電站高溫高壓管道限位間隙選取與優(yōu)化設(shè)計

摘 要：對某1 000 MW等級燃煤機(jī)組主蒸汽管道部分管段發(fā)生膨脹異常問題的原因進(jìn)行了分析，理論計算結(jié)果表明，限位裝置限位間隙預(yù)留不合適，導(dǎo)致限位點處限位管夾與限位框架卡死，水平接觸力、垂直方向摩擦力激增；在水平接觸力及垂直摩擦力的作用下，原徑向限位點演變?yōu)楣潭ㄋ傈c，進(jìn)而導(dǎo)致附近管夾發(fā)生變形失效、限位點所在管段膨脹異常。應(yīng)力計算結(jié)果表明，在限位裝置卡死后，管道二次應(yīng)力激增。所用研究方法可為汽水管道限位裝置設(shè)計提供有益的借鑒和參考。

關(guān)鍵詞：高溫高壓管道；限位裝置；間隙；卡死；應(yīng)力

中圖分類號：TM621" " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A" " 文章編號：1671-0797（2025）05-0034-05

DOI：10.19514/j.cnki.cn32-1628/tm.2025.05.009

1" " 背景介紹

支吊裝置是管道系統(tǒng)的重要組成部分，起著承受管道荷載、控制管道位移量的重要作用。支吊架配置（荷載、類型、位置）直接影響管系的應(yīng)力分布和大小，其性能好壞、承載是否合理都直接影響管道的使用壽命及安全運行[1]。支吊架類型主要有：恒力彈簧吊架、變力彈簧吊架、剛性吊架、限位裝置、阻尼裝置等[2]。其中限位裝置起到控制管道姿態(tài)的關(guān)鍵作用，在各等級機(jī)組高溫高壓管道支吊系統(tǒng)中均有應(yīng)用。近年來，因限位裝置限位間隙預(yù)留不合適導(dǎo)致鋼結(jié)構(gòu)變形、管道膨脹異常問題的報道屢見不鮮（圖1），對火力發(fā)電廠安全生產(chǎn)構(gòu)成挑戰(zhàn)[3-8]。

關(guān)于管道限位間隙問題，GB/T 17116.1—1997《管道支吊架 第1部分：技術(shù)規(guī)范》[2]中規(guī)定：限位裝置和導(dǎo)向裝置的設(shè)計應(yīng)保證管道在支吊點的預(yù)定約束方向相對固定，而在其他方向上能自由膨縮，并能承受作用于該裝置上的各種力、力矩及其他載荷；對于在管道徑向兩側(cè)約束的限位裝置和導(dǎo)向裝置，其冷態(tài)間隙還應(yīng)計及管道徑向熱膨脹量。但該規(guī)程中并未明確指明管道徑向熱膨脹量所應(yīng)計及的組成部分，各設(shè)計單位和設(shè)計人員對此未形成統(tǒng)一理解。本文針對某電廠1 000 MW等級燃煤機(jī)組主蒸汽管道膨脹異常問題，著重分析限位裝置間隙的選取邏輯及危害后果，研究成果可為汽水管道設(shè)計提供有益的借鑒和參考。

2" " 問題描述

某1 000 MW等級燃煤機(jī)組主蒸汽管道熱態(tài)時部分管段發(fā)生膨脹異常問題，主要表現(xiàn)為：機(jī)組運行期間立管限位管夾變形、管夾護(hù)圈開裂失效、恒力吊架位移指針處于冷態(tài)位置。膨脹異常管段支吊架狀態(tài)記錄如表1所示，支吊架存在的典型問題如圖2所示，主蒸汽管道及支吊架布置如圖3所示。

管道的膨脹狀態(tài)與管道的應(yīng)力水平有直接關(guān)系，管道膨脹偏離設(shè)計狀態(tài)時會改變管道的應(yīng)力分布狀態(tài)與管道端點的邊界狀態(tài)（推力及推力矩），造成管道焊縫開裂、端點設(shè)備異常，亦會對管道的疏水坡度造成影響，引發(fā)疏水不暢及熱疲勞等問題，故需對管道膨脹異常問題產(chǎn)生的原因及危害進(jìn)行分析。

