挠曲蒸汽管道完整性检测及解决方案

叶宇峰 徐 峰 刘 静 叶凌伟

（浙江省特种设备科学研究院 浙江省特种设备安全检测技术研究重点实验室）

某公司生产车间内连接分汽缸和反应器的一段主蒸汽管道，挠曲段长度约190 m，自东向西间隔分布有1#、2#、3#共3个Π形膨胀弯， 竣工后首次试车时发现膨胀弯横跨段均有不同程度的向上拱起， 其中1#膨胀弯横跨段导向支架处管道脱开支架约90 mm，2#膨胀弯处管道脱开支架约65 mm。针对以上情况，笔者对挠曲段管道进行了实地勘查和测绘，分析了管道发生挠曲变形的原因，并提出解决方案。

1 完整性检测

出现挠曲变形的管道设计膨胀弯高度为4 000 mm， 但在现场施工时， 由于建筑层高的限制， 实际膨胀弯高度仅为2 600 mm左右。 管道结构和挠曲位置如图1所示。

图1 管道结构和挠曲位置示意图

综合分析该管道的实际情况，本次完整性检测分为壁厚检测、 磁粉检测和残余应力分析3个子项目。 检测部位选取运行工况下变形量较大的R1～R6部位弯头管件及其两侧直管段。 检测前拆除保温层，将焊缝表面打磨至光洁。

经壁厚检测， 各弯头管件厚度范围为11.3～12.5 mm，直管段厚度范围为11.5～12.7 mm，未发现异常减薄或增厚现象。

经磁粉检测，各弯头焊缝和膨胀节变形较大处母材均未发现开裂或其他缺陷。

选取超声应力仪，在该挠曲段管道变形最大位置R1、R4、R5处，对焊缝进行了残余应力检测，检测时管道已停止运行并冷却至常温。 应力基准点对检测结果至关重要，由于现场没有未施焊状态下的管件，因此以挠曲段管道变形量最小的直管Z1作为基准点，用以模拟该温度条件下弯头处焊接接头组织最原始的应力水平。 经多次检测取平均值，测得Z1处基准应力值为-28.97 MPa。

弯管应力检测结果见表1。

表1 弯管应力检测结果

由表1可知，R1、R4、R5弯头焊缝侧弯位置的应力值 （对应表中W1、W2探头位置） 分布在61.95～152.25 MPa之间， 弯头焊缝外弯位置的应力值（对应表中W3、W4探头位置）分布在119.85～243.15 MPa之间， 每个弯头侧弯位置的应力值均显著小于外弯位置的应力值，原因可能如下：

a. 从应力分布值来看，相比弯头侧弯，外弯处应力明显较大，且外弯的弯头一侧W4的应力值明显大于直管一侧W3的应力值，可能是管系内应力加载在膨胀节上的弯头外侧，导致外弯受到拉应力的影响。 同时直管段应力检测呈现明显的压应力状态，也印证了停机状态下管系内应力的存在。根据设计图纸所示，该管道应在1#、2#、3#共3个Π形膨胀弯处分别进行100、85、93 mm的冷紧。 考虑到测量时为停机工况，管系应力应处于较小值状态，若管道安装过程中按照设计要求进行了冷紧处理，则外弯部位应力应较小［1］，同时直管处应呈现拉应力或较小的压应力，这与检测值不符。

b. 管道运行过程中， 由于热应力的影响，膨胀节的弯头外侧为应力集中部位，由于管道未按照设计进行施工， 导致弯头局部位置应力过大，可能超过了材料的屈服极限，外弯处产生了一定的塑性变形，因此冷却后外弯处存在较大的残余应力。

综上所述，通过常温下对该挠曲管道弯头和直管的应力检测，发现弯头外弯处的应力值显著大于弯头侧弯处的应力值， 且直管呈现压应力，该应力分布状态不符合实施了冷紧工艺后管系应力的分布状态。 同时，在常温下部分弯头外弯处应力值已经接近20#钢的屈服极限，该处的应力在运行工况下受到温度二次应力的影响后将会更高， 可能导致材料发生塑性变形甚至失效，存在较大的安全隐患。

2 模型建立及验证

在实际工况中，管道通常要承受多种不同的载荷，在压力、重力、温度及其他外部载荷的共同作用下，会产生复杂的受力状态。 管道应力分析的目的在于根据规范要求对管道应力进行计算，来确认一次应力、 二次应力和综合应力是否达标，以保证管道系统的整体安全。采用CAESARⅡ软件进行管道系统的静态和动态分析，计算一次应力和二次应力，得到设备管口受力、约束点受力及约束点位移等。 管道应力分析包括建立管道基础模型、设置约束类型、工况选择、显示计算结果及分析计算结果的正确性等几个关键步骤。

