彭以超 ， 樓玉民 ， 葉篤毅 ， 許好好

（1.浙江浙能技術(shù)研究院有限公司 材料技術(shù)所，杭州 310003；2.浙江省火力發(fā)電高效節(jié)能與污染物控制技術(shù)研究重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，杭州 310003；3.浙江大學(xué) 化工機(jī)械研究所，杭州 310027）

0 引言

Alloy783合金，名義成分為Ni-34Co-25Fe-5.4Al-3Nb-3Cr，是一種低膨脹沉淀強(qiáng)化型高溫合金[1-2]。近年來隨著超超臨界機(jī)組的快速發(fā)展，上海汽輪機(jī)廠（以下簡(jiǎn)稱上汽）引進(jìn)德國(guó)西門子技術(shù)將該合金應(yīng)用于汽輪機(jī)中壓主汽門（簡(jiǎn)稱中主門）和中壓調(diào)節(jié)門（簡(jiǎn)稱中調(diào)門）閥蓋的緊固螺栓上[3]。然而，近年來全國(guó)范圍內(nèi)發(fā)生了大量Alloy 783螺栓斷裂的案例，斷裂數(shù)量幾乎與斷裂時(shí)間呈正相關(guān)增長(zhǎng)。一旦出現(xiàn)由于螺栓斷裂導(dǎo)致中壓汽門泄漏或者爆炸將嚴(yán)重威脅人身及設(shè)備安全。

中壓汽門螺栓作為高溫緊固件，一般而言發(fā)生斷裂與螺栓在不同服役工況下所經(jīng)受的應(yīng)力環(huán)境息息相關(guān)。因此以主汽門和調(diào)門螺栓系統(tǒng)為研究對(duì)象，開展典型工況（預(yù)緊、啟動(dòng)、穩(wěn)定工況）下螺栓整體與局部（螺紋牙等部位）三維有限元應(yīng)力分析，以探索研究螺栓服役過程中的應(yīng)力對(duì)于斷裂的影響，并為后期制定反措提供有益的參考。

1 有限元建模

1.1 3D有限元模型

采用UG軟件對(duì)上汽超超臨界機(jī)組中壓主汽門和中壓調(diào)節(jié)門分別進(jìn)行3D整體建模并劃分網(wǎng)格（見圖1），這里稱其為母模型。在母模型中，暫時(shí)用光桿代替螺栓，而忽略螺紋等細(xì)節(jié)。為了在有限元應(yīng)力分析時(shí)，能夠真實(shí)考慮螺栓中螺紋牙局部細(xì)節(jié)等因素，對(duì)螺栓進(jìn)一步進(jìn)行精細(xì)3D有限元建模（見圖2），這里稱其為子模型。在子模型中充分考慮螺栓中的螺紋牙細(xì)節(jié)，對(duì)螺栓（螺母）螺紋牙部位（螺紋根部）進(jìn)行網(wǎng)格局部加密。在子模型中同時(shí)也將螺母-閥蓋結(jié)合面、閥蓋-閥殼結(jié)合面以及螺栓中螺紋牙與螺母中螺紋牙結(jié)合面按非線性接觸對(duì)處理（取摩擦系數(shù)為0.2[4]）。

圖1 中壓主汽門及中壓調(diào)節(jié)門有限元結(jié)構(gòu)模型

圖2 螺栓子模型及其局部放大示意

1.2 材料性能

圖3給出了中壓主汽門和調(diào)門螺栓材料（Alloy783）與閥殼、閥蓋材料（GX12CrMoWVNb N10-1-1）的彈性模量、線膨脹系數(shù)隨溫度的變化規(guī)律。從圖3（a）可以看出，Alloy783材料從常溫到650℃之間彈性模量下降較為緩慢，基本維持在160～180 GPa左右；而閥蓋材料彈性模量則下降非常明顯，從常溫時(shí)的210 GPa下降至140 GPa左右。從圖3（b）可以看出，由于Alloy783合金中的“因瓦效應(yīng)”，其在常溫時(shí)熱膨脹系數(shù)比較低，約為9.9×10-6℃-1。隨著溫度提高，Alloy783合金熱膨脹系數(shù)逐漸提高，但在20～580℃范圍內(nèi)仍低于閥殼閥蓋材料。

