低溫再熱器入口管道線狀偏離機(jī)理分析

王軍民，鄧玲惠，吳曉俊，武彥飛，陳盛廣，程勇明

低溫再熱器入口管道線狀偏離機(jī)理分析

王軍民，鄧玲惠，吳曉俊，武彥飛，陳盛廣，程勇明

（西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054）

某新建300 MW火力發(fā)電機(jī)組短時(shí)試運(yùn)行后，低溫再熱器入口管道發(fā)生大范圍線狀偏離，支吊架存在嚴(yán)重壓死、過(guò)載等現(xiàn)象。為探究引起管道發(fā)生線狀偏離的機(jī)理，本文通過(guò)對(duì)實(shí)際安裝的恒力支吊架進(jìn)行載荷測(cè)試試驗(yàn)，得到恒力支吊架存在較大的載荷偏差度及恒定度；通過(guò)管道靜力模擬計(jì)算，得到試運(yùn)行后管道垂直方向的線狀偏離與實(shí)測(cè)基本吻合，在此狀態(tài)下管道一次應(yīng)力超標(biāo)、端點(diǎn)推力及推力矩急劇增大。分析認(rèn)為，引起動(dòng)力管道發(fā)生線狀偏離的因素較多，其中恒力支吊架載荷偏差度及恒定度過(guò)大造成支吊架輸出載荷與管道自重不匹配是最關(guān)鍵因素。恒力支吊架的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)決定了其無(wú)法在冷、熱態(tài)時(shí)保持輸出載荷絕對(duì)恒定，建議在動(dòng)力管道設(shè)計(jì)中要盡可能優(yōu)化管道支吊方式，并在支吊架采購(gòu)及日常維護(hù)中加強(qiáng)管理與監(jiān)督。

低溫再熱器；動(dòng)力管道；線狀偏離；恒力支吊架；支吊方式；應(yīng)力分析；載荷

動(dòng)力管道一般由多個(gè)管道元件組成，要實(shí)現(xiàn)安全、經(jīng)濟(jì)地長(zhǎng)周期運(yùn)行，必須從設(shè)計(jì)、制造、安裝、應(yīng)用等環(huán)節(jié)進(jìn)行把控，缺一不可[1]。作為火力發(fā)電廠輸送汽水兩相介質(zhì)的特種設(shè)備，動(dòng)力管道的安全性至關(guān)重要，必須按照相關(guān)規(guī)范、標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行設(shè)計(jì)，這是保證其安全運(yùn)行的首要條件[2]。在不同狀態(tài)下，動(dòng)力管道管線形狀也不相同，稱(chēng)為不同的狀態(tài)線，管道偏離設(shè)計(jì)狀態(tài)線稱(chēng)為線狀偏離。在機(jī)組投產(chǎn)后要盡可能保證動(dòng)力管道空間位置接近設(shè)計(jì)的冷態(tài)線與熱態(tài)線，任何大的線狀偏離都可能帶來(lái)嚴(yán)重后果。

動(dòng)力管道發(fā)生線狀偏離的系統(tǒng)性報(bào)道較少，Ghaffar M H A等[3-4]研究了在瞬態(tài)條件下，管道會(huì)發(fā)生劇烈的偏轉(zhuǎn)，并在管道中產(chǎn)生較大的應(yīng)力，導(dǎo)致管道系統(tǒng)失效；康豫軍等[5]研究了恒力吊架載荷離差對(duì)管系熱位移的影響；吳曉俊等[6]研究了儲(chǔ)水箱溢流管道膨脹受限，是由于管道支吊架載荷設(shè)計(jì)錯(cuò)誤所致；王軍民等[7]研究了凝結(jié)水入口管道及補(bǔ)償器異常位移是由于支吊架類(lèi)型及安裝位置存在問(wèn)題；王光林等[8]研究了低溫再熱蒸汽管道下沉問(wèn)題，并將其原因歸結(jié)于管道剛度不夠，缺少垂直限位裝置，以及未考慮支吊架零部件重量。這些研究均未給出管道發(fā)生線狀偏離的內(nèi)在機(jī)理及恒力支吊架性能與管道線狀偏離的定量關(guān)系，本文通過(guò)對(duì)恒力支吊架載荷測(cè)試試驗(yàn)及管道應(yīng)力計(jì)算，探究管道發(fā)生線狀偏離的機(jī)理。

