高温管道（精选7篇）
高温管道 篇1
新一代耐高温管道材料已经被大量应用于大型发电站和燃油电站的建设, 其主要被用于主蒸汽管道和电气元件等结构上, 这些管道或元件在高热量、低耐力的先行条件下长期运行, 焊接接头很容易发生重度破坏。考虑到在压力管道领域, 对高温管道材料的焊接接头受热影响而发生蠕变裂纹扩展速率的研究还很少, 有必要将蠕变对高温管道材料的影响进行深入研究, 从而为防止蠕变开裂及焊接接头不够到位起到预防的作用, 并为蠕变裂纹扩展的综合评价提供依据。
新一代耐高温管道材料因具有优良的热强性和伸展性, 已广泛应用于大型动力机的主蒸汽管道。由于主蒸汽管道的焊接接头焊接后存在残余应力, 不可避免地会对材料内部结构造成不良影响, 而通过焊后热处理可改善组织并调整焊接残余应力状况。对新一代耐高温管道材料焊接接头在残余应力影响下的蠕变状况, 可以从以下几方面进行分析:
1 蠕变对耐高温管道材料的影响
所谓蠕变, 是指金属材料在高温和应力同时作用下, 应力保持不变, 其非弹性变形随着时间的延长而缓慢增加的现象。管道的蠕变变形值是一个表示管道寿命的综合性指标, 它反映了管道在运行中发生的蠕变和组织性质老化过程。如果压力管道长期在高温、高压状态下运行, 易发生材质软化现象, 而材质软化影响着材料的蠕变性能。我们对高温管道材料建立了硬度与蠕变之间的解析关系式。研究结果表明, 随着高温管道材料的软化, 硬度下降得越快, 变化程度越剧烈, 从而导致蠕变断裂寿命降低, 最小蠕变速率增大, 应力松驰加重。期间采用不同温度对高温管道材料固溶处理, 压力管道将具有不同的蠕变程度。高温管道材料的受热程度不同, 蠕变结果也大不一样。
高温管道材料在应力控制下不断蠕变循环过程中, 动态应变时效表现为位移的突然阶跃现象。动态应变时效预变形处理能有效地减小材料的循环应变幅度, 提高材料的强度, 推迟材料中出现位移阶跃现象的循环周次, 延长材料的疲劳蠕变寿命。在各种保载应力水平下当保载应力高于屈服强度时, 室温蠕变变形更加明显。同时发现当保载应力高于屈服强度时, 室温蠕变后材料屈服点的流变应力显著提高。
2 焊接技术对耐高温管道材料的作用
在耐高温管道材料中, 如蠕变效果显著发挥作用时, 焊接技术不能及时同步进行焊缝结合的话, 焊缝处先行失效的可能性就会占有较大的比例, 表明焊接对耐高温管道材料结构完整性的不利影响。当耐高温管道材料产生化学作用时, 焊接接头很容易在使用过程中由于线膨胀系数差形成的热应力、碳迁移、接头组织变化而产生过度扭曲变形等, 因此应该考虑焊接残余应力下的焊接接头蠕变行为是否可行。
如果压力管道长期在恶劣的高温和高压环境下运行, 其微观组织会随着温度和压力的升高逐步发生不同的变化, 如不同碳化物的析出、材料内部同化合并、材质细粒粗化以及彻底发生蠕变, 使得耐高温管道材料变脆和自身的伸展性能下降。
由于在压力管道内部, 所有高温构件的生产制造过程中, 必须加入焊接等技术的融入才能进行更进一步的巩固和提升, 焊接是一种必要手段。而焊接、铸造、弯曲和熔脂等制造工艺, 以及运行过程中的负载过量及温度变化等, 均会不可避免地导致高温构件产生残余应力, 从而降低高温构件的承载能力及断裂韧性, 减弱了压力管道的坚硬度和柔韧性。因此研究耐高温管道材料在焊接技术影响后的残余应力的扩展情况, 将对压力管道的安全使用以及寿命评估提供依据。
3 蠕变对耐高温管道材料的警示
耐高温管道材料具有良好的耐高温蠕变性能, 对内压与热处理后共同作用下的焊接接头蠕变进行有限元分析, 分别得到了焊接残余应力和焊后残余应力的分布规律。受到压力管道的壁厚程度以及约束条件等影响, 高温管道经过焊接后就产生了较大的焊接残余应力。而压力管道可通过特殊热处理, 消除残余应力从而得到弯曲幅度较大、普遍性较好的弯曲晶界。弯曲晶界最重要的影响是它显著提高耐高温管道材料的持久塑性和蠕变裂纹生长抗力。因为弯曲晶界的特殊性质, 决定了耐高温管道材料必须保持自身的稳定性和伸展性。
耐高温管道材料在焊接连轧过程中, 可以发现一次碳化物通过阻碍位错滑移制回复时, 其分布影蠕变动态后的组织结构如何进行变化。蠕变期间, 耐高温管道材料内部的晶内碳化物阻碍位错运动, 阻碍晶界滑动, 由此提高耐高温管道材料的蠕变抗力。而压力管道为了确保反应堆的安全运行, 必须对承受长期高温热循环载荷的内部环境进行高温释放和蠕变分析, 采用蠕变分析理论对压力管道的余热排放系统的反应堆群进行详细的应力分析与综合评定, 包括压力管道强度计算, 压力管道变形分析, 压力管道支撑受力分析, 以及在整个蠕变分析时段内的总体应变。
随着我国对电力需求的日益增长以及压力管道设备的复杂化和多样化, 开展压力管道设备的失效与预测分析对提高企业的经济效益和技术水平具有十分重要的意义。由于耐高温管道材料长期在高温高压的状态下容易发生材质老化和损伤积累。所以耐高温管道材料必须通过焊接热处理后不但可以有效地降低焊接残余应力, 同时还由于热处理残余应力的存在, 会对压力管道焊接接头的蠕变产生较大影响, 并且在焊缝与热影响区的交界处存在着较大的蠕变过程, 因此必须重视高温蠕变对压力管道内部结构所带来的影响和警示。
摘要：在压力管道领域, 具有优良的耐热、耐蚀和抗开裂性好的高温管道材料已得到广泛应用, 并获得业界一致良好的评价。而这种粘弹性良好的高温管道材料的承载性和伸展性都涉及到蠕变对其造成的影响, 本文就蠕变对高温管道材料的影响, 如何测定高温管道材料焊接接头的蠕变程度, 以及蠕变的结果作出了几方面的分析与总结。
关键词：耐热,耐蚀和抗开裂性好,承载性和伸展性,分析与总结
参考文献
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高温带压管道的焊接堵漏 篇2
石油化工厂的生产有连续性的特点,高温带压管道经常发生泄漏。若泄漏不能及时止住,不仅浪费能源,恶化环境,还可能被迫停产或造成火灾、爆炸等灾难性事故。若堵漏方法不当,不但堵不住,反而会使漏点扩大,甚至危及人身安全。因此,在不停车状态下堵漏是一门科学性强、要求较高的技术工作,堵漏人员要有根据泄漏点的不同情况选择恰当处理方法的能力。该成果介绍几种对高温带压管道行之有效的焊接堵漏方法。
1 高温带压管道的焊接堵漏方法
1.1 管道上较小的渗漏点
如果是直径d≤Ф10mm较小的点状渗漏,一般在渗漏点处焊一个比渗漏点稍大的螺母或管丝头进行引流,然后在上紧螺杆或阀门即可。焊接是选用较小的工艺参数,I=65~85A,焊条选用E5015、Ф2.5mm(我厂所用管材大多为低合金钢无缝高压管),断弧点焊。每焊一点要做到快、稳、准,下一次引弧要等到前一个焊点温度降下来。如此进行,完成整个焊道的焊接。根据泄漏点处压力情况,可用连弧焊法焊第二层、第三层。