2 有限元應(yīng)力分析

典型工況下中壓主汽門和中壓調(diào)節(jié)門螺栓整體與局部三維有限元應(yīng)力分析，主要針對(duì)在預(yù)緊（包括冷緊和熱緊）工況、啟動(dòng)階段閥殼內(nèi)外壁最大溫差時(shí)刻（以下簡(jiǎn)稱啟動(dòng)工況）與正常運(yùn)行時(shí)最大蒸汽壓力出現(xiàn)時(shí)刻（以下簡(jiǎn)稱穩(wěn)定工況）下螺栓的整體與局部（螺紋牙等部位）應(yīng)力分析。上述有限元應(yīng)力分析采用ANSYS workbench v15.0通用軟件，其中螺栓應(yīng)力計(jì)算按預(yù)緊、溫度和壓力多場(chǎng)耦合方式進(jìn)行模擬。

2.1 預(yù)緊力工況

2.1.1 冷緊工藝應(yīng)力分析

中主門和中調(diào)門螺栓的冷緊工藝是通過擰緊扳手施加力矩來實(shí)現(xiàn)。因此，根據(jù)文獻(xiàn)《螺栓擰緊力矩的確定方法及相關(guān)探討》[5]中提供的擰緊力矩T與預(yù)緊力F0之間的關(guān)系（見式（1）），可根據(jù)冷緊力矩來確定相應(yīng)的冷緊力：

圖3 螺栓、閥殼（閥蓋）材料物理性能的溫度變化曲線

式中：T為擰緊力矩；T1為用于克服螺紋副的螺紋阻力矩；T2為用于克服螺母和與被連接件（或墊圈）支承面間的端面摩擦力矩；F0為預(yù)緊力；φ為螺紋升角；ρv為螺紋當(dāng)量摩擦角；d為螺紋公稱直徑；d0為螺紋外徑；d2為螺紋中徑；Dw為與支承平面連接的螺母或者墊圈的直徑；u為螺母與被連接件的支承面間的摩擦因數(shù)；K為擰緊力矩系數(shù)，對(duì)于一般加工表面（有潤(rùn)滑狀態(tài)）取值為0.14。

中主門和中調(diào)門螺栓冷緊力矩為分別為1 300 Nm和760 Nm，根據(jù)式（1）則可確定相應(yīng)的預(yù)緊力。

在上述冷緊力作用下，中主門螺栓中最大應(yīng)力出現(xiàn)在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部（偏上側(cè)），達(dá)到87.7 MPa；中調(diào)門螺栓中最大應(yīng)力出現(xiàn)在螺栓下部與閥殼咬合的螺紋第1顆牙根部（偏下側(cè)），應(yīng)力值約為112.2 MPa。此外，螺紋部分與光桿過渡位置應(yīng)力也相對(duì)較大。

2.1.2 熱緊工藝應(yīng)力分析

安裝時(shí)中主門螺栓和中調(diào)門螺栓的熱緊工藝是通過測(cè)量螺栓伸長(zhǎng)量來實(shí)現(xiàn)的。其中，中主門螺栓熱緊后的伸長(zhǎng)量及偏差為：ΔLM=（0.24+0.05）mm，中調(diào)門螺栓熱緊后的伸長(zhǎng)量及偏差為：ΔLM=（0.20+0.05）mm。為了考慮螺栓熱緊工藝伸長(zhǎng)量的偏差影響，螺栓熱緊應(yīng)力分析主要針對(duì)螺栓伸長(zhǎng)量的上下邊界2種情況，即：對(duì)于中主門螺栓：ΔLM=0.24，0.29 mm；對(duì)于中調(diào)門螺栓：ΔLM=0.20，0.25 mm。

（1）中主門螺栓。

對(duì)中主門螺栓施加預(yù)緊力單元，螺栓中最大應(yīng)力出現(xiàn)在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部（偏上側(cè)），如圖4所示。當(dāng)螺栓預(yù)收縮量0.24 mm時(shí)，該處應(yīng)力達(dá)到421.9 MPa；預(yù)收縮量為0.29 mm時(shí)，應(yīng)力達(dá)到514.1 MPa，相比0.24 mm預(yù)緊應(yīng)力提高了92.2 MPa。

圖4 熱緊時(shí)中主門螺栓應(yīng)力分布示意

（2）中調(diào)門螺栓。

對(duì)中調(diào)門螺栓施加預(yù)緊力單元，螺栓中最大應(yīng)力出現(xiàn)在螺栓下部與閥殼咬合的螺紋第1顆牙根部（偏下側(cè)），如圖5所示。當(dāng)螺栓預(yù)收縮量為0.20 mm時(shí)，該處應(yīng)力達(dá)到320.6 MPa；預(yù)收縮量為0.25 mm時(shí)，應(yīng)力達(dá)到412.9 MPa，相比0.20 mm預(yù)緊應(yīng)力提高了92.3 MPa。此外，在螺栓上部螺紋與螺母螺紋牙咬合部位也出現(xiàn)了較大的應(yīng)力。螺紋部分與光桿過渡位置應(yīng)力也相對(duì)較大。

