基于CAESARⅡ的主蒸汽管道應力超標分析與治理

萬 瑜 鄧廣發 李 燁

(江蘇方天電力技術有限公司)

主蒸汽管道用于將鍋爐產生的高溫、高壓蒸汽輸送至汽輪機發電，是火力發電站的核心設備。某火力發電站燃煤機組2號鍋爐主蒸汽管道設計壓力9.81MPa，設計溫度540℃，設計采用規格為φ273 mm×28mm的10CrMo910材料制成(以下稱10CrMo910管)，在運行3萬小時后的定期檢驗中發現管道規格、材料均與設計不符。為確保管道的安全、經濟運行，對主蒸汽管道進行了材料復驗和應力分析，并據此采取有效措施降低了管道的安全風險。

1 材料復驗

在管道每個直段、彎頭處選擇試驗點進行光譜復核?，F場光譜檢驗出的材料成分見表1，其主要合金元素成分與GB5310- 2008中12Cr1MoVG牌號材料的成分相符。對現場管道進行幾何尺寸測量，得到其規格為φ273 mm×20mm。材料復驗結果表明，現場管道實際采用的材料、規格與設計不相符。

2 管系應力分析

2.1現場設備檢查

表1 主蒸汽管道主要合金元素成分

2號鍋爐主蒸汽管道連接集汽集箱出口至母管并爐門，該管段共有9個彎頭和10只支吊架，其中包括彈簧吊架5只、恒力吊架4只、剛性支架1只(圖1)。對支吊架進行現場檢查，發現5、6、號恒力吊架欠載，全部檢查結果見表2。7

圖1 管系及支吊架簡圖

表2 支吊架檢查結果

2.2應力計算理論基礎

在汽水管道應力分析中，將應力劃分為一次應力和二次應力。一次應力是由于內壓、管道及附屬設備的自重以及外力載荷的作用所產生的應力。一次應力沒有自限性，當管道內的塑性區擴展達到極限狀態，使之變成幾何可變的機構時，即使外力不再增加，管道仍將產生不可限制的塑性流動，直至破壞，可見一次應力對管道安全性危害極大。

一次應力計算公式為[1]：

式中Do——管道外徑；

Di——管道內徑；

MA——持續載荷作用在管道橫截面上的合成力矩；

p——介質壓力；

i——應力增加系數；

W——管道截面抗彎矩。

二次應力是由于熱脹冷縮、位移受約束以及端點位移等作用所產生的應力，不直接與外力平衡。二次應力具有自限性，一般來說局部屈服或微量變形就可以使位移約束條件或自身變形連續要求得到滿足。因此，二次應力的危害性相對較小，主要引起管道的疲勞破壞。

二次應力計算公式為[1]：

式中Mc——熱脹引起的合成力矩。

2.3應力計算

主蒸汽管系是由管道體系(包括管道、管件及閥門等)、支吊體系組成的空間彈性系統。系統載荷主要由支吊架承擔。

采用管道整體應力分析軟件CAESAR II對管道-支吊空間彈性系統進行靜載荷計算(表3)。分別計算了12Cr1MoVG管和10CrMo910管在支吊架載荷下的應力分布情況，SUS、EXP兩個工況的計算結果表明，兩種材料管道的二次應力均控制在較低水平，但12Cr1MoVG管一次應力超過標準許用應力，10CrMo910管一次應力合格。

表3 一、二次應力計算表

從一次應力在整個管系的分布來看，12Cr1MoVG管道在(6)號彎頭處的一次應力達到75.45kPa，是材料在設計溫度條件下基本許用應力的104.8%，是整個管系的最大應力點；而10CrMo910管道的最大一次應力出現在8號彈簧吊架吊點處，僅為基本許用應力的61.5%。計算結果表明，管道支吊架載荷設計與10CrMo910管相匹配，但造成了實際采用的12Cr1MoVG管道的一次應力超標。

2.4原因分析

一次應力是由外部載荷、管道自重(包括保溫及內部介質的重量)和內壓作用產生的，在本案例中外部載荷及內壓均無變化，因此應確定管道自重是否有變化。在12Cr1MoVG和10CrMo910兩種管材的密度相差無幾的條件下，可以計算出單位長度12Cr1MoVG管與10CrMo910管的重量比：

式中Di1——10CrMo910管道內徑，Di1=245mm；

Di2——12Cr1MoVG管道內徑，Di2=253mm；

Do——管道外徑，Do=273mm。

計算顯示，實際使用12Cr1MoVG單位長度的重量僅占原設計10CrMo910管重量的72%，重量改變達到28%。如此大的管道自重變化，造成了實際使用的12Cr1MoVG管與按原10CrMo910管重量設計的支吊架載荷不匹配，最終導致了(6)號彎頭處的應力超過材料基本許用應力。

由于材料基本許用應力的選取是由材料抗拉強度、屈服點以及高溫持久強度等多個力學指標配以安全系數選取，所以雖然一次應力超過標準許用應力，但未造成管道的實際爆破。由于主蒸汽管道在高溫、高壓及交變載荷作用下運行，因此管材性能是逐步下降的，同時考慮到其他不可控因素對管道安全運行的影響，超過材料許用應力的在用管道具有極大的安全風險。

2.5解決方案

根據DL/T 5366- 2006和DL/T 616- 2006的要求以及降低安全風險的實際需要，應對管系重新進行載荷計算，對不匹配的支吊架進行更換[2]。

針對管道-支吊架空間彈性體系，以管道及支吊架的實際狀態為基礎，根據管道實際布置、管道及保溫實際重量、各支吊架實際載荷進行計算，在充分考慮原始設計的基礎上，著重考察管道及支吊架的強度滿足要求[3]。

較低的二次應力水平，說明管道具有優良的柔性設計，因此管系的配管走向無需改動。為降低管系的一次應力，可以從外部載荷和管道自重入手(內壓由工藝設計確定，不可更變)。考慮到將實際使用的12Cr1MoVG管材全部更換所需的成本、供貨周期和安裝工程量。決定從支吊架載荷入手，根據現場支吊架受力狀態和CAESARⅡ多次靜載荷試算的結果，調整了4、5、7號吊架的載荷，并據此進行支吊架的重新選型和更換，在保持了低水平二次應力的前提下，實現了管道載荷的合理分配，將一次應力降低到安全范圍內(表4)。

表4 支吊架更換前后應力結果

3 結論

3.1實際使用的12Cr1MoVG管的重量較原設計大幅降低，導致按原設計要求選用的支吊架載荷與實際使用管道不相匹配，是主蒸汽管道一次應力超過基本許用應力的根本原因。

3.2管道一次應力超標，通過有限元分析的方法進行靜載荷計算，并據此調整、更換支吊架實現載荷的合理分配，是解決該類問題的有效途徑。

[1] DL/T 5366- 2006，火力發電廠汽水管道應力計算技術規定[S].北京：中華人民共和國國家發展和改革委員會，2006.

[2] DL/T 616- 2006，火力發電廠汽水管道與支吊架維修調整導則[S]. 北京：中華人民共和國國家發展和改革委員會，2006.

[3] 張超群.火力發電廠汽水管道支吊架檢驗、改造與調整[J]. 東北電力技術,2005,26(4)：1～4.