如果管线很薄、漏点周围很不规则,例如膨胀节上的漏点,管线壁厚为0.5~1mm。用电焊无法焊接;在这种情况下,可用电钻将泄漏点钻成Ф3~6mm的圆孔,放入一个合适的铆钉,再用手拉铆钉枪将铆钉铆死。由于铆钉属于铝材,它的伸展性和柔韧性较好,可以变形成为一个严丝合缝的堵头封住漏点。这是一种灵活、简便的堵漏方法。
1.2 管道上稍大的泄漏点(d≥Ф10mm)对于管道上稍大的泄
漏点,可根据泄漏点面积的大小,用圆钢车制一个锥度约1:10的塞子,再用手锤直接把塞子砸进泄漏处。砸紧后,把塞子与管道泄漏处的衔接面焊死,堵漏完成。若泄漏点很不规则,应先用气体火焰把泄漏点周围加热至发红状态,然后用手锤强行把预制好的塞子砸进去,砸紧至不再泄漏,再将衔接面焊接起来。焊接时选用较小的工艺参数,焊接电流I=60~85A,焊条选用E5015、Ф2.5mm或Ф3.2mm,断弧焊,每个焊点不易过长,熔深要浅,一般为壁厚的2/5~3/5,待上一个焊点失去红色、温度降低后,在焊下一个焊点。若焊接电流较大,则会形成温度较高、面积较大的熔池,管内压力会把处于液态的铁水冲出来,使漏点变得更大。焊完第一层后,清除焊渣,接着焊第二层、第三层。焊第二层时,可用连弧焊法,电流也可适当大一点,但仍要注意保持熔池温度不能过高,若发现有较深的熔池,应迅速熄弧,使焊缝降温后,再进行焊接。
1.3 管壁腐蚀严重的泄漏点
对于泄漏点不太规则、管壁腐蚀较严重的泄漏点,虽然表面较小,但其周边以被腐蚀得很薄了,稍一碰泄漏点就会扩大。可根据泄漏点面积的大小,采用一个带锥度的硬木塞子,再用手锤直接把木塞子砸进泄漏处,砸紧不漏后,用手锯将木塞子贴着管壁锯断,然后敷上一块与管壁弧形接近的钢板(钢板的大小可根据泄漏点周围腐蚀面积的大小而定),最后沿钢板周围与管壁进行焊接,焊接电流I=65~75A,焊条选用E5015、Ф2.5mm,断弧焊,焊第二层时,可用连弧焊法,电流也可适当大一些。(此方法适用的压力范围是P≤1.5MPa)
1.4 管道裂纹的补焊
管道有可能产生裂纹。裂纹是破坏性最大的一种缺陷,管道会发生突然断裂,造成不可估量的损失。管道裂纹一般分为直线形和环行两种。
一次,我厂的一根Ф259×10mm的不锈钢立管上出现了一条上宽下窄、长达200mm的环行裂纹,裂纹上端宽约2~3mm,下端宽约1mm。采用了自下而上进行焊接的方法,首先在裂纹两端外5~8mm处焊长约10mm的止裂点,选用A307或A402焊条Ф2.5mm,焊前按要求烘干,放入焊条筒随用随取,焊接电流I=60~70A。具体补焊方法:先从裂纹较小的一端引弧,但焊止端部裂纹处时,停弧,趁焊缝处于红热状态时,立即用钝扁铲铆严长约5~10mm的一小段焊缝,断弧点焊法将这段焊缝焊住至未铆严处,停弧,趁焊道红热再用钝扁铲铆严下一小段裂缝,将其焊住,这样反复下去,直至裂缝全部焊完(若裂纹较长,可采用分段退焊法)。清除焊渣后,再补焊第二层。焊第二层时,可将电流增大至85~95A,连弧锯齿形摆动,将裂纹两端止裂焊缝全部覆盖住。施焊时要注意控制熔池温度,避免将较薄的第一层焊道熔穿。直线形裂纹的焊法与环形裂纹的焊法相同。
1.5 焊接时的注意事项
(1)若是油或是易燃的管线,必须确保在正压下焊接。
(2)现场要有完善的消防措施,并有安全监护人员在场。
(3)焊工要穿好防火、耐烫的石棉工作服,戴好面罩。
(4)焊工操作时,要避开泄漏处的喷射物,以免被烫伤。
(5)根据管内介质压力的大小,可适当增加焊缝的余高和焊缝宽度。
(6)管道上的环形裂纹,无论是上宽下窄,还是上窄下宽,均应从裂缝窄的一端始焊。
(7)补焊过部位应作好标记,经常检查,等到停车检修时,根据具体情况予以更换。
2 应用情况
上述几种的带压焊接堵漏方法,都是经过动脑动手、总结积累了实践经验而来的,然后又不断完善,具有很强的实用性。在实际操作中,要根据泄漏管线的实际情况,灵活运用上述堵漏方法。三年来,我们在运行管线不停车、不置换的情况下,均能高效完成带压堵漏工作,大大地降低了工人的劳动强度,有力地保证了装置的安全平稳生产。堵漏需一张动火票、一台焊机、一名焊工、不到半天就能解决,方便快捷。
3 应用效果
高温管道 篇3
关键词：正交试验设计,高温管道,优化
1 正交试验设计
1.1 焊接工艺参数的确定
在高温管道焊接工艺正交试验设计过程中, 工艺参数的确定起着至关重要的影响作用。为此, 在本次正交试验方案设计过程中, 为了保障试验结果的精准性, 将P91钢种作为主蒸汽管道, 同时注重将实验环境温度控制在545℃, 并保持介质压力为15MPa。而在焊接工艺中, 1-2焊道采取GTAW焊接方式, 同时焊接电流为140A、电弧电压12V、焊接速度50mm/min、坡口间隙2mm。在3-14焊道焊接过程中, 为了满足正交试验要求, 采取SMAW焊接方法, 且设定焊接电流130A、电弧电压130V、焊接速度130mm/min、坡口间隙2mm。即在正交试验活动开展过程中, 为了保障试验结果的精准性, 将坡口间隙、焊接速度、电弧电压、焊接电流等四个因素作为工艺参数, 同时选用L9 (34) 正交表, 从而实现对实验过程中四个因素的检测, 并将模拟试验次数设定为9次, 就此满足实验要求, 达到最佳的实验状态。此外, 在本次正交试验活动开展过程中, 基于工艺参数确定的基础上, 将参数因素水平设定为1、2、3三个水平, 继而达到最佳的焊接工艺试验状态, 满足试验要求。
1.2 有限元模型
基于有限元模型建构的基础上, 为了满足试验研究条件, 在本次正交试验研究活动开展过程中将P91高温主蒸汽管道焊丝设定为MTS-3, 而焊条为Chromo, 同时划分为14道, 且注重将规格为Ф333mm×30mm P31置入到200~250℃工艺环境下, 同时保障试验对象呈现轴对称性, 以满足试验条件。同时, 在正交试验方案实施过程中, 为了精准化试验结果, 结合P91轴对称性, 采取了DCAX4单元计算方法。而在残余等参数计算过程中, 采用CAX4计算方式, 并设定有限元网格, 继而将试验计算结果以直观化形式呈现出来, 达到最佳的有限元模型建构状态。此外, 由于在正交试验活动开展过程中, 材料性能的设定关系着有限元模型建构效果。为此, 基于本次试验对象为P91的基础上, 将材料热物理性能设定为1500℃, 同时注重分析PM的Re LPM, 即屈服强度等, 并对比热容、导热系数等材料性能进行设定。另外, 本次正交试验活动在开展过程中, 亦将弹性模量设定为E, 导热系数设定λ、比热容为c、泊松比为μ、线膨胀系数为αl, 且以折线图形式对参数关系进行反馈, 横坐标为温度T/℃, 纵坐标为材料性能参数, 如比热容、导热系数等, 就此满足正交试验需求。