圖5 熱緊時(shí)中調(diào)門螺栓應(yīng)力分布示意

從圖5中也能發(fā)現(xiàn)，即使同一顆螺紋牙，在預(yù)緊力作用下其應(yīng)力分布也是極其不均勻的。

2.2 啟動(dòng)工況

2.2.1 中主門螺栓應(yīng)力分布

圖6給出了啟動(dòng)工況時(shí)中主門再熱蒸汽壓力（PA）與中主門閥殼溫度測(cè)點(diǎn)50%和100%位置溫度差 ΔT（100%—50%）值隨時(shí)間變化曲線。 由于啟動(dòng)工況下溫度應(yīng)力是主要考慮因素，因此，在內(nèi)外壁最大溫差點(diǎn)作為溫度應(yīng)力計(jì)算位置。由圖 6中100%測(cè)點(diǎn)與50%測(cè)點(diǎn)的最大溫度差（約40℃）可推算閥殼內(nèi)外壁溫差約為80℃，相應(yīng)的再熱蒸汽壓力為1.7 MPa。

圖6 啟動(dòng)工況中主門再熱蒸汽壓力與閥殼溫度測(cè)點(diǎn)溫差變化曲線

從啟動(dòng)工況下中主門螺栓的應(yīng)力分析可初步得出，螺栓中的最大應(yīng)力均出現(xiàn)在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部偏上側(cè)（見圖7）：

（1）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.24 mm時(shí)，中主門中各螺栓的最大應(yīng)力在533.8～555.5 MPa范圍內(nèi)變化。啟動(dòng)工況下的螺栓應(yīng)力大于其初始預(yù)緊應(yīng)力（421.9 MPa）約 25%。

（2）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.29 mm時(shí)，中主門中各螺栓的最大應(yīng)力在617.6～644.9 MPa范圍內(nèi)變化。啟動(dòng)工況下的螺栓應(yīng)力大于其初始預(yù)緊應(yīng)力（514.1 MPa）約 20%。

此外，螺栓下部螺紋與閥殼咬合的第1顆牙局部也存在較大的應(yīng)力。

2.2.2 中調(diào)門螺栓應(yīng)力分布

圖8給出了啟動(dòng)工況時(shí)中調(diào)門閥殼溫度測(cè)點(diǎn)50%和100%位置溫差隨時(shí)間變化曲線；中調(diào)門再熱蒸汽壓力見圖6（a）。由于啟動(dòng)工況下溫度應(yīng)力是主要考慮的因素，因此，在內(nèi)外壁最大溫差點(diǎn)作為溫度應(yīng)力計(jì)算位置。由圖中100%測(cè)點(diǎn)與50%測(cè)點(diǎn)的最大溫度差（約30℃）可推算中調(diào)門閥殼內(nèi)外壁溫差約為60℃，相應(yīng)的再熱蒸汽壓力為1.75 MPa。

從啟動(dòng)工況下中調(diào)門螺栓的應(yīng)力分析可總體得出：

（1）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.20 mm時(shí)，各螺栓上的最大應(yīng)力值約在359.4～374.5 MPa范圍變化。最大應(yīng)力均出現(xiàn)在與閥殼咬合的第1顆螺紋牙根部偏下側(cè)（見圖9），但均略大于螺栓的初始預(yù)緊應(yīng)力（320.6 MPa）。

（2）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.25 mm時(shí)，各螺栓上的最大應(yīng)力值約在425.9～445.4 MPa范圍變化。最大應(yīng)力均出現(xiàn)在與閥殼咬合的第1顆螺紋牙根部偏下側(cè)，但均略大于螺栓的初始預(yù)緊應(yīng)力（412.9 MPa）。

圖7 啟動(dòng)工況中主門螺栓局部應(yīng)力分布示意

圖8 啟動(dòng)工況中調(diào)門閥殼溫度測(cè)點(diǎn)溫差變化曲線

2.3 穩(wěn)定工況

2.3.1 中主門螺栓應(yīng)力分布

圖10給出了穩(wěn)定工況時(shí)再熱蒸汽壓力與中主門閥殼溫度測(cè)點(diǎn)50%和100%位置溫度差值隨時(shí)間變化曲線。由于穩(wěn)定工況下蒸汽壓力成為主要考慮因素，因此，在最大再熱蒸汽壓力約為5.25 MPa時(shí)刻獲得的中主門閥殼100%測(cè)點(diǎn)與50%測(cè)點(diǎn)的最大溫度差約為4℃，由此推算出閥殼內(nèi)外壁溫差約為8℃。

