某火電廠主蒸汽管道取樣管開裂原因分析

郝 軍, 李 鋼， 程勇明

(1. 華能煙臺發(fā)電有限公司， 煙臺 264002；2. 西安熱工研究院有限公司， 西安 710054)

汽水管道是傳輸汽水介質(zhì)的重要部件，國內(nèi)火電廠用來進行蒸汽取樣、壓力測量、疏水、放氣等的小口徑汽水管道一般未經(jīng)管系應(yīng)力計算分析，由電建公司按照DL/T 5054—2016《火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計規(guī)范》以及鍋爐廠提供的安裝示意圖，按照現(xiàn)場情況自行設(shè)計布置和安裝。因為安裝通常是在機組停機時進行，小口徑汽水管道的管線布置、支吊架的安裝常存在隨意性。與大口徑高溫高壓管道相比，小口徑汽水管道很少會考慮到母管及管道自身的熱膨脹問題。部分小口徑汽水管道的壓力和溫度很高，一旦因熱膨脹問題發(fā)生泄漏，會導(dǎo)致機組非計劃停運，造成重大的經(jīng)濟損失。同時，這類管道大部分布置在鍋爐平臺和走廊附近，發(fā)生泄漏極易造成人身傷亡事故[1]。因此,保證汽水管道的安全性至關(guān)重要[2]。

某發(fā)電廠一期建設(shè)完成兩臺600 MW超臨界機組。這兩臺機組投入運行5 a(年)中，主蒸汽、高溫再熱蒸汽管道取樣管發(fā)生3次開裂泄漏，影響了機組的安全運行。2016年2月主蒸汽管道取樣管再次發(fā)生開裂后，機組被迫停機改造。經(jīng)初步調(diào)查分析排除了因材料、焊接問題引起的開裂。為進一步查明取樣管開裂的原因，杜絕該問題再次發(fā)生，筆者對主蒸汽管道及支吊架等進行了布局及應(yīng)力綜合分析。

1 管道及支吊架布局分析

主蒸汽管道取樣管從母管上方接管座引出，開裂點位于接管座焊縫處，如圖1所示。改造前主蒸汽管道取樣管和支吊架的布局和尺寸見圖2。取樣管材料為12Cr1MoVG鋼，外徑為32 mm，壁厚為5 mm，管內(nèi)蒸汽溫度為545 ℃，蒸汽壓力為13.83 MPa。根據(jù)現(xiàn)場勘查和原始設(shè)計參數(shù)，接管座位置的主蒸汽母管熱位移較大，導(dǎo)致取樣管彎曲變形。

圖1 主蒸汽管道取樣管的宏觀形貌Fig.1 Macro morphology of sampling pipe on main steam pipeline

圖2 改造前主蒸汽管道取樣管和支吊架的布局和尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of layout and size of sampling pipe on main steam pipeline and support hanger before transformation

2 管道應(yīng)力計算分析

在主蒸汽管道應(yīng)力計算模型的基礎(chǔ)上，根據(jù)管道布局和設(shè)計參數(shù)，附加取樣管管座處三向膨脹熱位移的數(shù)據(jù)后，采用CAESAR II軟件進行計算和分析。CAESAR II軟件由美國COADE公司開發(fā)設(shè)計，是一種以梁單元模型為基礎(chǔ)的有限元程序，能進行靜力和動力分析[3]，在管道應(yīng)力計算方面應(yīng)用較廣泛。

管道應(yīng)力計算的主要內(nèi)容包括：①驗算管道的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力；②核算管道對設(shè)備產(chǎn)生的推力和力矩是否在設(shè)備所能安全承受的范圍內(nèi)。上述主蒸汽管道應(yīng)力計算主要是驗算管道的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力。根據(jù)DL/T 5366—2014《發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計算技術(shù)規(guī)程》，在CAESAR II軟件中管道應(yīng)力分為如下兩種。

(1) 一次應(yīng)力：管道內(nèi)壓、自重和其他持續(xù)外載產(chǎn)生的軸向應(yīng)力之和。

(2) 二次應(yīng)力：熱脹、冷縮和其他位移受約束而產(chǎn)生的熱脹應(yīng)力之和。

一次應(yīng)力、二次應(yīng)力分別滿足以下公式

(1)

σE=iMc/W≤

f[1.25[σ]20+0.20[σ]t+([σ]t-σL)]

(2)

