张郑磊， 吴海洋， 黄小波， 张旭升， 孙中元
(1. 苏州热工研究院有限公司， 江苏苏州 215004；
2. 国能宁东第一发电有限公司， 银川 750408)
动力管道是火力发电站输送汽水两相介质的管道，其输送介质具有高温、高压等特点。动力管道的运行安全性至关重要[1-2]，其设计、制造、安装、运行等环节都需要经过严格把控和监督管理，以保证其安全经济地长周期运行[3]。在不同运行工况下，管线的形态也不相同，将其称为不同的状态线，当管道偏离设计状态线，即发生线状偏离[4]。投产运行后，动力管道冷/热态下的状态线均应接近设计状态线，当管道状态线与设计状态线出现较大偏离时，管道位移和应力分布将偏离设计状态，造成管道局部应力峰值增大，加快管道高应力蠕变损伤，甚至导致管道开裂等严重事故，危及火电机组的安全运行[5-7]。
唐璐等[8-9]从管道设计角度分析了管道刚度过小、缺垂直向限位、支吊架选型未考虑零部件重量等原因导致的管道膨胀异常。LIU X等[10]通过对弹簧支吊架荷载的调整，治理管道膨胀问题。GHAFFAR M H A等[11]研究了在瞬态条件下管道系统的失效，并且提出一种高温管道位移在线监测的方法。田成川等[12]对某350 MW机组再热蒸汽管道下沉问题进行分析，得出造成该问题的原因是支吊架的制造质量和安装质量较差。上述研究虽然均意识到支吊架对管道膨胀的影响，但是未对支吊架性能与管道线状偏离的定量关系进行研究。
针对某660 MW超超临界机组高温再热器出口管道在检查中发现其冷/热态运行状态均偏离设计状态的情况，从常见的6种因素分析发生管道偏离设计的原因，重点通过对恒力弹簧支吊架的性能测试及管道的静力模拟，定量研究分析高温再热器出口管道线状偏离与弹簧支吊架荷载性能的关系，同时分析支吊架荷载性能对管系应力状况的影响。
该电厂高温再热器出口管道设计工况为627 ℃、6.92 MPa，管道采用2-1-2型布置，2路支管由高温再热器出口联箱引出，在炉前汇成1路主管，最后分成2路支管与中压缸主汽阀相连，管道及支吊架布置方示意图见图1。
图1 高温再热器出口管道及支吊架局部示意图
从管道支吊架布局来看，管段共有25组支吊架，其中包含4组变力弹簧支吊架、13组恒力弹簧支吊架、4组阻尼器、2组Z方向限位拉撑杆(103号、203号)、1组刚性吊架、1组X方向限位装置。103号、203号限位拉撑杆及305号立管刚性吊架为管道的垂向“死点”，阻尼器主要承担安全阀排气反力，不影响管道膨胀，其他承载支吊架的类型、设计热态位移(Z方向)、冷热态检查状态、冷态线状偏离值(Z方向)见表1。
由表1可得：热态下，机组管道大量支吊架出现异常状态，再热器出口集箱处101号、102号、201号、202号单弹簧吊架均处于欠压缩状态，103号、203号限位拉撑杆下游管道恒力弹簧支吊架行程均不满足设计要求(要求达到90%设计值)，表明管道热态状态线已偏离设计状态线，103号、203号限位拉撑杆处存在“跷跷板”效应，即其上游管道运行状态线高于状态线，下游管道运行状态线低于状态线。管道的冷态线状偏离值也能反映出同样的问题，其中恒力弹簧吊点的偏离较为严重，且-X方向侧(锅炉左侧)管道的偏离情况比X方向侧(锅炉右侧)严重，偏离最严重的部位是108号、109号吊点，冷态线状偏离值分别达到-74 mm、-76 mm。
管道发生线状偏离一般包括以下6种因素[13]：(1)原设计管道自重与支吊架荷载不匹配；
(2)实际到货管件自重及支吊架荷载与设计不符；
(3)管道及支吊架安装存在问题；
(4)管道受到冲击荷载作用；
(5)管道受非设计外力约束；
(6)支吊架荷载性能不达标。
根据对管道应力计算书、基建安装验收记录、机组运行日志、管道尺寸测量等资料的查阅与分析，可排除上述前4种原因；
根据现场对管道和支吊架的热/冷态状态进行详细检查，未发现管道膨胀受阻现象，排除第5种原因。因此，基本确定支吊架荷载性能不达标是导致管道发生线状偏离的主要原因。
弹簧支吊架结构简单、性能比较稳定，荷载与位移呈线性关系；
