn)低于狀態(tài)線(xiàn)。管道的冷態(tài)線(xiàn)狀偏離值也能反映出同樣的問(wèn)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(hào)、109號(hào)吊點(diǎn)，冷態(tài)線(xiàn)狀偏離值分別達(dá)到-74 mm、-76 mm。

2 管道線(xiàn)狀偏離初步分析

管道發(fā)生線(xiàn)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(wèn)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(duì)管道應(yīng)力計(jì)算書(shū)、基建安裝驗(yàn)收記錄、機(jī)組運(yùn)行日志、管道尺寸測(cè)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(chǎng)對(duì)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(xiàn)狀偏離的主要原因。

彈簧支吊架結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、性能比較穩(wěn)定，荷載與位移呈線(xiàn)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(wú)法實(shí)現(xiàn)荷載的真正恒定，并且制造偏差、機(jī)構(gòu)間動(dòng)摩擦等都對(duì)其性能會(huì)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(duì)管道垂向位移的影響更大[16]。因此，有必要通過(guò)對(duì)恒力彈簧支吊架進(jìn)行位移-荷載性能測(cè)試，以評(píng)估支吊架性能指標(biāo)。

3 支吊架位移-荷載性能測(cè)試

恒力彈簧結(jié)構(gòu)復(fù)雜、動(dòng)摩擦、機(jī)構(gòu)制造偏差及彈簧質(zhì)量問(wèn)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(guó)家能源行業(yè)及電力行業(yè)均對(duì)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(gè)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(xiāo)時(shí)恒力彈簧支吊架的實(shí)測(cè)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(shí)荷載的最大值，N；Fmin為恒力彈簧支吊架向上位移時(shí)荷載的最小值，N。

通過(guò)支吊架荷載測(cè)試儀器對(duì)爐前管道11組恒力彈簧支吊架進(jìn)行性能測(cè)試[19]，測(cè)試可得恒力彈簧支吊架位移-荷載曲線(xiàn)(見(jiàn)圖2)。

由圖2可見(jiàn)：水平管段測(cè)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(guò)程中，荷載出現(xiàn)大幅下降，對(duì)應(yīng)于管道熱態(tài)向上膨脹的過(guò)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(hào)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(duì)較小。

恒力彈簧支吊架性能測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表2。

由表2可知：所測(cè)試的11組恒力彈簧支吊架性能均不達(dá)標(biāo)，其中除301號(hào)立管恒力彈簧支吊架恒定度符合標(biāo)準(zhǔn)外，其余測(cè)試指標(biāo)均超過(guò)允許值；針對(duì)荷載偏差，除301號(hào)、303號(hào)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(cè)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(duì)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(jiàn)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(píng)價(jià)方法

管道應(yīng)力校核采用將應(yīng)力分類(lèi)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(mǎn)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(shí)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(shí)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(duì)，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(duì)比見(jiàn)圖4，其中兩者的最大偏差僅為4.34%，說(shuō)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(duì)比

4.3.2 當(dāng)前運(yùn)行狀態(tài)模擬結(jié)果

對(duì)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(cè)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(duì)比見(jiàn)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(duì)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(hào)、109號(hào)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(xiàn)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(jiàn)圖6)，即鍋爐左側(cè)管道線(xiàn)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(duì)稱(chēng)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(duì)比

對(duì)管道的應(yīng)力狀況進(jìn)行分析，對(duì)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(hào)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(jiàn)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(jiàn)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(jiàn)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(duì)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(huì)造成材料的破壞[20]，但高溫再熱器出口管道長(zhǎng)期處于高溫、高壓的環(huán)境下，同時(shí)在機(jī)組調(diào)峰運(yùn)行過(guò)程中會(huì)受到交變荷載的作用。因此，過(guò)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(cè)試對(duì)管道進(jìn)行模擬計(jì)算的結(jié)果趨勢(shì)與現(xiàn)場(chǎng)結(jié)果相吻合，最大線(xiàn)狀偏離值出現(xiàn)在109號(hào)支吊架處，其偏差值為-43.6 mm；鍋爐左邊側(cè)管道線(xiàn)狀偏離值顯著大于爐右側(cè)管道。因?yàn)闄C(jī)組為長(zhǎng)期在役機(jī)組，而非新建機(jī)組，其線(xiàn)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(cè)值存在一定的偏差。這也說(shuō)明管道的偏離會(huì)隨機(jī)組的運(yùn)行而疊加，導(dǎo)致問(wèn)題的持續(xù)惡化。

在103號(hào)、203號(hào)Z方向拉撐桿與306號(hào)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(cè)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(xiàn)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(cè)荷載參數(shù)對(duì)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(guò)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(guò)對(duì)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(mǎn)足校核要求，建議僅對(duì)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?xún)?yōu)化管道應(yīng)力分布。

6 結(jié)語(yǔ)

針對(duì)某660 MW超超臨界機(jī)組高溫再熱器出口管道發(fā)生線(xiàn)狀偏離的問(wèn)題，通過(guò)對(duì)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(chǎng)檢查、吊架的位移-荷載測(cè)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(xiàn)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(duì)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(xiàn)狀偏離的主要原因之一。建議在動(dòng)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(gòu)中應(yīng)選擇質(zhì)量?jī)?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(shí)可對(duì)其進(jìn)行抽檢；日常維護(hù)中，應(yīng)加強(qiáng)對(duì)支吊架尤其是恒力彈簧支吊架的監(jiān)督與檢查。