1 低溫再熱蒸汽管道概況

某新建300 MW火電機(jī)組低溫再熱蒸汽管道采用2-1-2型式布置，由汽輪機(jī)高壓排汽缸引出2路支管后匯成1路主管，主管在47.09 m標(biāo)高處分成2路支管進(jìn)入鍋爐低溫再熱器入口集箱。在機(jī)組短時(shí)試運(yùn)行后發(fā)現(xiàn)，低溫再熱蒸汽管道鍋爐側(cè)支管（即低溫再熱器入口管道）無(wú)法“回復(fù)”到冷態(tài)線，尤其是部分管段在垂直方向冷態(tài)線狀偏離較大，支吊架存在嚴(yán)重的壓死、過(guò)載等現(xiàn)象。低溫再熱器入口管道及支吊架布置如圖1所示。由圖1可見(jiàn)，該低溫再熱器入口管道在水平管段共布置22組支吊架，其中恒力支吊架9組，彈簧支吊架11組，阻尼器2組。209號(hào)、220號(hào)阻尼器主要承受安全閥排汽反力，其余支吊架類(lèi)型、設(shè)計(jì)工作載荷及吊點(diǎn)處垂直方向冷態(tài)線狀偏離情況見(jiàn)表1。由表1可知，在布置有恒力支吊架的吊點(diǎn)處管道總體線狀偏離較為嚴(yán)重，在布置有彈簧吊架的吊點(diǎn)處管道總體線狀偏離相對(duì)較小。206號(hào)—210號(hào)吊點(diǎn)及217號(hào)—221號(hào)吊點(diǎn)所在管段線狀偏離超過(guò)40 mm。動(dòng)力管道嚴(yán)重偏離設(shè)計(jì)冷態(tài)線，管道的疏水坡度、應(yīng)力狀態(tài)及端點(diǎn)推力發(fā)生了相應(yīng)變化。

表1 支吊點(diǎn)偏離設(shè)計(jì)冷態(tài)線情況

Tab.1 The situation of support-hangers deviation from design cold line

2 恒力支吊架載荷測(cè)試試驗(yàn)

彈簧支吊架結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，其性能一般比較穩(wěn)定，輸出載荷與位移呈線性變化。恒力支吊架結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，構(gòu)件制造偏差、動(dòng)摩擦及輔助彈簧質(zhì)量不佳等因素都可能造成載荷偏差度、恒定度過(guò)大。為了掌握恒力支吊架性能，需要進(jìn)行載荷?位移性能測(cè)試。

恒力支吊架主要有載荷偏差度及載荷恒定度 2項(xiàng)載荷性能控制指標(biāo)，《火力發(fā)電廠汽水管道與支吊架維修調(diào)整導(dǎo)則》（DL/T 616—2006）[9]、《火力發(fā)電廠管道支吊架驗(yàn)收規(guī)程》（DL/T 1113—2009）等標(biāo)準(zhǔn)均對(duì)此提出了相應(yīng)的要求[10]。《管道支吊架第一部分：技術(shù)規(guī)范》（GB/T 17116.1—2018）規(guī)定恒力支吊架的載荷偏差度不應(yīng)大于2%，在向上及向下位移的整個(gè)行程范圍內(nèi)的載荷恒定度不應(yīng)大于6%[11]。其計(jì)算公式分別為：

式中：為彈簧支吊架的載荷偏差度；b為彈簧支吊架的標(biāo)準(zhǔn)荷載，N；s為拔銷(xiāo)時(shí)彈簧支吊架的實(shí)測(cè)荷載，N；為恒力支吊架的載荷恒定度，%；max為恒力支吊架向下位移時(shí)載荷的最大值，N；min為恒力支吊架向上位移時(shí)載荷的最小值，N。