恒力支吊架是根据力矩平衡原理设计的，其结构复杂，实际制造中无法实现荷载的真正恒定，并且制造偏差、机构间动摩擦等都对其性能会产生较大影响[14-15]。此外，有研究表明恒力弹簧支吊架性能变化对管道垂向位移的影响更大[16]。因此，有必要通过对恒力弹簧支吊架进行位移-荷载性能测试，以评估支吊架性能指标。
恒力弹簧结构复杂、动摩擦、机构制造偏差及弹簧质量问题等都将导致恒力弹簧荷载偏差度、恒定度等性能指标不达标；
因此，国家能源行业及电力行业均对恒力弹簧支吊架性能指标提出了相应的要求[17-18]。其中，主要包括以下2个指标。
(1) 荷载偏差度。GB/T 17116.1—2018《管道支吊架 第1部分：技术规范》规定恒力弹簧支吊架的荷载偏差度不应大于2%。
(1)
式中：λ为恒力弹簧支吊架的荷载偏差度；
Fb为恒力弹簧支吊架的标准荷载，N；
Fs为拔销时恒力弹簧支吊架的实测荷载，N。
(2) 荷载恒定度。GB/T 17116.1—2018规定荷载恒定度不应大于6%。
(2)
式中：Δ为恒力弹簧支吊架的荷载恒定度，%；
Fmax为恒力弹簧支吊架向下位移时荷载的最大值，N；
Fmin为恒力弹簧支吊架向上位移时荷载的最小值，N。
通过支吊架荷载测试仪器对炉前管道11组恒力弹簧支吊架进行性能测试[19]，测试可得恒力弹簧支吊架位移-荷载曲线(见图2)。
由图2可见：水平管段测试的7组恒力弹簧支吊架全行程荷载均远低于设计荷载，并且支吊架在由拉行程至压行程的过程中，荷载出现大幅下降，对应于管道热态向上膨胀的过程，即吊架热态荷载能力低于其冷态荷载能力，远低于管道要求的设计荷载；
除304号立管恒力弹簧支吊架外，其他吊架均有部分行程荷载稍大于设计荷载，并且偏差相对较小。
恒力弹簧支吊架性能测试结果见表2。
由表2可知：所测试的11组恒力弹簧支吊架性能均不达标，其中除301号立管恒力弹簧支吊架恒定度符合标准外，其余测试指标均超过允许值；
针对荷载偏差，除301号、303号吊架拉行程荷载大于设计荷载，其余均小于设计荷载，其中最大拉行程荷载偏差度达30.68%，最大压行程荷载偏差度达47.75%；
最大恒定度达25.05%。
表2 恒力弹簧支吊架性能测试结果
4.1 管道模型建立
采用管道应力分析软件对高温再热器出口管道进行模拟分析，管道局部计算模型见图3，管道材料、温度、压力均采用原设计，分别为A335P92、627 ℃、6.92 MPa，其中支管规格为ID571.5×44(内径为571.5 mm、厚度为44 mm)，主管规格为ID883×66(内径为883 mm、厚度为66 mm)，模型端点附加位移值、吊架荷载均采用设计给定值。
图3 高温再热器出口管道局部计算模型
4.2 管道应力评价方法
管道应力校核采用将应力分类校核的方法，根据产生应力的荷载不同，可将应力划分为一次应力和二次应力。
管道在持续荷载、偶然荷载下的一次应力及二次应力应满足下列条件：
(3)
式中：σL为管道轴向应力之和，MPa；
p为设计压力，MPa；
Dn为管道外径，mm；
dn为管道内径，mm；
W为管道抗弯截面模量，mm3；
i为应力增加系数；
MA为自重和其他持续外载作用于管道横截面上的合成力矩，N·mm；
MB为安全阀或释放阀的排气反作用力、管道内流量和压力的瞬时变化及地震等产生的偶然荷载作用在管子横截面上的合成力矩，N·mm；
[σ]t为设计温度t下钢材的许用应力，MPa；
K为许用应力系数；
σE为热胀应力范围，MPa；
MC为按全补偿值和钢材在20 ℃时的弹性模量计算的热胀引起的合成力矩范围，N·mm；
f为应力范围的减小系数；
[σ]20为20 ℃下钢材的许用应力，MPa。
4.3 计算结果分析
4.3.1 原设计校核计算
将模型计算结果与原设计进行比对，在支吊架荷载参数选型相同的情况下，计算所得的管道位移参数与原设计相近，高温再热器出口管道各支吊点的Z方向热态位移的设计值与模拟值的对比见图4，其中两者的最大偏差仅为4.34%，说明计算模型与设计相符。
图4 各支吊点的Z方向热态位移的设计值与模拟值的对比
4.3.2 当前运行状态模拟结果