1.3 边界条件
边界条件:q=ηUI/Av, 即通过热流密度公式对焊接热原模型数据进行反馈, 同时注重在焊接工艺内生热原模拟过程中为了精准化试验结果, 将时间步的增加设定为模型参考依据, 最终以电流有效功率除以作用单元体积的方式对内生热率进行表示。同时, 在公式应用过程中, 为了直观反馈数值模拟结果, 将η、U、I、A、v的分别设定为0.8、电弧电压、焊接电流、焊缝截面积、焊接速度。且在焊接工艺活动开展过程中, 将工艺初始温度控制在20℃, 而对流系数为12W/ (m2·K) , 辐射发射率0.8, 即精准设定焊接工艺边界条件, 满足正交试验开展需求, 达到最佳的试验状态, 规避参数混乱等现象的凸显。
2 正交试验结果分析
2.1 正交试验计算
在正交试验活动开展过程中, 为了强化试验结果应用价值, 本次实验活动从极差分析方法层面入手, 对试验结果进行了系统化计算, 即设定R为极差R值, 通过公式:Kij=Tij/r、Rj=Kij (max) -Kij (min) , 寻求焊接工艺影响因素中最优组合。同时, 公式中i、j、Kij分别表示水平数、列数、试验次数等, 而Tij为试验正交表中第j列第i水平试验结果, 最终实现对试验结果的计算, 确定焊接工艺中焊接速度、电弧电压、焊接电流、坡口间隙等最优状态, 达到最佳的工艺施工效果。从以上的分析中即可看出, 在焊接工艺正交试验活动开展过程中, 正交试验计算环节的开展非常必要, 为此应提高对其的重视程度。
2.2 正交试验结果
本次正交试验结果主要体现在以下几个方面。
第一, 从极差分析结果角度来看, 4种因素对焊接残余应力的影响结果为焊接速度>电弧电压>焊接电流>坡口间隙。同时, 当焊接速度为150mm/min, 焊接电流为140A、坡口间隙为4mm、电弧电压为20V时, 处在最佳的高温管道焊接工艺状态。为此, 当代管道焊接工艺活动在开展过程中应提高对此问题的重视程度, 并注重对焊接速度等进行有效调节, 达到最佳的工艺加工状态。
第二, 从残余应力角度来看, 当焊接速度为150mm/min, 焊接电流为140A、坡口间隙为4mm、电弧电压为20V时, 残余应力值达到了436MPa, 即工艺水平较高。为此, 在管道焊接残余应力分布过程中, 应结合正交试验结果对影响因素进行控制, 继而达到最佳的焊接工艺状态, 以迎合当代社会发展中高温管道焊接要求, 规避管道变形、断裂等问题的凸显, 达到高效率高温管道使用状态, 提升整体管道焊接作业效果。
3 正交试验结论
从正交试验过程来看, 在正交试验活动开展过程中, 应注重强调对数值模拟方法与正交试验设计方法的应用。同时, 在试验研究过程中, 应注重从极差分析角度出发, 确定最优焊接工艺参数, 就此引导焊接工作人员在实际工作开展过程中对焊接速度、焊接残余应力、电弧电压、焊接电流等工艺影响因素进行严格把控, 达到高效率工艺施工作业状态。从正交试验结果来看, 在SMAW焊接工艺开展过程中, 为了达到高质量作业状态, 应保障焊接速度为150mm/min, 而坡口间隙为4mm, 且针对焊接材料性能进行检测, 即保障焊接材料物理性能处在3000℃状态下, 而母材屈服强度需满足工艺生产作业需求, 就此达到最佳的焊接效果。此外, 在高温管道焊接工艺开展过程中, 残余应力主要分布于热影响区域及焊缝中, 因而焊接人员在实际工作开展过程中必须做好热处理工作。并在高温运作环境下, 调节残余应力分布状况, 规避裂缝等问题的凸显, 达到最佳的工艺处理效果, 满足高温管道应用需求。
4 结论
综上可知, 部分高温管道作业环节在开展过程中仍然存在着残余应力分布不合理等问题, 诱发了管道变形、断裂等现象, 威胁到了物料运送安全性。因而, 在此基础上, 为了打造良好的高温管道应用空间, 要求相关技术人员在高温管道应用过程中应从电弧电压、坡口间隙、焊接电流、焊接速度等角度出发, 对高温管道焊接工艺过程进行控制, 即保障焊接工艺的合理性, 从而提升高温管道整体使用性能, 达到最佳的物料运送状态。
参考文献
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高温管道 篇4
一、高温管道应力分析的意义
随着工业的快速发展, 各种高温、高压管道的应用越来越广泛, 管道设计对管道质量及使用寿命有很大的联系, 而管道应力分析对管道设计质量有很大的影响, 因此, 对管道进行应力分析有十分重要的意义。管道应力分析是管道设计的基础, 只有对各种荷载对管道产生的作用力进行分析, 才能对管道的安全性能进行评价, 才能保证管道的设计更加合理。对已经布置的管道进行应力计算, 确定管道的最大应力值, 从而经管道承受的应力控制在允许范围内。应力分析是管道和相连设备安全运行的重要手段, 对管道进行应力分析, 能有效的保证变换装置安全、稳定的运行。
二、变换装置高温管道的设计
1. 变换装置管道特点
变换装置的工艺管道操作温度在200℃以上, 有的管道操作温度在500℃, 为了降低生产成本, 扩大装置规模, 变换装置管道的操作压力也在4.0MPa, 管道直径在500mm以上, 管道厚度在20mm以上, 变换装置具有刚度大、柔性差的特点。
2. 变换装置高温管道的设计
变换装置高温管道具有管道管径大、管壁厚, 管道刚度大的特点, 由于管道的温度比较大, 产生的热胀力会对设备管口产生很大的推力, 因此, 在进行管道设计时, 要充分考虑管道的柔性, 常用的增加管道柔性方法有改变管道走向、选用弹簧支吊架、使用补偿器等。
在管道设计过程中, 要尽量选择改变管道走向和选用弹簧支吊架的方法来增加管道的柔性, 一般情况下, 当两个固定点的位置相同时, 适当的增加管道的长度能提高管道的柔性, 当管道的某一段刚度过强时, 采用增加与管道垂直方向的管道长度来增强管道的柔性。弹簧支吊架可以分为变性弹簧支吊架、恒力弹簧支吊架两种类型, 在保证管道走向不改变的前提下, 合理的运用弹簧支吊架能极大的提高管道的补偿能力, 但弹簧支吊架的数量要控制好, 如果弹簧支吊架数量过多就会对整个管道的稳定性造成影响, 如果弹簧支吊架的数量过少, 则不能起到应用的作用。
适当的改变管道走向能提高管道的柔性, 降低设备管口受到的推力, 在进行管道设计时, 要在保证管道柔性的前提下, 尽量保证管道的强度, 避免管道过于柔软, 从而增加管道的稳定性, 节省管道投资费用。在进行管道应力计算时, 要先减少管道对设备管口的力矩和推力, 常用的方法有调整支架的位置、调整支架形式、改变管道走向、增加自然补偿等。
