楊紅權， 劉平元， 李立人

（1.神華國華太倉發(fā)電有限公司，太倉215433；2.上海發(fā)電設備成套設計研究院，上海200240）

神華國華太倉發(fā)電有限公司7號和8號機組采用Alstom引進技術設計制造的超臨界參數(shù)Π型燃煤直流爐，型號為 SG－1913／25.4－M950.該鍋爐采用全懸吊露天布置、單爐膛、螺旋管圈、一次中間再熱、平衡通風、固態(tài)排渣、四角切圓燃燒方式和變壓運行.鍋爐設計煤種為神府煤，校核煤種為晉北煤，常用煤種為80%神華煤＋20%石炭煤（質量分數(shù)）.

兩臺機組自2005年投運后，整體運行情況良好，但2008年后，末級再熱器受熱面管多次因汽側氧化和管內(nèi)氧化皮脫落堵塞管子而引發(fā)爆管.鍋爐原設計末級再熱器受熱面管的材料主要是T23和T91鋼.為提高受熱面管抗蒸汽側氧化能力和解決管內(nèi)氧化皮脫落問題，2010年5月起分別對7號和8號機組鍋爐末級再熱器實施改造，希望通過更換受熱面管材料來保證高溫受熱面管圈安全運行.

末級再熱器設計壓力為5.17MPa，出口工作壓力為4.163MPa，出口蒸汽溫度為569℃.末級再熱器改造方案不再使用T23鋼，而是采用T91和TP347HFG 2種鋼組合結構.改造方案嚴格將T91鋼的使用溫度控制在595℃以下，壁溫高于595℃部分全部使用TP347HFG鋼.

由于改造方案在同屏受熱面管中馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼共存，2種材料的熱膨脹系數(shù)差異較大，會產(chǎn)生較大的熱膨脹應力，因此要求對改造方案進行詳細的熱應力分析.有限元分析方法［1－3］在鍋爐受壓元件和管系統(tǒng)應力分析中得到廣泛應用，筆者采用線彈性小變形、彈塑性及線彈性大變形3種有限元方法，對異種鋼組合再熱器受熱面管圈進行了熱應力分析，并對熱應力計算結果進行了比較，熱應力計算的有限元軟件為Caesar II和Ansys.

本研究熱應力分析工作是在工程后期介入的，初始改造方案中TP347HFG鋼用量較小，改造成本較低，但工程應用后不到42h即發(fā)生爆管事故，熱應力計算結果顯示，初始改造方案中結構的熱應力較大，不滿足鍋爐長期安全運行的要求，筆者通過熱應力分析對初始改造方案進行了修改，形成最終的推薦改造方案.

1 改造方案和計算模型

末級再熱器受熱面管圈管子規(guī)格為直徑63.5 mm，壁厚3.8mm，每屏由18根管圈組成.原設計結構末級再熱器受熱面管圈除最外三圈管子（1號、2號和3號管）采用TP347H鋼外，其余內(nèi)圈全部使用T23和T91鋼，同一管圈上不存在異種鋼焊口.

根據(jù)同管圈內(nèi)馬氏體耐熱鋼（T91）和奧氏體耐熱鋼（TP347HFG）的異種鋼焊口位置的差異，改造方案分為：

（1）初始改造方案（改造方案1），將蒸汽出口的高壁溫段的管材改為TP347HFG鋼，馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼在同一管圈上共用，彎管過渡段采用T91鋼，異種鋼焊口位于管圈的蒸汽出口側.

（2）最終推薦的改造方案（改造方案2），擴大了TP347HFG鋼的使用范圍，最內(nèi)的15號、16號、17號和18號管全部采用TP347HFG鋼，避免了異種鋼管圈可能產(chǎn)生的熱膨脹應力，其余管圈的異種鋼焊口移至管圈的入口側，彎管過渡段全部采用TP347HFG鋼.

圖1為末級再熱器受熱面管圈結構示意圖.

圖1 末級再熱器受熱面管圈結構示意圖（單位：mm）Fig.1 Structural diagram of the heat－surface tube coil for final reheater（unit：mm）

末級再熱器受熱面管圈相關材料在600℃和20℃時的力學性能見表1.