式中：σL為管道在工作狀態(tài)下，由管道內(nèi)壓、自重和其他持續(xù)外載產(chǎn)生的軸向應(yīng)力之和(一次應(yīng)力)；p為設(shè)計壓力；Di為管道內(nèi)徑；Do為管道外徑；i為應(yīng)力增加系數(shù)；MA為自重和其他持續(xù)外載作用在管道橫截面上的合成力矩；W為管道抗彎截面系數(shù)；[σ]t為鋼材在設(shè)計溫度下的許用應(yīng)力；σE為二次應(yīng)力；Mc為按全補償值和鋼材在20 ℃時的彈性模量計算的熱脹引起的合成力矩；f為應(yīng)力范圍的減小系數(shù)；[σ]20為管道鋼材在20 ℃時的許用應(yīng)力。

由式(1)和式(2)可計算得到改造前主蒸汽管道取樣管的最大應(yīng)力，結(jié)果如表1所示。圖3為主蒸汽管道取樣管一次應(yīng)力和二次應(yīng)力最大值位置示意圖。由表1和圖3可知，主蒸汽管道取樣管的一次應(yīng)力符合DL/T 5366—2014的技術(shù)要求，最大一次應(yīng)力為55.46 MPa，占許用應(yīng)力的75%，位于1號固定支架處。二次應(yīng)力不符合DL/T 5366—2014的技術(shù)要求，最大二次應(yīng)力為279.71 MPa，占許用應(yīng)力的150%，位于接管座焊縫處，即發(fā)生開裂處。

表1 改造前主蒸汽管道取樣管最大應(yīng)力計算結(jié)果Tab.1 Calculation results of the maximum stress of sampling pipe on main steam pipeline before transformation

3 開裂原因分析

取樣管從主蒸汽管道引出，通過三向膨脹指示器測得引出點處的主蒸汽管道沿x軸方向的熱位移為-22 mm，沿y軸方向的熱位移為63 mm，沿z軸方向的熱位移為-78 mm。取樣管和支吊架的布局不能有效承受母管及管道自身的熱位移，造成二次應(yīng)力嚴(yán)重超標(biāo)。其中焊縫及熱影響區(qū)是薄弱環(huán)節(jié)，接管座焊縫區(qū)應(yīng)力最高，該區(qū)域局部應(yīng)力超過斷裂強度時材料會發(fā)生開裂，最終導(dǎo)致取樣管泄漏。

圖4 改造后主蒸汽管道取樣管和支吊架的布局和尺寸示意圖Fig.4 Schematic diagram of layout and size of sampling pipe onmain steam pipeline and support hanger after transformation

4 處理措施

為降低管道的二次應(yīng)力，有必要對取樣管和支吊架的布局重新進行優(yōu)化設(shè)計。根據(jù)現(xiàn)場安裝環(huán)境，經(jīng)反復(fù)應(yīng)力核算和優(yōu)化設(shè)計，采取了如下措施：將原有取樣管線路進行改造，增加取樣管的柔性；新增1a處彈簧吊架一組；將原有1號固定管卡修改為滑動支架。改造后的取樣管和支吊架的布局和尺寸如圖4所示。改造后取樣管最大一次應(yīng)力和二次應(yīng)力計算結(jié)果如表2所示。可見改造后取樣管最大一次應(yīng)力為51.53 MPa，占許用應(yīng)力的70%，位于圖4中1號固定支架處；最大二次應(yīng)力為152.23 MPa，位于取樣管接管座焊縫處，占許用應(yīng)力的84%。改造后取樣管的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力均符合DL/T 5366—2014的技術(shù)要求，應(yīng)力分布合理，方案可行。按照該方案對取樣管及支吊架進行改造后，機組經(jīng)多次啟停和長期運行后，取樣管沒有再發(fā)生開裂泄漏的問題，證明上述處理措施是正確有效的。

表2 改造后主蒸汽管道取樣管最大應(yīng)力計算結(jié)果Tab.2 Calculation results of the maximum stress of sampling pipe on main steam pipeline after transformation

5 結(jié)論及建議

主蒸汽管道取樣管和支吊架的布局不能有效承受母管及管道自身的熱位移，造成二次應(yīng)力嚴(yán)重超標(biāo)，接管座焊縫區(qū)應(yīng)力最高，當(dāng)局部應(yīng)力超過斷裂強度時，材料將發(fā)生開裂，最終導(dǎo)致取樣管開裂泄漏。

對主蒸汽取樣管、小口徑接管座處的開裂問題不能僅考慮焊接和管材等原因，還需要考慮管道的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力的合格性以及應(yīng)力水平分布的合理性。對用于火電機組取樣、疏水、放氣等的小口徑管道的管線布局和支吊架的配置等的設(shè)計，應(yīng)充分考慮母管道和小口徑管道自身的熱膨脹，并在管道線路配置彎頭或加裝彈性支吊架來解決。