三、高温管道设计实例
本次设计采用CAESARII软件对某合成氨工艺的CO变换装置管道进行设计, 对变炉出口和变换炉进料口之间的管道进行应力计算。
1. 设计参数
该管道的介质主要为CO和H2, 管道操作温度为400℃, 操作压力为3.5KPa, 管径为500mm×20mm, 变换炉管道出口到换热器进口管道初始位移量为25mm, 本次设计管道操作温度为450℃, 设计操作压力为4.0MPa, 设计变换炉管道出口到换热器进口管道初始位移量为28mm。
2. 管道应力计算
由于变换炉出口和热换器进口管道初始位移量比较大如果采用刚性支架会将管道顶死, 增加设备管口的受力, 因此这部分要采用弹簧支吊架进行管道支撑。将该管道分成若干个节点, 分别对各节点的应力进行计算, 该管道的一次应力计算结果为变换炉出口节点应力为73768N、管道中间节点应力为5660N、热换器进口节点应力为67823N, 本次一次应力设计结果为变换炉出口节点应力为89333N、管道中间节点应力为5870N、热换器进口节点应力为83795N;一次应力计算结果为变换炉出口节点应力为16284N、管道中间节点应力为1207N、热换器进口节点应力为16294N, 本次一次应力设计结果为变换炉出口节点应力为19925N、管道中间节点应力为1196N、热换器进口节点应力为19993N。
3. 管道分析和调整
根据应力计算结果可以得出管道的支架受力处于合理范围, 但设备的管口许用载荷偏大, 变换炉出口力矩也大于规定静设备管口的许用载荷, 换热器出口方向力矩也偏大, 因此, 需要对管道进行适当的调整。由于管道的运行温度为400℃, 管道受热膨胀对设备管口产生的推力比较大, 因此, 可以适当的增加管道长度, 提高管道的柔性。由于换热器接近变换炉的一侧有其他管道, 不能通过增加管道长度的方法来提高管道柔性, 因此, 可以采用改变管道走向的方法来降低设备管口的推力。
总结
管道的铺设对装置的安全运行有十分重要的作用, 而管道应力分析是保证管道安全运行的重要方法, 因此, 在进行管道设计时, 要科学准确的计算出管道应力, 采用适当的方法调整设备管口推力, 同时要综合考虑管道材料、管道介质等对管道质量的影响, 确保管道安全、可靠的运行。
摘要：随着经济的快速发展和科技的不断进步, 我国的工业得到了飞速的发展, 越来越多的高温、高压管道应用在工业生产中, 为保证变换装置的高温管道符合相关标准, 确保变化装置安全平稳的运行, 需要对管道的应力进行分析。文章重点介绍了变化装置高温管道应力分析的意义, 提出了变换装置高温管道设计思路。
关键词：变换装置,高温管道,应力分析,设计
参考文献
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高温管道 篇5
关键词：高温蒸汽管道,地下直埋,问题分析
0 引言
高温蒸汽应用在当今社会范围广大, 意义深远。建筑、运输、石油、化工、电力、冷藏等工业部门及室内外各种管道, 集中供热管道, 中央空调管道、化工、医药等工业管道的保温、保冷工程、输油管道工程、输汽等管道工程等领域的运行发展都在使用消耗着大量的高温蒸汽。高温蒸汽输送主要通过高温蒸汽管道输送供给, 科学实践验证表明, 传统高温蒸汽输送管道敷设方式存在着诸多安全、效率及安装使用问题, 已经明显不适合高温蒸汽业的进一步发展, 在这一背景下出现的高温蒸汽管道地下直埋敷设技术对行业发展有着重大意义。高温蒸汽管道直埋敷设具有高效保温、防水、防腐、绝热、隔音、阻燃、耐寒、防腐、容量轻、强度高、施工简便快捷、不怕植物根刺等特点, 相较传统蒸汽管道敷设技术具有明显的优势。高温蒸汽管道地下直埋敷设对管道的设计要求首先当然就是要保温, 由于高温蒸汽管道自身介质的特殊性, 以及直埋敷设地下环境因素影响, 相较于其他管道敷设方式高温蒸汽管道地下直埋敷设的保温材料性能和技术要求更高。同时, 地下直埋敷设因为有地下水地表水的存在, 需要在做好保温严密效果的同时也要做好防水密封工作以及由管道材料冷热系数引发管道膨胀干缩从而对管道保温结构影响的因素控制。进一步的加大高温蒸汽管道直埋敷设技术的问题分析解决力度, 具有很高的研究和实用价值。
1 管道及直埋敷设结构设计
1.1 高温蒸汽管道地下直埋敷设管道保温结构
1) 工作管
高温蒸汽管道工作管采用钢管, 需要经过喷砂除锈处理, 能在管道外壁形成一层有效保护膜, 同时采用耐高温涂料进行钢管防腐处理。
2) 管道钢管减阻润滑处理
管道钢管需进行耐高温无机润滑处理, 预留足够空气层, 保障钢管轴向径向位移空间。
3) 第一层防水线
防水瓦块采用除关注保温效果之外, 需保证吸水烘干情况下防水性能指标不变, 同时瓦块装置错缝捆扎, 采用耐高温粘接剂封闭。
4) 密闭保温层
当前普遍采用的离心玻璃棉, 保温效果好, 能够有效加强保温隔热作用, 离心玻璃棉的柔性性能保障了管道位移空间, 同时能起到管道纵向排潮作用。
5) 第二层防水线
在密闭保温离心玻璃层外采用聚氨酯泡沫制作第二层防水线, 防水性能高, 且聚氨酯泡沫导热系数低, 能够进一步提升管道保温效果。
6) 工作管套管保护
通常情况下工作钢管套管也需采用钢管, 在地下管道外层制作高强度的防护层, 能有效起到防水, 保护内层防水层及各层保温材料作用。同时需要做好套管钢管的防腐工作, 通常在地下土壤环境不受外力影响的情况下, 管道套管钢管可直接采用玻璃钢代替。
7) 第三道防水线
在管道钢管套管加装玻璃钢防水层, 玻璃钢防水具有连续性好, 强度高, 防水性能好, 寿命长造价低等特点。
1.2 高温蒸汽管道直埋敷设防腐
如果管道地下直埋环境条件允许, 高温蒸汽管道直埋敷设防腐最直接且最实用的方法就是将钢管保护改换为玻璃钢套管保护。玻璃钢套管保护具有很好的防腐性能, 且玻璃钢强度高, 造价低, 使用寿命长, 同时也具有很高的防水性能, 选择玻璃钢套管地下高温蒸汽管道能够大限度提高管道防腐保护。管道排潮是另外一个影响蒸汽管道防腐工作的重要因素, 需要引起相关部门的重视及相应操作。
高温蒸汽管道直埋敷设关键在于做好保温和防水防腐工作及节点防护问题。管道一旦出现防水保温故障问题或弯头、分支、放气、补偿器、阀门等节点故障问题, 如果不能及时处理, 很容易引起大范围的管道系统崩溃。在保证高温蒸汽管道直埋敷设的防水保温效果的同时, 管道系统的节点处理也需要引起足够的重视。当前管道节点处理主要由两种方法, 一种是所有全部节点做成直埋式, 另外一种是在井室内设计设置补偿器, 将节点尽可能设计在补偿器井室内。两种方法各有优缺点, 因地制宜采取适当方法能有效保护节点运行。