采用恒力吊架專(zhuān)用載荷測(cè)試系統(tǒng)對(duì)5組恒力支吊架進(jìn)行載荷測(cè)試試驗(yàn)，測(cè)試結(jié)果見(jiàn)表2，其載荷-位 移曲線如圖2—圖4所示。由表2可見(jiàn)，除208號(hào)、210號(hào)恒力支吊架載荷偏差度符合標(biāo)準(zhǔn)要求外，其余測(cè)試結(jié)果均超過(guò)相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的要求。從圖2—圖4可以看出：初始收緊載荷與設(shè)計(jì)載荷偏差大，說(shuō)明恒力支吊架載荷偏差度大；收緊載荷曲線與放松載荷曲線帶寬大，表明恒力支吊架的載荷恒定度大。

表2 恒力支吊架載荷偏差度及恒定度測(cè)試結(jié)果

Tab.2 The test results of load deviation degree and constant degree of constant support-hangers

3 管道應(yīng)力計(jì)算

3.1 計(jì)算模型

按照DL/T 5366—2014及GB/T 50764—2012等相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)要求[12-15]，采用國(guó)際通用管道應(yīng)力分析軟件CAESARⅡ建立低溫再熱汽管道整體計(jì)算模型，入口管段計(jì)算模型如圖5所示。

3.2 計(jì)算參數(shù)選取

將低溫再熱蒸汽管道作為一個(gè)整體進(jìn)行計(jì)算，管道材料、溫度、壓力均取原設(shè)計(jì)參數(shù)，分別為A106C、361 ℃、6.2 MPa，其中低溫再熱器鍋爐入口支管規(guī)格為559 mm×17 mm，與其相連的主管規(guī)格為762 mm×25.4 mm。

3.3 計(jì)算結(jié)果

3.3.1原設(shè)計(jì)校核計(jì)算結(jié)果

根據(jù)設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，得到低溫再熱器入口管道支吊架選型、工作載荷等參數(shù)。校核計(jì)算與原設(shè)計(jì)相比，支吊架選型相同，工作載荷接近，載荷最大偏差僅4.27%，支吊架原設(shè)計(jì)與校核計(jì)算得到的工作載荷如圖6所示。

3.3.2試運(yùn)行后模擬計(jì)算結(jié)果

根據(jù)管道原設(shè)計(jì)溫度、設(shè)計(jì)壓力等參數(shù)，對(duì)低溫再熱器入口管道試運(yùn)行后進(jìn)行模擬計(jì)算，計(jì)算時(shí)，左側(cè)管道5只恒力支吊架采用表2測(cè)試數(shù)據(jù)，右側(cè)4只恒力支吊架采用左側(cè)同位置恒力支吊架測(cè)試數(shù)據(jù)。低溫再熱器入口管道在設(shè)計(jì)狀態(tài)及試運(yùn)行后停機(jī)狀態(tài)的三向冷位移如圖7—圖9所示，管道實(shí)際偏離和試運(yùn)行后模擬計(jì)算偏離值對(duì)比如圖10所示。

由圖7—圖9可知：在原設(shè)計(jì)冷態(tài)下，管道沿、、3個(gè)方向的冷位移均很小，各吊點(diǎn)冷位移最大值小于2 mm，幾乎可以忽略不計(jì)；在管道試運(yùn)行后停機(jī)狀態(tài)下，管道沿、、3個(gè)方向的冷位移均發(fā)生了明顯變化，其中管道沿方向的冷位移最大值雖為5.3 mm，但最大變化幅值達(dá)到183%；管道沿方向的最大冷位移發(fā)生在吊點(diǎn)201處，達(dá)到4.6 mm，比原設(shè)計(jì)冷位移增加6.6 mm；管道沿方向的最大冷位移變化最為劇烈，其中206號(hào)—210號(hào)、218號(hào)—221號(hào)共7只恒力支吊架以及205號(hào)彈簧吊架處管道冷位移均超過(guò)40 mm，說(shuō)明管道在這些吊點(diǎn)處發(fā)生了明顯的冷態(tài)線狀偏離。

低溫再熱器入口管道的最大一次應(yīng)力許用值為122.32 MPa，設(shè)計(jì)值為52.01 MPa，設(shè)計(jì)值為許用值的42.5%；試運(yùn)行后最大一次應(yīng)力計(jì)算值為150.72 MPa，比原設(shè)計(jì)增加了98.71 MPa，達(dá)到許用值的123.2%，校核計(jì)算應(yīng)力超標(biāo)。

