高溫再熱蒸汽管道異常位移產生原因及防治研究與應用

陳盛廣，王軍民，鄧玲惠，石巍巍，陳冬明，李楠林

（1.西安熱工研究院有限公司，陜西 西安 710054；2.浙江浙能紹興濱海熱電有限責任公司，浙江 紹興 312000；3.華能洛陽熱電有限責任公司，河南 洛陽 471000）

高溫蒸汽管道的安全性至關重要，一旦發生事故，易造成人員傷亡及較大經濟損失[1]。管道異常位移引起管道應力、推力超標等力學問題是動力管道早期失效、壽命縮短的重要因素。同時，發生管道焊縫開裂、汽輪機軸振增大及支吊架損壞等事故的風險也極高。

高溫蒸汽管道異常位移現象時有發生，相關系統性的研究及文獻較少，Ghaffar M H A 等[2]研究提出管道偏離設計位置會導致應力升高甚至失效；高揚[3]研究了再熱蒸汽管道膨脹異常情況，認為支吊架安裝型號錯誤及性能較差是管道膨脹異常的主要原因；李英等[4]研究認為支吊架卡澀引起了管道膨脹受阻；文獻[5-6]研究了主蒸汽及再熱蒸汽管道異常膨脹問題，均將其原因定性為管道壁厚偏大及性能不佳等造成的支吊架載荷偏差，未對連續布置較多恒力支吊架的管道與載荷偏差敏感性的關系這一重要因素開展研究，也未提出改善管道穩定性的措施；王軍民等[7-8]研究了低溫再熱蒸汽管道線狀偏離機理，給出了凝結水管道異常位移是由于支吊架類型及安裝位置不合理所致。上述研究提出了引起管道異常位移的多種因素，但均未考慮管道的穩定性，未系統及定量地研究高溫蒸汽管道異常位移產生原因、安全性評估及有效的防治方法。

本文通過研究獲得管道異常位移產生原因、防治及安全性評估方法，實現了管道力學安全性評估的精準化，并在發電廠典型異常大位移案例中進行了應用與效果定量評估，取得了良好的效果。

1 高溫再熱蒸汽管道概況

某超超臨界1 000 MW 機組采用單爐膛、一次中間再熱、直流塔式爐，高溫再熱蒸汽管道（以下簡稱“高再管道”）材質為A335P92，設計溫度為608 ℃，設計壓力為5.94 MPa。高再管道由爐左、右2 路組成，兩側支管于爐后高再出口集箱引出并向下至三通處匯集，然后垂直下行至64 m 標高后再向爐前布置，2 路水平管于爐前經5～6 只彎頭自補償后垂直向下直達汽機房4.6 m，再經水平“L”走向后垂直爬伸至中壓聯合汽閥（圖1）。

圖1 高再管道及支吊架布置示意Fig.1 Schematic diagram of layout of high temperature reheat steam pipeline and supports and hangers

圖2 防治前Z 方向熱位移實測值與原設計值Fig.2 The measured values and original design values of hot displacement in Z directions before treatment

2 異常位移產生原因

2.1 管道及支吊架布置

高再管道呈多彎多起伏布置，單側管系共布置有5 段垂直管段；剛性吊架與剛性吊架（或端口設備）之間管道水平彎頭最大數量為4 個；單側管系僅布置了2 組剛性吊架，Z方向剛性約束較少；爐側左右水平管剛性吊架兩側分別連續布置了8 組及15 組恒力吊架。設計的恒力吊架要求其具有在垂直位移過程中輸出載荷基本不變的特性，一旦恒力吊架實際輸出載荷與設計值出現偏差，載荷偏差將無法向鄰近支吊架轉移。當恒力吊架實際輸出載荷小于設計值時，管道出現“下沉”現象，當實際輸出載荷大于設計值時，管道向下熱位移不足。因此，連續布置過多恒力吊架的管道對支吊架載荷偏差較為敏感，管系穩定性較差。

此外，位于水平管段的剛性吊架L5、R3 兩側布置了大量的恒力吊架，實際上無法起到實質性限制管道異常大位移的作用，反而充當了兩側高再管道異常位移“蹺蹺板”的“支點”，爐后向下熱位移不足與爐前向上熱位移不足相互產生負作用影響，促使管道產生異常熱位移。