1.3 保证管道材料性能
高温蒸汽直埋敷设的管道保温效果是蒸汽管道敷设工作的重中之重, 而保温材料的性能和保温技术是保温效果的关键, 保温材料性能是前提。高温蒸汽直埋敷设保温材料选择不仅要求其性能保证保温效果, 防止管道内蒸汽泄漏, 同时也要起到防地下水地表水的侵袭。所以管道保温材料要求较高, 在选取保温材料的时候, 应优先选用憎水型或在遇水后能保持性能及恢复良好的材料, 柔性保温材料优先选用超细玻璃棉。硬质保温材料以防水保温型瓦块优先采用。
1.4 管道保温制作工厂化
高温蒸汽管道直埋敷设技术工作具有繁杂, 量大, 时长等特点及管道保温结构建设组成多样等因素, 要求蒸汽管道施工建设需要具有较高的工作环境、制作工艺、人员设备素质等硬件软件条件要求。实行工厂化的高温蒸汽管道直埋敷设设施设备制作, 能有效杜绝因施工队伍工作能力责任原因导致的管道建设缺陷为日后管道安全埋下隐患, 便于施工单位及监管部门的工程建设把控和监察, 保证高温蒸汽管道直埋敷设产品工作质量。
2 管道管沟回填覆盖工作
2.1 管道管沟开挖回填
高温蒸汽管道直埋敷设施工需密切配合管道安装管沟开挖回填等作业工序, 保证预制保温管道质量。高温蒸汽管道直埋敷设通常采用补偿敷设方式, 管道直埋深度应大于实际工作地冻土层深度, 保证管道不会因为土壤地层其他受力而受到破坏。通常情况下高温蒸汽管道直埋敷设深度在0.6m到1.2m之间。管沟开挖回填工作应严格依照设计要求施工完成, 管沟开挖回填施工完成需经有关部门验收, 施工过程发现土质等影响因素问题, 需作及时处理, 能力范围外因素及时上报相关单位部门。管沟回填需做到95%、75%、50%三级回填工序的准确完成。
2.2 管道管沟覆盖
当前主要的覆盖方式包括两方面, 即泥土回填覆盖夯实和砼覆盖。砼覆盖能有效避免地下水位高引起的管道砂石空气呼吸腐蚀。管道管沟覆盖工作因管道直埋环境的不同需求正向多层覆盖结构方向发展, 采用多层覆盖技术可以根据材料各自作用达到与管道完美结合。
3 高温蒸汽管道直埋敷设的主要问题
3.1 投资运行费用
高温蒸汽管道直埋敷设投入费用先期费用不会很高, 但是后期运行投入量持续增大, 要求管道施工建设单位需具备相应经济建设能力, 保证高温蒸汽管道直埋敷设工作的顺利建设施工及正常运行使用。
3.2 安全维护系统
高温蒸汽管道直埋敷设在地表下, 造成蒸汽管道敷设施工完成之后的运行维护保障工作面临不能直观察看操作的难题, 容易造成地下管道出现问题不能及时发现处理从而引起更大面积的故障破坏。目前主要通过在管道保温结构中设置报警系统能监控管道运行过程中发生蒸汽泄漏, 保温层故障等管道运行问题。
3.3 专业人才队伍
有限的实践和科学理论都已证明高温蒸汽管道直埋敷设相较其他敷设方法具有明显优势, 是未来蒸汽管道敷设的重要方向。专业技术人才队伍的培养建设, 是促进高温蒸汽管道直埋敷设发展的前提因素, 需加大投入力度, 力求早日建设成一只相应的高素质能力的高温蒸汽管道直埋敷设专业队伍。
4 结论
蒸汽管道敷设意义重大, 是社会生活发展能源供应的重要组成部分。当前国内管道敷设行业在不断向高温蒸汽管道直埋敷设方向进行着有益尝试, 并且也取得了一定的成绩。但显然杯水车薪, 对整个行业发展还起不了多大的影响作用。同时, 有限的尝试经验及科学理论进一步证明高温蒸汽管道直埋敷设相较其他蒸汽管道敷设方法是更加科学更高效率的蒸汽管道敷设方法, 应加大投入建设力度着力解决高温蒸汽管道直埋敷设的主要问题, 促进高温蒸汽管道直埋敷设相关设施设备制造及施工运行技术进步, 努力推动高温蒸汽管道直埋敷设的全面应用发展, 满足社会需求。
参考文献
[1]徐玉梅, 李月霞.高温蒸汽管道直埋技术在居民小区供热工程中的应用[J].山东煤炭科技, 2010 (6) :77-78.
[2]王新红.高温蒸汽管道直埋技术的应用[J].石河子科技, 2009 (5) :21-22.
高温管道 篇6
高温蒸汽管道是锅炉核心承压部件之一,长期处于高温、高压恶劣环境下,导致材质老化和损伤,易引起突发性事故[1,2,3]。实现锅炉高温承压部件安全状态实时监测,即可对高温部件安全状态进行评估。因此开发电站锅炉高温蒸汽管道在线监测和管理系统可提高机组运行的安全和可靠性,规范锅炉启停操作,提高操作人员的水平,最大程度地减少启停对承压部件的破坏,并可实现承压部件超温管理,降低超温对高温部件的损伤。此外,根据设备的安全状态对锅炉启停和运行给予指导,合理安排检修、改造及更换,可为操作人员安全和国家财产提供保障[2,3]。
蒸汽管道工作环境恶劣,限制了许多位移传感器的实际应用[4,5]。传统的蒸汽管道位移测量方法多为膨胀指示器,需要在机组停运下实施,安全监测靠人工采集处理数据,测量数据不能远传,周期长,同步性差。尤其在电厂出现紧急情况时,不能及时连续完成数据采集,难以实时监控和评估蒸汽管道的安全状况。另外,膨胀指示器安装后使用一段时间后容易腐蚀生锈,指针的针尖造成面板划伤,导致读数区卡涩和测量数据不准确[6]。因此十分必要开发新兴的位移测量技术对锅炉蒸汽管道的蠕变以及由支吊架晃动造成的蒸汽管道宏观失稳偏移进行在线监测[7]。
本文提出一种基于CCD图像的非接触式蒸汽管道位移测量方法。首先介绍了测量原理,该方法采用直接线性法,利用棋盘格标定板对CCD相机进行标定,将标定好的CCD相机获取被测管道上圆形标志物的一系列图像,对采集到的图像进行相关计算,即可实现位移测量。最后建立了位移测量实验装置,进行了CCD成像位移测量系统标定和位移测量实验研究,并对实验系统进行了评价。
1 位移测量原理
基于CCD相机光学成像的非接触式蒸汽管道位移测量的基本原理:将一人工圆形标志固定在蒸汽管道上,人工标志与被测管道具有相同的位移变化,通过检测圆形标志的空间位置来测量管道位移。主要步骤包括:(1)在初始时刻,获取一包含标志点图像的子图像作为模板,在拍摄的管道图像中具有与模板大小相同、图案相似的目标子图像,通过一定的搜索策略在图像中找到该子图像,此计算过程称为模板匹配,并确定子图案在该时刻管道图像中的像素坐标;(2)标志点的图像具有模糊的边界,边界内灰度值较大,边界外灰度值较小,边界上具有较大的灰度梯度,通过计算匹配到的子图案的灰度梯度分布,确定圆形标志的边界位置,即确定标志点图像在子图案中的位置,结合步骤(1)中子图案的像素坐标,最终确定标志点图像在该时刻管道图像中的像素坐标;(3)采用直接线性变换法标定CCD系统,建立物空间坐标与图像像素坐标之间的对应关系,将标志点的像素坐标转化为物空间坐标,即可实现蒸汽管道位移测量。