表1 材料的力學性能Tab.1 Mechanical properties of relevant materials MPa

2 強度評定標準及方法

2.1 強度評定標準

鍋爐受熱面蛇形管圈熱應力計算沒有明確的強度評定標準，通常參照DL／T 5366—2006標準，由熱膨脹引起的熱應力范圍應滿足式（1）

式中：f為應力范圍的減小系數(shù)，當交變次數(shù)小于2 500時，f＝1；σE為熱膨脹應力范圍，本文中等于最大熱膨脹應力，MPa；［σ］20為鋼材在20℃時的許用應力，MPa；［σ］t為鋼材在設計溫度下的許用應力，MPa；σL為內(nèi)壓等持續(xù)荷載應力.

式（1）中的熱膨脹應力范圍σE應為線彈性應力，按DL／T 5366—2006標準規(guī)定，當熱膨脹應力范圍超出該范圍時，必須補充疲勞壽命計算，校核疲勞循環(huán)次數(shù).

2.2 疲勞校核

疲勞校核引用TRD規(guī)范.根據(jù)TRD規(guī)范，確定疲勞循環(huán)次數(shù)的應力幅應取自線彈性熱應力結果.

3 管圈熱應力計算及分析

熱應力計算的首要目的是為受熱面管圈強度評定提供依據(jù)，同時通過熱應力分析可全面了解受熱面管圈的實際熱應力水平和變形情況.管圈強度評定要求提供管圈的線彈性熱應力結果，通常，管圈線彈性熱應力結果由線彈性小變形模型計算得到.采用線彈性小變形模型，熱應力計算輸入條件較少，計算較簡便，但由于未考慮管子軸向受壓導致的軸向失穩(wěn)因數(shù)，熱應力計算結果較保守.線彈性大變形模型考慮了管子軸向受壓導致的軸向失穩(wěn)因數(shù)，熱應力計算結果較接近管圈的實際熱應力，且滿足受熱面管圈強度評定標準的要求.彈塑性大變形模型同時考慮了材料的塑性變形和管子的軸向受壓失穩(wěn)變形，熱應力計算結果更接近實際管圈熱應力，可全面反映受熱面管圈的強度裕量.

3.1 線彈性小變形

線彈性小變形熱應力計算采用CaesarII軟件，根據(jù)上述末級再熱器受熱面管圈管子分段結構，分別建立了3個有限元熱應力分析計算模型，模型1為原設計結構，模型2為改造方案1結構，模型3為改造方案2結構.

根據(jù)傳熱計算獲得的管子壁溫結果，末級再熱器受熱面管圈被簡化分為3段：入口段（爐頂以下約9.5m），出口段（爐頂以下約9.5m），余下為彎管過渡段.入口段管壁溫度為522℃，出口段管壁溫度為588℃，彎管過渡段管壁溫度為554℃.

線彈性小變形熱應力計算未考慮材料的塑性應變和蛇形管受壓失穩(wěn)變形，其最大熱膨脹應力計算結果見表2，最大熱膨脹應力點位于內(nèi)圈（18號）管U形彎管底部（90°），節(jié)點編號為1770.

由于采用異種鋼管圈結構，模型2的線彈性小變形熱應力計算結果明顯大于其他2個模型，最大熱膨脹應力達993MPa，大于設計標準允許值.

表2 線彈性小變形計算所得最大熱膨脹應力Tab.2 Maximum thermal stress calculated by linear－elastic small－deformation method

3.2 線彈性大變形

為獲得較接近管圈實際的線彈性熱應力結果，提供末級再熱器管圈強度評定所需的線彈性熱應力，采用Ansys軟件對末級再熱器管（模型2）進行了線彈性大變形熱應力計算（不考慮材料的屈服變形），管壁溫度與線彈性小變形計算時相同.

線彈性大變形計算結果表明，最大熱膨脹應力點位于第二內(nèi)圈管（17號）底部U形彎管的入口附近，最大熱膨脹應力為633MPa.與線彈性小變形計算結果相比，最大熱膨脹應力明顯下降.

3.3 彈塑性大變形

為更準確地計算末級再熱器受熱面管圈的工作熱應力，采用Ansys有限元計算軟件對模型2的末級再熱器受熱面管圈進行了彈塑性大變形熱應力計算.彈塑性大變形計算考慮了材料的塑性變形和蛇形管的受壓失穩(wěn)變形，其熱應力計算結果更接近實際熱應力.管壁溫度與上述線彈性小變形和線彈性大變形計算時相同.