对管道当前运行状态进行模拟，即管道内工质的温度、压力、密度等参数均维持设计值不变，恒力弹簧支吊架荷载参照位移-荷载测试结果进行设定，高温再热器出口管道各支吊点的Z方向冷态位移的设计值与模拟值的对比见图5。
图5 各支吊点的Z方向冷态位移的设计值与模拟值的对比
由图5可得：原设计状态下，管道Z方向冷态位移较小，最大冷态位移仅为-7 mm。在模拟运行状态下，管道模拟得到的Z方向冷态位移与设计状态存在较大的偏差。其中，108号、109号处模拟计算管道的冷态位移分别达到-48.1 mm、-50.6 mm，线状偏离值分别为-42.1 mm、-43.6 mm，炉前管道呈现“左低右高”的整体倾斜的状态(见图6)，即锅炉左侧管道线状偏离值大于锅炉右侧，其主要原因可能是管道采用了非对称布置。
图6 管道设计状态与模拟运行状态的形态对比
对管道的应力状况进行分析，对比设计状态与运行状态的应力水平，得到2种状态下一次应力与二次应力最大值的节点相同，一次应力最大值节点为103号限位拉撑杆处，二次应力最大值节点为三通-X方向侧的1110节点(见图7)。
图7 管道校核一次应力与二次应力最大值节点
高温再热器出口管道一次应力计算结果见图8。由图8可得：设计状态下一次应力水平适中，一次应力与一次应力允许值的比值基本保持在50%以下，运行状态下各节点一次应力普遍有所增加，一次应力最大值由31.37 MPa增加到38.58 MPa，增幅为23%，一次应力与一次应力允许值的比值的最大值由59.9%变为73.6%。
图8 管道各节点一次应力比较
高温再热器出口管道二次应力计算结果见图9。
图9 管道各节点二次应力
由图9可得：设计状态下二次应力与二次应力允许值的比值的最大值为61.6%，二次应力水平适中，但运行状态下，对于二次应力最大值节点，其二次应力与二次应力允许值的比值为123.2%，二次应力已显著超标；
另外，1150节点、111节点的二次应力与二次应力允许值的比值分别达86.4%、74.1%，炉前三通附近二次应力普遍较大。虽然二次应力具有自限性，并且只要不反复进行加载就不会造成材料的破坏[20]，但高温再热器出口管道长期处于高温、高压的环境下，同时在机组调峰运行过程中会受到交变荷载的作用。因此，过高的二次应力极易造成管道的疲劳破坏，进而严重影响管道的安全运行[21]。
根据荷载测试对管道进行模拟计算的结果趋势与现场结果相吻合，最大线状偏离值出现在109号支吊架处，其偏差值为-43.6 mm；
锅炉左边侧管道线状偏离值显著大于炉右侧管道。因为机组为长期在役机组，而非新建机组，其线状偏离值是机组历次启停引起的累加偏差值，所以计算值与实测值存在一定的偏差。这也说明管道的偏离会随机组的运行而叠加，导致问题的持续恶化。
在103号、203号Z方向拉撑杆与306号刚性吊架之间的管段集中布置了13组恒力弹簧支吊架，经测试，恒力弹簧支吊架荷载偏差度、恒定度均明显超标，恒力弹簧支吊架性能劣化，管道自重与支吊架荷载不匹配，是导致管道发生线状偏离的主要原因。管道状态的变化必然影响管道的应力状态，使用吊架实测荷载参数对管道进行应力校核，得出管道一次应力、二次应力水平整体上明显增大，并且炉前三通处二次应力已超过二次应力允许值，达到二次应力允许值的123.2%，进而导致机组运行存在较大安全隐患。
通过对高温再热器出口管道原设计的校核，其一次应力、二次应力均满足校核要求，建议仅对管段中荷载性能不达标的支吊架进行更换，使支吊架承受荷载能力与管道自重相匹配，以优化管道应力分布。
针对某660 MW超超临界机组高温再热器出口管道发生线状偏离的问题，通过对管道设计、安装、运行等记录的查阅，并且结合管道及支吊架状态的现场检查、吊架的位移-荷载测试等，可确定恒力弹簧支吊架荷载性能不达标是造成管道发生线状偏离的主要原因。
鉴于恒力弹簧支吊架结构复杂、可靠性相对较低，并且其自补偿能力较差，恒力弹簧支吊架性能不达标已成为在役机组管道发生线状偏离的主要原因之一。建议在动力管道设计阶段应合理优化支吊架布局方式，尽量避免使用连续多组的恒力弹簧支吊架。恒力弹簧支吊架采购中应选择质量优良、性能可靠的产品，并且严格执行验收流程，必要时可对其进行抽检；
日常维护中，应加强对支吊架尤其是恒力弹簧支吊架的监督与检查。