1.1 标志图像模板匹配
将一幅已知的子图像作为模板,模板匹配就是在一幅大图像中搜寻与模板图像大小相同内容相似的子图案。为使模板匹配高速化,采用了序贯相似性检测法—SSDA法[8]。在被搜索图像S(W*H个像素)中选取和模板图像T(M*N个像素)相同大小的子图像Si,j,i和j为子图像左上角元素在被搜索图像S中的坐标。子图像Si,j的选取范围是
SSDA法使用式(2)计算子图像Si,j与模板图像T的非相似度c(i,j),作为匹配尺度
式中,M、N为模板图像T和子图像Si,j的大小,子图像Si,j以被搜索图像S中元素(i,j)为左上角元素。如果子图像和模板有相似的图案,则c(i,j)值较小,反之较大。
为减少模板匹配时间,人们提出了多步长模版匹配法、金字塔搜索法、遗传算法搜索法[9,10]等多种搜索策略。本文以蒸汽管道为研究对象,通过测量标志点的位置变化来表示蒸汽管道的位移。由于某一时刻获得的图像中标志点的位置是在前一时刻标志点位置的基础上附加一个较小位移得到,为此本文提出图1所示的搜索路径进行模板匹配的方法,即首先计算前一时刻模板位置处的子图案与模板的非相似度c(i,j),再计算其外围的8个、12个、16个、24个等位置的非相似度,直至某个位置处的非相似度小于设定的阀值,则该位置处的子图案为包含标志点图像,模板匹配计算停止。
给标志点1 mm、2 mm、……、7 mm的水平位移,拍摄位移前后共7组图像。分别采用SSDA法和改进搜索路径的SSDA法对标志点移动后的图像进行模板匹配,所花费的计算时间如表1所示。拍摄的图像大小为2 592×1 944,模板大小为151×151,发生位移前标志点圆心在图像中的坐标为(1 236,672)。由表1中数据可见,本文提出的改进搜索路径的SSDA法模板匹配的计算时间大幅缩短。在位移变化较小时,改进的SSDA法计算花费的时间较短,随着位移的增加,计算所需时间增加;而SSDA法计算时间始终维持在一个很高水平。这是由于SSDA法按照从左到右的顺序逐行搜索,花费时间由目标子图案在被搜索图像中的位置决定,且目标子图案左上角元素所在行数越小、列数越小,就越快被搜索到,计算时间就越短,本算例中随着水平位移增加,标志点图像向着列数减小的方向移动,因此SSDA法计算时间随位移增加会略有减少。
实际实验操作中,可以通过两种措施减少模板匹配的计算时间:(1)增加相机拍摄图像的帧率,减小拍摄两张图像的时间间隔,从而减小两次测量之间的标志点的位移;(2)增加相机与标定板之间的距离,使标志点在物空间的位移反映在图像上具有更小的像素间隔。
1.2 标志点中心获取
采用1.1部分所述的模板匹配计算标志点在图像中的位置,其精度受到两个因素的制约:(1)由于实际测量过程中,存在光照条件等外部环境的影响,为了确保能够在图像上搜索到模板图案,非相似度c(i,j)的阀值要求足够大,这会导致搜索到的子图案与模板图像存在一定偏差,如图2和图3,标志点的亮斑图像在搜索到的子图案(图3)中的位置要比在模板(图2)中偏左一些,因此还需要计算圆形标志点圆心在子图案中的位置;(2)模板匹配法的精度只能达到像素级。本文对匹配到的子图案进行进一步处理实现标志点像素坐标的精确定位,精度达到亚像素级。
受散焦退化影响,回光反射标志的圆形图像没有清晰的边界,图像中心部分的灰度值基本相同,在四周灰度值快速降低。在子图案中提取一个1×151的行向量,其灰度分布和灰度的梯度分布分别如图4(a)和4(b)所示。可以看到,灰度梯度存在一正一负两个绝对值较大的点,这两个点是圆形标志图像的边界点。计算这两个点的平均值作为标志点图像的圆形纵坐标。本文在搜索到的子图案(见图3)中,取41个行向量计算圆形标志圆心的纵坐标,取41个列向量计算圆形标志圆心的横坐标。该过程实现标志点图像圆心的亚像素级定位。
1.3 相机标定
采用1.1和1.2部分的方法可以确定标志点发生位移后,在图像中的像素坐标。通过标志点在图像中的像素坐标,采用直接线性变换法[11]建立线性模型,描述物空间坐标与像素坐标之间的对应关系。线性标定模型为
式中,(Xw,Yw,Zw)为三维物体的空间坐标;(u,v)为三维物体所成图像的像素坐标,具体可表示为像点在图像矩阵中的行数与列数,以像素为单位;li是直接线性变换法中的待定参数(i=1,…,11),表示了物空间坐标系和图像像素坐标系之间的关系。
已知一个控制点的物空间坐标(Xwi,Ywi,Zwi)和像素坐标(ui,vi),带入式(3),将l1,l2,…,l11作为未知数,可以得到方程组
由式(4)可知,一个控制点可以确定两个方程,为求解l1,l2,……,l11这11个参数,至少需要6个控制点的坐标。
CCD拍摄棋盘格标定板图像,以标定板图像的黑白格交叉点(角点)为控制点,采用Harris算法[12,13]计算控制点在图像中的像素坐标。Harris算法计算窗口沿任何方向移动后的灰度变化,并用解析形式表达
式中gx和gy———图像在x和y方向的灰度梯度;G(s)———高斯模板,对图像进行高斯滤波,用于消除噪声;
k———经验系数,本文取k=0.04;矩阵D称为像素点的自相关矩阵,
Det和tr———求矩阵的行列式和求迹运算;
I———像素点角点响应函数。
当函数I的大小同时满足“大于设定的阀值”和“是某领域内的局部极大值”这两个条件时,认为该像素点就是所求角点。提高阀值,则提取的角点数量变少,降低阀值,则提取的角点数目变多。此外,求局部极大值的邻域大小也会影响提取角点的数目和容忍度。
2 实验测量系统
图5为基于CCD成像的位移测量实验装置图。CCD相机分辨率2 592×1944,像素大小2.2μm,全帧14帧/秒。图5(a)为相机标定实验装置,标定板图案为10×10 mm的棋盘格,放置在手动位移台上,可通过标定板对相机进行标定。标定完成后从手动位移台上取下标定板,在原标定板位置垂直安置带有回光反射标志的平板,如图5(b)所示,选用的测量标志为圆形人工标志,标志内圈采用白色回光反射材料,外圈采用黑色材料,由于回光反射材料的反射系数很高,在同等光源的照射下,其反射亮度较普通白色标志高出数倍。通过转动手动位移台上的千分尺给标志点一定位移,相机拍摄标志点的图像,计算机计算测量标志点的位移大小。位移台上附有千分尺,精度0.001 mm,量程25.000 mm。
3 实验结果及分析
3.1 标定实验
如图5(a)所示,相机与标定板之间的距离为100 cm,相机拍摄标定板的图像送入计算机。采用Harris算法提取标定板图像角点的图像像素坐标,提取的角点如图6中星号所示。将角点的三维空间坐标和像素坐标代入方程组(4)计算11个标定参数,结果如表2所示。在得到标定参数的条件下,可以通过式(3)建立像素坐标(u,v)与空间坐标间(Xw,Yw,Zw)的对应关系,其中Zw为相机与标志点之间的距离。