表3為低溫再熱器入口管道試運(yùn)行后推力及推力矩。由表3可知：設(shè)計(jì)狀態(tài)下，管道對(duì)端點(diǎn)的推力及推力矩均較小；試運(yùn)行后，管道對(duì)端點(diǎn)的推力F及推力矩M、M均急劇增加。

表3 低溫再熱蒸汽入口管道試運(yùn)行后推力及推力矩

Tab.3 The thrust and thrust moment of low temperature reheater inlet piping after trial operation

4 分析與討論

動(dòng)力管道發(fā)生線狀偏離一般有以下幾種原因：1）管道及支吊架安裝存在問(wèn)題導(dǎo)致管道發(fā)生線狀偏離；2）原設(shè)計(jì)計(jì)算采用的參數(shù)與實(shí)際到貨管道或管件自重不符導(dǎo)致支吊架設(shè)計(jì)載荷與管重不匹配發(fā)生線狀偏離；3）管道正常位移受非設(shè)計(jì)外力約束使管道發(fā)生變形而導(dǎo)致線狀偏離；4）其他因素引起的管道線狀偏離。

低溫再熱器入口管道安裝完成后，曾仔細(xì)核對(duì)管道及各支吊架的安裝情況并確認(rèn)無(wú)誤，當(dāng)時(shí)并未發(fā)現(xiàn)其冷態(tài)線狀偏離。在短時(shí)試運(yùn)行后管道無(wú)法“回復(fù)”到冷態(tài)線，這就排除上述第1）種可能；其次，按照實(shí)際到貨管道及管件自重進(jìn)行校核，與原設(shè)計(jì)值相比，校核計(jì)算得到的支吊架選型一致，工作載荷接近，說(shuō)明原設(shè)計(jì)計(jì)算無(wú)誤，這就排除了第2）種可能；在管道試運(yùn)行前后，仔細(xì)檢查了管道的運(yùn)行狀況，未發(fā)現(xiàn)管道正常位移受非設(shè)計(jì)外力約束，也未發(fā)現(xiàn)支吊架鎖定銷(xiāo)未去除或者卡碰的問(wèn)題，這就排除了第3）種可能。

低溫再熱器入口管道線狀偏離主要發(fā)生在布置了恒力支吊架的管段，205號(hào)彈簧吊架處雖然也發(fā)生了較大的線狀偏離，究其因是與5組恒力支吊架相鄰受其影響所致。211號(hào)、222號(hào)恒力支吊架所在管段未發(fā)生大的線狀偏離，是因?yàn)槠渑c設(shè)備端點(diǎn)臨近，恒力支吊架性能不良的影響被直接傳遞到端點(diǎn)設(shè)備上，而端點(diǎn)設(shè)備的位置固定不變，因此管道的線狀偏離無(wú)法明顯地體現(xiàn)出來(lái)。由此可見(jiàn)，管道的線狀偏離與恒力支吊架布置及其性能密切相關(guān)。由圖10管道實(shí)測(cè)向偏離值和試運(yùn)行后模擬計(jì)算得到吊點(diǎn)處管道向線狀偏離值對(duì)比可知，按照 實(shí)際恒力支吊架載荷測(cè)試結(jié)果模擬計(jì)算得到的 試運(yùn)行后管道向線狀偏離值曲線與實(shí)側(cè)管道向線狀偏離值曲線形狀相似。左側(cè)管道偏離數(shù)據(jù)吻合，右側(cè)管道在吊點(diǎn)217處偏差稍大，最大偏差值為9.5 mm，這應(yīng)該與右側(cè)管道模擬計(jì)算時(shí)采用了左側(cè)恒力支吊架測(cè)試數(shù)據(jù)有關(guān)。模擬計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)管道垂直方向線狀偏離相近，進(jìn)一步說(shuō)明低溫再熱器入口管道發(fā)生線狀偏離的原因是恒力支吊架性能不佳所致。