彈塑性大變形熱應力計算結果表明，末級再熱器蛇形管的最大熱膨脹應力點位于17號管底部U形彎管坡口變壁厚處，最大熱膨脹應力為443MPa（管子外壁），管子平均軸應力為52MPa（不計內(nèi)壓應力時）.與線彈性小變形和線彈性大變形計算結果相比，最大熱膨脹應力明顯下降，最大熱膨脹應力點的位置有所變化.

4 強度評定

4.1 熱膨脹應力強度評定

三個計算模型所得的最大熱膨脹應力部位均位于TP347HFG材料段，按式（1）計算所得熱膨脹應力范圍值為278MPa.根據(jù)DL／T 5366—2006標準規(guī)定，當熱膨脹應力范圍超出該范圍時，必須補充疲勞壽命計算，校核疲勞循環(huán)次數(shù).

模型1的熱膨脹應力較小，線彈性小變形熱應力計算所得的最大熱膨脹應力為195.2MPa，在設計允許范圍內(nèi)，滿足DL／T 5366—2006標準要求.模型2和模型3的最大熱膨脹應力較大，均超出DL／T 5366—2006標準規(guī)定不進行疲勞校核的熱應力范圍，必須補充疲勞循環(huán)次數(shù)校核.

4.2 疲勞校核

疲勞校核引用TRD規(guī)范.模型2和模型3的允許冷態(tài)啟停次數(shù)見表3.

表3 模型2和模型3的允許冷態(tài)啟停次數(shù)Tab.3 Allowed frequency of cold startup and shutdown for model 2and model 3

4.3 方案的工程應用

模型2（改造方案1）熱應力水平較高，允許冷態(tài)啟停的次數(shù)不能滿足鍋爐實際運行要求，該方案未被推薦.模型3（改造方案2）被推薦應用于實際工程中，工程應用結果表明該結構方案能夠確保鍋爐安全運行.

5 改造方案的工程應用

通常，受熱面蛇形管結構的熱膨脹應力較小，在同種鋼管圈內(nèi)進出段管子溫度產(chǎn)生的熱膨脹差可由彎頭和水平段吸收，如模型1.但在異種鋼管圈內(nèi)，特別是類似本文再熱器內(nèi)圈（15號～18號）這樣水平段短的管圈上，會產(chǎn)生較大的熱膨脹應力，要求滿足式（1）許用應力條件較困難，工程實踐中，需要結合疲勞壽命校核，擴大異種鋼管圈結構的使用范圍.

雖然改造方案2的熱膨脹應力范圍（線彈性小變形計算結果）超出了DL／T 5366—2006標準不進行疲勞校核的應力范圍，但其疲勞循環(huán)次數(shù)校核結果能夠滿足鍋爐實際運行要求，而且線彈性小變形方法獲得的管圈熱膨脹應力計算結果具有較大的安全裕度，因此改造方案2被推薦應用于神華國華太倉發(fā)電有限公司受熱面改造工程中，機組投運3年后沒有再發(fā)生末級再熱器爆管事故，工程應用結果表明，該方案能夠確保鍋爐安全運行.

另外，為滿足工程進度的要求，改造方案1結構的再熱器在低負荷時運行了42h后發(fā)生爆管，更換為改造方案2的結構后，能夠確保鍋爐安全運行，這表明在受熱面管圈強度評定時，線彈性小變形應力分析方法安全裕度較大，彈塑性大變形方法有一定安全裕度.

6 結 論

（1）為解決受熱面管內(nèi)蒸汽側氧化和氧化皮脫落問題，受熱面管圈采用馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼2種熱膨脹系數(shù)差異較大的異種鋼組合結構是可行的.

（2）同管圈上使用2種熱膨脹系數(shù)差異較大的材料時，受熱面管圈可能會產(chǎn)生較大的熱膨脹應力，應進行詳細的熱應力分析.

（3）當受熱面管圈熱膨脹應力范圍超出標準規(guī)定應力范圍時，通過補充疲勞壽命校核能擴大結構的使用范圍.

（4）采用線彈性小變形方法獲得的熱應力計算結果進行受熱面管圈強度評定具有較大的安全裕度，線彈性大變形和彈塑性大變形熱應力分析方法能夠獲得更接近實際的管圈熱應力.當線彈性小變形計算結果安全裕度過大時，會縮小結構的使用范圍.彈塑性大變形分析考慮的因素更多，更能反映工程實際，在受熱面管圈強度評定時有一定安全裕度，擴大了異種鋼結構的使用范圍.

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