3" " 問題分析

圖3中所示主蒸汽管道#1144X向限位裝置熱態(tài)時兩側(cè)無可視限位間隙，冷態(tài)時限位裝置總限位間隙為4 mm，其設(shè)計尺寸如圖4所示。原設(shè)計中該支吊點處X方向的熱位移值為0，安裝圖紙中限位預(yù)留間隙為兩側(cè)各2 mm，總限位間隙與現(xiàn)場實測值一致，但仍需核算原設(shè)計圖紙中限位總間隙的合理性。

根據(jù)熱彈性力學(xué)[9]可知：

ΔL=∑L×α×ΔT（1）

式中：ΔL為支吊點處在管道徑向上的總膨脹量；L為在管道徑向上各構(gòu)件的投影長度；α為各構(gòu)件在所處溫度下的熱脹系數(shù)；ΔT為各構(gòu)件的溫度狀態(tài)。

值得注意的是，在管道徑向上，除管道自身發(fā)生膨脹外，管夾亦會發(fā)生膨脹，管夾的宏觀尺寸通常與管道尺寸相近甚至略大，故管夾在高溫下的膨脹量不可忽略。因此，針對本文圖4中的限位裝置，其在管道徑向上自身膨脹量ΔL為：

ΔL=570×12.34×10-6×590+570×11.9×10-6×450≈7.20 mm（2）

需要指出的是，公式（2）中：SA335-P92在590 ℃條件下的線膨脹系數(shù)為12.34×10-6/℃；限位管夾因熱輻射的作用，其與管道直接接觸部位溫度較高（近似與母管溫度一致），暴露于保溫外部的溫度相對較低（約300 ℃），本文按照平均溫度450 ℃進(jìn)行考慮計算，限位管夾材質(zhì)為ASTM A387 Gr92，在450 ℃條件下的線膨脹系數(shù)為11.90×10-6/℃。

由計算分析結(jié)果可知，圖4算例中主蒸汽管道#1144X向限位裝置實際限位間隙無法滿足管道及管夾在徑向上的熱膨脹空間需求，熱態(tài)時管夾將與限位框架梁擠碰卡死，與現(xiàn)場實際情況相符。

4" " 危害分析

4.1" " 摩擦自鎖危害

徑向限位裝置與限位框架梁配合使用，限位框架梁的各個邊框在力學(xué)上可簡化為兩端固定的梁模型[10-11]，其簡化力學(xué)模型如圖5所示。

由靜力平衡方程（超靜定）[11]可得：

依據(jù)設(shè)計圖紙可知l=2 000 mm，代入式（3）得：F=854.32 kN。

故在熱態(tài)運行時，由于限位間隙布置不當(dāng)，導(dǎo)致此處管道承受854.32 kN的水平方向作用力（該作用力將以均布載荷方式作用于與管夾接觸的管道壁面上），在垂直方向上將受到170.86 kN摩擦力（選取摩擦系數(shù)f=0.2），在巨大摩擦力作用下，原主蒸汽管道#1144X向限位裝置實際發(fā)生自鎖演變?yōu)楣潭ㄋ傈c。

4.2" " 管道應(yīng)力危害

按照DL/T 5366—2014《發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計算技術(shù)規(guī)程》[12]，建立主蒸汽-低溫再熱蒸汽管道應(yīng)力計算模型如圖6所示，主蒸汽管道各管種尺寸、材質(zhì)、運行參數(shù)、材質(zhì)參數(shù)如表2所示。通過模型計算判斷因限位裝置自鎖卡死對周圍管段二次應(yīng)力、管道剛性死點載荷的影響。

圖7、圖8分別為原設(shè)計及限位卡死兩種工況下膨脹異常管段的二次應(yīng)力分布情況，由計算結(jié)果可知，當(dāng)主蒸汽管道#1144X向限位裝置因膨脹受阻演變?yōu)楣潭ㄋ傈c時，附近管段二次應(yīng)力與許用應(yīng)力占比由33.85%上升至50.88%，二次應(yīng)力顯著升高。#116Z向限位裝置工作載荷由106 kN激增至243 526 kN，顯著高于#116Z向限位管夾的承載極限，與現(xiàn)場#116Z向限位管夾變形現(xiàn)象相吻合。