3.2 漂移实验
对蒸汽管道位移的监测是一个长时间的持续过程,某一时刻的位移量由当前时刻人工标志点的三维坐标减去其初始时刻的三维坐标得到。由于系统硬件或环境原因,初始时刻标志点的三维坐标会随时间变化产生一定的偏移,即漂移。需要进行实验,检验位移测量系统的漂移。调整标志点与相机的距离为100 cm,相机曝光时间50 ms。从系统刚启动时,开始测量记录标志图像的位置,测量时间116min,每秒钟拍摄1帧图片,测量过程中不转动千分尺。116 min内记录的标志点位置相对初始时刻的漂移如图7所示。从图7可见,测量系统存在一定零点漂移(0~0.084 mm),并且随着时间的推移,漂移逐步增加,但近两个小时内漂移小于0.1 mm,处于可接受的范围内。
3.3 位移测量误差、重复性、线性度
通过转动手动位移台上的千分尺移动标志点,对标志点位移进行测量。首先在不同相机与标志点距离60 cm、70 cm、80 cm、90 cm、100 cm下,使用千分尺移动标志点25.000 mm,测量并记录标志点的位移。每组实验重复测量4次,计算4次的平均位移和误差。测量结果如表3所示。根据表3可见,五组数据的误差均在0.5%以内。随着相机与标志距离从60 cm增加到100 cm,误差先增大后减小,距离100 cm时的测量误差达到最小。这主要是由于系统的标定距离在100 cm处,因此距离100 cm时测量精度较高。测量现场实际安装时,相机与标志点距离取决于管道的纵向位移,而管道的纵向位移较小。
相机与标志点距离100 cm,使用千分尺移动标志点位移分别为5.000 mm、10.000 mm、15.000mm、20.000 mm、25.000 mm,测量并记录标志点的位移大小,每个位移重复测量10次。计算每个位移的10个测量值的归一化标准差(Normalized STD)作为测量的重复性误差,实验结果见图8。从图8可见,测量系统的重复性误差小于0.08%,表明系统具有较好的重复性。
相机与标志点距离100 cm,使用千分尺分别移动标志点距离为3.000 mm、6.000 mm、9.000 mm、12.000 mm、15.000 mm、18.000 mm、21.000 mm和24.000 mm,测量并记录标志点的位移大小,进行线性拟合。测量结果如图9所示,拟合得到的直线方程为y=0.997 2x+0.003 77,截距标准差为0.003 77,斜率标准差为2.487 44E-4,相关系数为1,表明系统具有良好的线性度。
4 结论
电站锅炉蒸汽管道热应力等关键参数在线监测手段的缺乏,使得现有高温部件失效,研究缺乏综合性,不能从设备管理层面实现全面、实时和高效的监管。为解决上述问题,本文提出了一种基于CCD成像的蒸汽管道位移测量方法,并系统介绍了测量的基本原理。设计搭建了基于CCD成像的位移测量系统,对测量系统进行了标定和性能实验评价。实验结果表明:系统相对误差优于0.5%,零点漂移小于0.1 mm,重复性误差小于0.08%,可满足蒸汽管道位移的实时测量要求。
摘要：高温蒸汽管道是电站锅炉的核心承压部件,长期处于高温、高压、蠕变、疲劳等恶劣运行环境下。实时监测电站锅炉蒸汽管道的宏观位移并对其安全进行评估,可提高机组运行的安全性和稳定性。本文提出一种基于CCD图像的非接触式高温蒸汽管道位移测量方法,采用直接线性法,利用棋盘格标定板对CCD相机进行标定,标定好的CCD相机获取被测管道上圆形标志物的一系列图像,采用改进的搜索路径SSDA法对采集到的图像进行相关计算,即可实现位移测量。在实验室条件下,设计并搭建了图像位移测量系统,对测量方法进行了验证及性能评价。结果表明:系统相对误差小于0.5%,零点漂移小于0.1 mm,重复性优于0.08%。
高温管道 篇7
超超临界1 000 MW二次再热机组热力系统采用了二级再热以提高机组热经济性。在其他边界条件相同的情况下,提高汽轮机的主蒸汽以及再热蒸汽进口压力可以降低机组的热耗率[1,2]。提高汽轮机进汽压力的方法有提高给水泵扬程和降低介质流动阻力。前者要消耗给水泵驱动能量,后者主要是节省了部分必须消耗的阻力。对于同一压力、温度等级的管道,增大管道通流面积意味着增大管道壁厚,相应地增大管道材料初投资。显然初投资增大到一定程度,对于减少压损而带来的收益则得不偿失,因而寻找最佳的结合点对于热力系统显得格外重要。在规范[3,4]中,均给出了主蒸汽以及再热蒸汽的流速取值范围,但该值主要是针对一次再热机组的,二次再热超超临界机组由于参数提高且多一级再热,其钢材价格和用量有别于一次再热机组,需要根据具体条件比选确定。本文以1 000 MW等级二次再热机组为对象,研究二次再热超超临界机组主蒸汽、再热蒸汽管道的最适宜的阻力损失。
1 压降优化与评价方法
1.1 压降优化方法
电站工艺系统设计过程中,主要采用以下途径降低管道内介质流动压降。
(1)管径优化:通过优化管道管径,合理选择介质流速,需结合管道初始投资和节能效果综合考虑。
(2)布置优化:优化主厂房布置以尽量减小四大管道(主蒸汽、再热冷段、再热热段及给水管道)的长度,需结合其他投资、收益综合考虑。
(3)局部阻力优化:由于弯管的局部阻力系数较弯头低,在布置空间等条件允许的情况下,有选择地选用弯管代替弯头[5,6];管道三通尽量选用45°斜三通而不采用直角三通,以降低局部阻力损失。
本文仅研究管道规格优化的具体方法,以寻找最经济材料用量。在主蒸汽和再热系统管道规格选型时,对于确定的管道布置和局部阻力件(弯管、阀门等),通过选取不同的设计流速,采用可压缩流体水力计算软件AFT,进行压降计算。水力计算选取机组热耗保证工况(THA)的流量和管路系统进口参数,仅考虑管道系统阻力,不考虑再热器本体阻力,用以比较不同设计流速的管道系统压降实际变化值。本文按照规范[3,4]要求,水力计算的压力损失应取1 0%的余量。
主蒸汽管道设计流速研究范围为40～75 m/s,规范[3,4]推荐流速为40～60 m/s;冷一次和冷二次再热(简称冷一和冷二)管道设计流速研究范围为25～60m/s,规范推荐流速为30～45 m/s;热一次和热二次再热(简称热一和热二)管道设计流速研究范围为50～80 m/s,规范推荐流速为50～65 m/s;所有管道设计流速以5 m/s为阶梯递增。
1.2 热耗与标煤耗的修正
根据每一个设计流速计算的不同压降,计算主蒸汽、再热蒸汽汽轮机进口处介质压力,根据汽轮机厂提供的各压力对热耗的修正曲线,求取相应的热耗值。选取某一设计流速作为基准流速,相应的热耗作为基准热耗,比较不同介质流速对应的机组热耗相对基准流速对应的热耗变化值。