2.2 支吊架載荷設計分析

2.2.1 管道壁厚偏差

高再管道規格見表1。主管壁厚實測平均值為43 mm，較原計算值大3 mm，每米管質量增加61.6 kg。支管壁厚實測平均值為32 mm，較原計算值大2 mm，每米管質量增加29 kg。高再管道實際壁厚較原計算值大，因此按原設計壁厚計算的支吊架載荷偏小。

表1 高再管道規格Tab.1 Specification of high temperature reheat steam pipeline

2.2.2 支吊架附件質量

高再管道阻尼器及限位支架管夾質量共計19 324 kg（表2），其中，僅限位支架L13 管夾及拉撐桿總質量達1 639 kg，上述零部件質量在支吊架載荷設計時均未考慮，因此支吊架設計載荷偏小。

表2 阻尼器及限位支架管夾質量 單位：kgTab.2 Weight of snubbers and restraint supports

2.2.3 恒力吊架性能不佳

載荷偏差度及恒定度是恒力吊架主要性能指標，GB/T 17116.1—2018規定恒力吊架載荷偏差度不應大于2%，恒定度不應大于6%。表3 為5 組恒力吊架性能抽檢結果，其中載荷偏差度與恒定度均超標，平均值分別為5.3%和12.9%。由載荷-位移測試曲線可知：當吊點向下熱位移時，恒力吊架輸出載荷逐漸增加，管道向下熱位移受限，爐后垂直管向下熱位移嚴重不足；當爐前水平管向上熱位移時，恒力吊架實際輸出載荷逐漸減小，管道向上熱位移不足。

表3 恒力吊架性能檢測結果Tab.3 Performance test results of constant support-hangers

2.2.4 管道冷位移計算

我上課時提了一個問題：“開頭第一段為什么不直接回憶小狗包弟的故事，而是要穿插一位藝術家的故事呢？”這個問題看似很平常，其實具有很強的包蘊性。它既為我們引出了故事發生的時代背景，又很好地過渡到了作者要講的主要故事，也深化了文章的主題。

采用國內外通用管道應力分析軟件CAESARⅡ，按照標準[9-10]的要求建立高再管道整體計算模型（圖3）。為提高計算的準確性，建立了包含管道壁厚實測值、阻尼器及限位支架管夾質量和恒力吊架實測性能的計算模型與評估方法。

圖3 高再管道計算模型Fig.3 The calculation model of high temperature reheat steam pipeline

Z方向冷、熱位移實際工況計算值與原設計值對比如圖4、圖5 所示。由圖4 可知，實際工況下各吊點Z方向冷位移計算值較原設計值（均接近0）均發生了明顯的變化，Z方向冷位移最大變化值在吊點R12 處，變化值為 132 mm，冷態時管道在Z方向產生了132 mm 的異常冷位移。由圖5 可知，各吊點Z方向熱位移計算值較原設計值均發生了較大的變化，Z方向熱位移最大變化值在吊點R12 處，原設計值為476 mm，計算值為-5 mm，熱位移反向，Z方向出現了嚴重的異常大位移。

圖4 Z 方向冷位移實際工況計算值與原設計值Fig.4 The calculated value and original design value of cold displacement in Z direction

圖5 Z 方向熱位移實際工況計算值與原設計值Fig.5 The calculated value and original design value of hot displacement in Z direction

3 改進措施及防治效果

3.1 改進措施

1）對支吊架類型及載荷進行重新配置。增加垂直方向剛性約束，將管道“分成”幾段，采取分段約束控制，使各段管道最大熱位移值均控制在一定范圍內，同時便于異常載荷就近轉移。具體方法為：將爐右剛性吊架R3 更換為恒力吊架，將恒力吊架L9、R6、R12 更換為剛性吊架；新增2 組逆力彈簧吊架L15a、R16a[11-12]。逆力彈簧吊架可實現向下位移時，輸出載荷逐漸減小，向上位移時，輸出載荷逐漸增大，可有效補償原恒力吊架載荷不恒定的缺陷。