從圖9、圖10的模擬計(jì)算結(jié)果來(lái)看，恒力支吊架性能不佳不但會(huì)嚴(yán)重影響管道垂直方向的冷位移，還會(huì)影響管道水平方向的冷位移，從而引發(fā)管道產(chǎn)生空間線狀偏離。在管道發(fā)生線狀偏離的情況下，管道的應(yīng)力狀態(tài)及其對(duì)端點(diǎn)的推力及推力矩必然發(fā)生變化。試運(yùn)行后低溫再熱器入口管道的最大一次應(yīng)力超標(biāo)，達(dá)到許用值的123.2%；再熱器左 側(cè)接口向推力約為原設(shè)計(jì)值的31倍，右側(cè)接口的向推力約為原設(shè)計(jì)值的25倍，推力的變化 同時(shí)導(dǎo)致推力矩也發(fā)生的相應(yīng)變化。由此可見(jiàn)，管道發(fā)生線狀偏離給設(shè)備的安全運(yùn)行帶來(lái)的不良影響不可忽視。

5 結(jié) 論

1）動(dòng)力管道發(fā)生線狀偏離時(shí)，管道的原設(shè)計(jì)運(yùn)行狀態(tài)已經(jīng)被改變，會(huì)導(dǎo)致管道應(yīng)力增高、對(duì)設(shè)備端點(diǎn)推力增大、疏水坡度變化等問(wèn)題，嚴(yán)重危害管道的安全運(yùn)行，應(yīng)引起足夠重視。

2）引起動(dòng)力管道發(fā)生線狀偏離的因素較多，對(duì)于連續(xù)布置了多組恒力支吊架的管道，其恒力支吊架載荷偏差度及恒定度過(guò)大造成支吊架承載力與管道自重不匹配是其中一個(gè)最重要的因素。

3）在動(dòng)力管道設(shè)計(jì)中，應(yīng)優(yōu)化管道支吊架布置方式，盡可能避免連續(xù)使用多組恒力支吊架，采購(gòu)中應(yīng)優(yōu)先選擇質(zhì)量?jī)?yōu)良、性能穩(wěn)定的恒力支吊架；日常維護(hù)中，要加強(qiáng)對(duì)支吊架尤其是恒力支吊架的監(jiān)督與檢查。

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Mechanism research on linear deviation of low temperature reheater inlet piping

WANG Junmin, DENG Linghui, WU Xiaojun, WU Yanfei, CHEN Shengguang, CHENG Yongming

(Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd., Xi’an 710054, China)

After a short-term trial operation, the inlet piping of low temperature reheater of a newly-built 300 MW thermal power unit deviates widely, and the support-hangers are seriously crushed and overloaded. In order to explore the mechanism of pipeline linear deviation, load test of the installed constant support-hangers was carried out, it showed that large load deviation and constant degree exist in the support-hangers. The static simulation calculation of the pipeline indicated that the cold vertical displacement after the trial operation is basically consistent with the measured value, the primary stress of the pipeline in this state exceeds the allowable value, and the thrust and push torque of the end point increase sharply. The analysis shows that, there are many factors leading to the pipeline deviation of power piping, among which the mismatch between the support-hanger loads and the piping weight is the most critical one, which is caused by the large constant degree and load deviation of the constant hanger. The structural characteristics of the constant support-hanger determine that it can not maintain constant output load between the cold and hot state. It is suggested that in the design of the power piping, the arrangement of support-hangers on the pipeline should be optimized as far as possible, and the purchase and daily maintenance of support-hangers should be strengthened in the management and supervision.

low temperature reheater, power piping, pipeline deviation, constant hanger, support-hanging mode, stress analysis, load

TM621；TB121

B

10.19666/j.rlfd.201905123

2019-05-15

西安熱工研究院有限公司研究開(kāi)發(fā)基金項(xiàng)目(TN-18-TYK10)

Supported by：Research and Development Fund of Xi’an Thermal Power Research Institute Co., Ltd. (TN-18-TYK10)

王軍民(1972)，男，碩士，研究員，主要研究方向?yàn)楣艿老到y(tǒng)力學(xué)優(yōu)化設(shè)計(jì)與安全可靠性評(píng)估，wangjunmin@tpri.com.cn。

王軍民, 鄧玲惠, 吳曉俊, 等. 低溫再熱器入口管道線狀偏離機(jī)理分析[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(10): 105-110. WANG Junmin, DENG Linghui, WU Xiaojun, et al. Mechanism research on linear deviation of low temperature reheater inlet piping[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(10): 105-110.

（責(zé)任編輯 杜亞勤）