热耗变化对应于标煤耗变化,结合标煤价格与机组年利用小时数求取年节煤量,即可求取不同流速对应的节煤收益年值。考核期(按15年)内各年节煤年值折现即为不同设计流速对应的节煤现值。
主蒸汽基准流速取50 m/s,冷一和冷二基准流速取40 m/s,热一和热二基准流速取60 m/s。
1.3 经济效益的评价方法
不同流速下管道的初始投资相对各系统基准流速对应的管道投资的增量定义为NPV1 (管道购置费现值,万元)。以标准煤价1 000元为边界条件,一、二次再热冷段材料92 160元/t,一、二次再热热段和主汽材料92 160元/t,大管径规格管道价格取大于1的调整系数。
结合机组年利用小时数,可求得不同设计流速下,每年因介质流动压力变化带来的煤耗变化(收益年值,相对于各系统的基准流速工况)。考核期按15年计算,各年节煤收益折现按式(1)计算,可得考核期节煤的折现值,定义为NPV2,计算公式如下。
式中:P为现值;A为年值;i为折现率,取0.07;n为考核期,取15年。NPV1和NPV2之和即为相对基准流速,不同设计流速带来的净效益现值,记作NPV=NPV1+NPV2。NPV最大值对应的设计流速即为最终优选的设计流速。上述计算综合考虑了标煤价格、不同规格管道成本等因素。为便于分析,忽略下列次要因素:不同管道规格对应的支吊架、保温成本变化;不同管道规格对应的安装成本变化;管道投资全部计入项目资本金,即不考虑管道投资部分在还款期内产生的利息以及不同管道投资对项目总投资中项目准备金等其他费用的影响。
2 压降优化的结果与效益
2.1 设计流速与压降的关系
根据前述计算原则,计算的各管道内介质流速和压降如图1所示。由图1可见,主蒸汽系统流速变化对系统压损的影响最大,由管道沿程阻力和局部阻力计算公式ΔP=0.5ξtρv2(ξt为总阻力系数,无量纲;ρ为介质密度,kg/m3;v为介质流速,m/s)可知,这主要是因为主蒸汽管道介质密度相对其他系统介质大,则动压头较大,即0.5ρv2较大。
对于冷一次再热管道和热一次再热管道,二者节省的阻力都会体现在汽轮机一次再热进汽口压力的变化上,而考虑到再热系统冷段管道材质A6911-1/4CrGr22费用低于再热系统热段管道A335 P92,故适当提高冷段管道的管径对增加投资影响不大,却可以明显降低再热系统的介质流动阻力,因此,冷段管道管径适当加大使得低温再热管道的阻力在整个再热系统管道阻力中所占的比重较小。二次再热优化思路同上。
2.2 各设计流速对应的经济效益
计算所得主蒸汽系统经济收益如表1所示。限于篇幅,不列举其他系统计算数值结果,而以图的形式给出,见图2至图6。其中,NPV曲线最高点对应的设计流速即为最佳设计流速,在这一点处,初投资和考核期节煤财务现值之和最大。
对于主蒸汽管道,设计流速55 m/s时的管道成本相对基准设计流速50 m/s时的管道成本减少NPV1=567.3万元。同时相对于基准设计流速,汽轮机热耗率降低了2.51 kJ/kWh。按单台1 000 MW机组计算,全年节约标煤约506.5 t,约合50.65万元(发电利用小时5 500,标煤价1 000元/t,下同)。根据式(1)求取考核期折现值NPV2为-461.4万元。数值小于零表示相对基准设计流速此项亏损,大于零表示相对基准设计流速此项盈利。两项之和为106万元,代表55 m/s设计流速相对基准设计流速可实现106万元净收益。其他工况意义相同,不赘述。
由管道初投资与相对基准设计流速节约燃煤费用折现值的综合效益分析结果可知(图2至图6),当各系统设计流速分别为:主蒸汽55 m/s、冷一次再热蒸汽25 m/s、热一次再热蒸汽55 m/s、冷二次再热蒸汽30 m/s、热二次再热蒸汽50 m/s时,可实现最佳管道材料经济投资和最佳经济效益。
主蒸汽优化流速靠近规范推荐上限,主要是因为主蒸汽管道价格高,流速越高,管道初投资增幅明显。
而对于冷一次蒸汽管道,优化流速25m/s已突破规范推荐流速下限30 m/s,主要考虑了冷一次蒸汽管道为电熔焊接钢管,较大管径可以制造,而热一次蒸汽管道A335 P92无缝钢管管径越大制造难度越大,故而降低一次再热系统的压降冷段管道可以突破规范中的设计流速,和降低热段管道的设计流速可以取得同样的收益,且管道制造更易实现。
3 标煤与钢材价格的影响
第1.3节中分析的结论随管道成本价格、项目所在地标煤价格不同而不同。本节就二者对经济流速影响作敏感性分析。
由于高温蒸汽管道钢材价格同一时期内相对标煤价较稳定,标煤价与项目所在地关系较大,因而为便于设计参考,首先研究标煤价格对经济流速的单因素敏感性分析。考察标煤价格自100元/t至1 600元/t变化时(以100元/t递增),各系统的经济流速分析结果如图7所示。以主蒸汽管道为例,当钢材价格保持前述分析不变,而标煤价格在100元/t时,主蒸汽系统的经济流速当为75 m/s;标煤价格在200元/t时,主蒸汽系统的经济流速当为70 m/s;标煤价格在300～500元/t时,其经济流速均为60 m/s;当标煤价格为600～1 200元/t时,其经济流速为55 m/s;当标煤价格进一步升高,在1 300～1 600元/t以上时,经济流速均为45 m/s。其他系统随标煤价格变动的经济流速如图7所示,不赘述。
由于高温蒸汽管道钢材价格受供求关系等因素影响,不同时期变化较大。为便于设计参考,针对钢材价格和标煤价格2因素,进行其对经济流速的敏感性分析,结果如图8至图12所示。以主蒸汽系统为例,当管道价格为前文价格0.7倍时,查图8对应曲线,可求取最佳设计流速。例如,标煤价格为1 100元/t时,对应的经济流速为45 m/s;而当标煤价格为500元/t时,经济流速为55 m/s。而钢材价格未调整时,上述2个标煤价对应的经济流速分别是55 m/s和60 m/s。可见其他条件不变,当钢材价格较低时,宜选择较低设计流速。其它系统的分析结果见图9至图12,不赘述。设计人员可根据项目边界条件,查图得到最佳设计流速。
4 结论
本文对1 000 MW等级二次再热高温高压蒸汽管道材料的经济选取做了定量分析,以求取不同边界条件下最佳设计流速。本文所得结论与管道布置、项目资本金构成比例以及全年负荷分配等因素有关,并不完全适用于所有类似项目,但对1 000 MW等级二次再热机组有一定的参考作用。对于具体项目,宜根据详细的边界条件核算各系统设计流速,以实现最佳经济效益。
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