2）對支吊架進行更換及優化調整。將性能超標的恒力吊架G5、G9、L27、G21、G23、R11 進行了更換，將過載或欠載的吊架載荷調整至設計值，對偏斜超標的吊架進行偏裝，將影響管道熱位移的擠碰等因素消除。

3.2 防治效果評價

防治后Z方向熱位移變化情況如圖6、圖7 所示。由圖6、圖7 可知：防治前高再管道各吊點Z方向熱位移實測值嚴重偏離計算值，兩者比值均小于46%；防治后實測值與計算值接近，兩者比值均大于83%，Z方向異常位移得到了大幅改善。

圖6 防治后Z 方向熱位移實測值與計算值Fig.6 The measured value and calculated value of hot displacement in Z direction after prevention

圖7 防治前、后Z 方向熱位移實測值/計算值比值Fig.7 The ratio of measured value/calculated value of hot displacement in Z direction

3.3 力學安全性評價

3.3.1 應力、推力及推力矩

防治前、后高再管道應力、推力及推力矩計算結果見表4、表5。由表4 可知：防治前高再管道最大一次應力σ1、最大二次應力σ2分別為其許用值的86.3%、174.3%，分別超過原設計值51.6%、65.3%，最大一次應力升高，最大二次應力嚴重超標；防治后高再管道最大一次應力、最大二次應力分別為其許用值的48.8%、54.3%，最大應力較防治前均合格且大幅降低。

表4 防治前、后高再管道應力計算結果Tab.4 The stress calculation results of high temperature reheat steam piping before and after prevention

由表5 可知，防治后，高再管道對集箱的推力、推力矩最大計算值分別為40 053 N、153 393 N·m，推力及推力矩均小于防治前計算值（311 849 N、347 646 N·m）及原設計值（80 213 N、156 809 N·m），高再管道對中壓聯合汽閥的推力、推力矩最大計算值分別為68 726 N、200 956 N·m，推力及推力矩均小于防治前計算值（71 108 N、328 681 N·m）及原設計值（89 567 N、270 278 N·m），推力及推力矩均合格。

表5 防治前、后高再管道推力及推力矩計算值Tab.5 The calculated values of thrust and thrust moment of high temperature reheat steam pipeline before and after prevention

3.3.2 剛性吊架載荷

防治前、后剛性吊架載荷如圖8 所示。由圖8a)可知，防治前剛性吊架L5、L22、R3、R23工作載荷均超過了原設計工作載荷及結構載荷，分別為原設計工作載荷的1.8、1.9、1.4、2.0 倍，原設計結構載荷的1.3、1.3、1.2、1.3 倍，上述4 組剛性支架存在斷裂風險。由圖8b)可知，防治后剛性吊架L5、L9、L22、R6、R12、R23 工作載荷均大幅降低，工作載荷計算值與原設計值接近且小于原設計結構載荷。

圖8 防治前、后剛性吊架載荷Fig.8 Loads of the rigid support before and after treatment

4 結論與建議

1）高再管道產生異常位移的原因是多方面的，其一，高再管道呈多彎多起伏布置且垂直方向剛性約束較少導致垂直熱位移值過大及連續布置恒力吊架過多，導致管道穩定性差；其二，管道實測壁厚偏大及支吊架（阻尼器、限位支架）零部件質量未考慮，導致支吊架設計載荷偏小；其三，恒力吊架性能不達標，實際輸出載荷與設計值存在偏差。

2）本文系統及定量地研究了高再管道異常位移產生原因，當恒力吊架實際輸出載荷值與設計值出現偏差時，穩定性較差的高再管道無法就近轉移載荷，在“蹺蹺板”效應的作用下，高再管道產生異常大位移。

3）高再管道異常位移引起二次應力超標、端點推力（矩）超過原設計值，管道及相連設備存在安全隱患；多種因素產生的載荷偏差累積轉移至遠端的剛性吊架并導致其超載。

4）采用分段約束控制及載荷補償為主的防治措施后，各吊點垂直熱位移實測值與計算值的比值由防治前均小于46%提高至防治后均大于83%，異常大位移得到有效消除，管道及相連設備的力學安全性得到了大幅提高。