5" " 結(jié)論與建議

本文對某1 000 MW等級燃煤機(jī)組主蒸汽管道部分管段發(fā)生膨脹異常問題的原因進(jìn)行了分析，理論計算結(jié)果表明：限位裝置限位間隙預(yù)留不合適，導(dǎo)致限位點處限位管夾與限位框架卡死，水平接觸力、垂直方向摩擦力分別高達(dá)854.32、170.86 kN。在水平接觸力及垂直摩擦力的作用下，原徑向限位點演變?yōu)楣潭ㄋ傈c，進(jìn)而導(dǎo)致#116Z向限位管夾發(fā)生翹曲變形、限位點所在管段膨脹異常。應(yīng)力方面，限位裝置因膨脹受阻演變?yōu)楣潭ㄋ傈c時，附近管段二次應(yīng)力與許用應(yīng)力占比由33.85%上升至50.88%，二次應(yīng)力顯著升高。結(jié)合本文所分析的實際案例，為本專業(yè)從業(yè)人員提供以下建議：

1）對于在管道徑向兩側(cè)約束的限位裝置和導(dǎo)向裝置，其冷態(tài)間隙應(yīng)當(dāng)計及管道、管夾的徑向熱膨脹量，并在此基礎(chǔ)上考慮安裝誤差的影響，最終總限位間隙再增加5 mm。

2）對于現(xiàn)場發(fā)生管道膨脹與設(shè)計參數(shù)不符、反向膨脹問題的，應(yīng)當(dāng)對管道上限位裝置的限位間隙進(jìn)行核實，尤其是針對熱態(tài)時無可視限位間隙的限位裝置應(yīng)當(dāng)重點排查。

[參考文獻(xiàn)]

[1] 林其略，周美芳.管道支吊技術(shù)[M].上海：上海科學(xué)技術(shù)出版社，1994.

[2] 陳陽.管道支吊架在火電廠中的應(yīng)用研究[J].冶金管理，2023（24）：79-82.

[3] 管道支吊架 第1部分：技術(shù)規(guī)范：GB/T 17116.1—1997[S].

[4] 劉奇，劉明，黎大川.660 MW機(jī)組主蒸汽管道支吊架吊桿偏斜異常分析及處理[J].內(nèi)蒙古電力技術(shù)，2018，36（5）：72-75.

[5] 王彪，唐遠(yuǎn)富，秦旭明.某電廠高溫再熱蒸汽管道下沉原因分析及治理[J].湖南電力，2020，40（2）：33-36.

[6] 高揚.火電廠再熱蒸汽管道膨脹異常情況分析[J].黑龍江電力，2019，41（6）：522-525.

[7] 王小林，王彪，唐遠(yuǎn)富.電廠600 MW機(jī)組高溫再熱蒸汽管道支吊架異常原因分析及處理[J].冶金與材料，2018，38（5）：99-100.

[8] 馬志強(qiáng)，安付立，劉賓.某600 MW機(jī)組再熱蒸汽冷段管道傾斜變形原因分析與處理[J].理化檢驗（物理分冊），2012，48（11）：749-752.

[9] 金江，袁繼峰，葛文璇，等.理論力學(xué)[M].南京：東南大學(xué)出版社，2019.

[10] 王洪綱.熱彈性力學(xué)概論[M].北京：清華大學(xué)出版社，1989.

[11] 孫訓(xùn)方，方孝淑，關(guān)來泰.材料力學(xué)：Ⅰ[M].6版.北京：高等教育出版社，2019.

[12] 發(fā)電廠汽水管道應(yīng)力計算技術(shù)規(guī)程：DL/T 5366—2014[S].

收稿日期：2024-11-22

作者簡介：吳清亮（1975—），男，陜西興平人，高級會計師，研究方向：電力系統(tǒng)及自動化、熱能工程。