一次应力校核准则为：由持续载荷导致的应力之和σ1不能超过管道热态许用应力σh。 一次应力校核公式为［2］：

式中 Am——管壁横截面积，mm2；

D——管道外径，mm；

Fax——持续载荷产生的轴向力，N；

ii——平面内应力增强系数；

io——平面外应力增强系数；

Mi——持续载荷产生的平面内弯矩，N·mm；

Mo——持续载荷产生的平面外弯矩，N·mm；

p——管道设计压力，MPa；

Z——抗弯截面模量，mm3；

δ——管道壁厚，mm。

二次应力校核准则为：由温度载荷引起的应力之和σ2不能超过许用值σh。 二次应力校核公式为：

式中 f——应力减小系数；

Mi，t——由温度载荷引起的平面内弯矩，N·mm；

Mo，t——由温度载荷引起的平面外弯矩，N·mm；

Mt——由温度载荷引起的扭转力矩，N·mm；

σc——管道冷态许用应力，MPa。

基于现场管道实际测绘情况， 采用CAESARⅡ建立挠曲段压力管道模型（图2）。 管道主体材料为20#钢，外径377 mm，壁厚12 mm，设计压力1.05 MPa，设计温度260 ℃，介质为过热蒸汽，保温层材料为岩棉，厚度150 mm。 图2中，x方向为向西方向，从左至右表示自东向西，共有3个Π形膨胀弯（1#、2#、3#），A1～A4表示管道现场该位置为固定支架，G1～G13表示管道现场该位置为导向支架。为验证模型的准确性，这里设置模拟工况与测绘时一致。 通过对管道的位移模拟计算，输出计算结果（图2）。

图2 管道系统应变计算结果

依据计算结果，管道系统沿x、y方向的最大应变均出现在1#膨胀弯部位，其中y方向位移最大出现在导向支架G3处，Dy=74.7 mm，x方向位移最大出现在导向支架G3与G4之间的弯头R4处，Dx=-63.8 mm。2#膨胀弯的导向支架G7处Dy=56.9 mm、G8处Dy=57.9 mm。 上述节点计算位移与实际情况基本吻合，模拟结果可以作为后续调整管系结构件的依据。

此外，该管道系统的二次应力分析未能通过校核，超标点主要分布于Π形膨胀弯处。二次应力的超标说明在当前管道系统结构下，当管道在模拟工况下运行时，管道一些部位承受的二次应力将超过校核用许用应力，管道本体局部可能因屈服导致塑性变形，甚至失效。 这也为前述应力检测的结果提供了理论上的支持，即外弯应力值偏高，可能是运行过程中材料发生屈服导致的。

3 管系应力优化方案分析

经分析可知，由于管道设计时未能充分考虑建筑层高的限制，现场施工时，膨胀弯高度与设计标准有很大差距， 导致管道在通入蒸汽后，管道系统的柔性不足以满足现有工况的需求。

一般来说，这种情况可以通过如下几种方式来解决： 增加Π形膨胀弯或调整Π形膨胀弯的高度；管道重新进行冷紧；增加膨胀节；调整支吊架形式。 前3种方式涉及管道本体的施工， 工程量大、工期长，但是解决问题的效果好，适用于在建管道或长时间停用管道的改造； 第4种方法不涉及压力管道本体的施工，工程量较小，适用于管道变形量不大、工期较紧的情况。

对于该挠曲段蒸汽管道，在征询了使用单位意见后，为了减小工程量，同时考虑到管道中存在4处固定支架， 首先通过调整支架形式的方式来增加管道的柔性。

本次优化在明确大致方向后，采用边分析边调整的方法，先后共设计了8个方案，将8个优化方案的调整内容与结果列于表2。

表2 各优化方案内容及结果

对按照方案8调整后的管道进行应力分析，一次应力、二次应力均校核通过。 一次应力值均小于许用应力的30%， 大多数节点的二次应力小于校核用许用值的50%， 二次应力最大值为许用值的67.5%，分布如图3所示。

图3 按照方案8优化后管道应力分析结果

与其余7个优化方案相比， 该方案管道一次应力、二次应力分布更为合理，安全系数更高。

调整支架后管线两端的位移和3个Π形膨胀弯处的位移如图4所示。 其中1#膨胀弯横梁处y方向位移为28.0 mm， 小于方案7的37.7 mm；2#膨胀弯横梁处y方向位移几乎可以忽略； 管线最东端位移为向东90 mm，小于方案7的110 mm，对保温层的挤压更小，安全系数更高；管线最西端位移为向西186 mm，小于管道穿墙段保温层与孔壁的间距（260 mm）。

图4 按照方案8优化后管道挠曲变形结果

上述管道的应力分析结果表明，经调整后支架仍然能够保持一次应力在允许范围之内，且管道系统的柔性得到了大幅提高，在设计工况下管道挠曲变形后的二次应力在允许范围之内，且仍然有较大余量，方案7、8均能满足现场的需求，但方案8的管系应力和变形量最小， 为本次评估的最优解。

4 结束语

管道挠曲变形是化工领域比较常见的问题，处理的方式也多种多样。 笔者以管道完整性检测为手段，获得了管道建造尺寸、壁厚、焊缝质量及焊缝残余应力等信息，基于检测得到的数据使用CAESARⅡ软件建立了管道模型并进行了应力应变分析，通过在运行工况下模型应变量与实际管道变形量的比较，验证了模型的合理性。 在确保管道安全平稳运行的前提下，以尽量缩短企业停工时间、减小管道施工工作量为目的，通过调整管道支架形式和位置的方式，降低管系一次应力和二次应力的峰值，提升管系的柔性，结合管道实际情况分析计算， 并对方案进行不断优化调整，最终确定了最优方案，使管道应力降至较为合理的水平。

在征得设计单位和监管单位同意后，使用单位对压力管道进行了改造施工，重新投用后，1#膨胀弯处脱开距离由90 mm降至33 mm，2#膨胀弯处脱开距离由65 mm降至21 mm，管道挠曲得到了很大的缓解，同时也为企业节省了大量人力物力。