從穩(wěn)定工況下中主門螺栓的應(yīng)力分析也可總體得出，螺栓中最大應(yīng)力均出現(xiàn)在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部偏上側(cè)（見圖11）：

圖9 啟動(dòng)工況中調(diào)門螺栓局部應(yīng)力分布示意

圖10 穩(wěn)定工況中主門再熱蒸汽壓力與閥殼溫差變化曲線

（1）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.24 mm時(shí)，不同位置上螺栓的應(yīng)力在401.1～413.5 MPa范圍內(nèi)變化；中主門螺栓的最大應(yīng)力明顯低于螺栓的初始預(yù)緊應(yīng)力（421.9 MPa），平均下降約為5%。

（2）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.29 mm時(shí)，不同位置上螺栓的應(yīng)力值在471.8～486.6 MPa范圍內(nèi)變化；中主門螺栓的最大應(yīng)力明顯低于螺栓的初始預(yù)緊應(yīng)力（514.1 MPa），平均下降約為8%。

圖11 穩(wěn)定工況下中主門螺栓局部應(yīng)力分布

2.3.2 中調(diào)門螺栓應(yīng)力分布

圖12給出了穩(wěn)定工況時(shí)再熱蒸汽壓力與中調(diào)門閥殼溫度測(cè)點(diǎn)（50%和100%位置）的時(shí)間歷程；中調(diào)門再熱蒸汽壓力見圖11（a）。由于穩(wěn)定工況下蒸汽壓力將成為主要考慮的因素，因此，在最大再熱蒸汽壓力約為5.25 MPa時(shí)刻獲得的中調(diào)門閥殼100%測(cè)點(diǎn)與50%測(cè)點(diǎn)的最大溫度差約為2℃，由此推算出閥殼內(nèi)外壁溫差約為4℃。

從穩(wěn)定工況下中調(diào)門螺栓的應(yīng)力分析中也可總體得出，最大應(yīng)力出現(xiàn)在與閥殼咬合的第1顆螺紋牙根部偏下側(cè)：

（1）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.20 mm時(shí)，各螺栓最大應(yīng)力的值約為267～281 MPa。穩(wěn)定工況下中調(diào)門螺栓的最大應(yīng)力明顯低于啟動(dòng)工況下螺栓的最大應(yīng)力（359～374 MPa），下降約24%。同樣也明顯低于其初始預(yù)緊應(yīng)力值（320.6 MPa）約16%。

（2）當(dāng)熱緊伸長(zhǎng)量為0.25 mm時(shí)，各螺栓最大應(yīng)力的最約為326～327 MPa。穩(wěn)定工況下中調(diào)門螺栓的最大應(yīng)力明顯低于啟動(dòng)工況下螺栓的最大應(yīng)力（426～445 MPa），下降約24%。同樣也明顯低于其初始預(yù)緊應(yīng)力值（412.9 MPa）約21%。

導(dǎo)致穩(wěn)定工況下螺栓應(yīng)力下降的主要原因同樣是由于螺栓材料與閥殼材料的線膨脹系數(shù)和彈性模量的溫度曲線不同所致。

圖12 穩(wěn)定工況中調(diào)門閥殼溫度測(cè)點(diǎn)溫差變化曲線

3 有限元應(yīng)力分析討論

3.1 預(yù)緊力過大對(duì)于螺栓斷裂的影響

上汽超超臨界中壓主汽門螺栓和中壓調(diào)節(jié)門螺栓起初預(yù)緊力伸長(zhǎng)量分別設(shè)定為0.40～0.45 mm和0.35～0.40 mm。然而，過高的伸長(zhǎng)量造成較大的預(yù)緊力，從而帶來了一系列問題，如局部表面裂紋在高應(yīng)力和高溫氧化環(huán)境下持續(xù)交互作用[6-7]，從而促進(jìn)裂紋容易擴(kuò)張[8]，長(zhǎng)時(shí)間后等到裂紋擴(kuò)展至一定階段導(dǎo)致大量Alloy783螺栓過早斷裂。

從圖13中斷裂中壓主汽門和調(diào)節(jié)門螺栓可以看出，螺栓斷裂位置與上文介紹的有限元應(yīng)力計(jì)算結(jié)果中應(yīng)力集中最大位置基本一致。由于初始預(yù)緊力偏大導(dǎo)致后期各種服役工況中螺栓應(yīng)力皆偏大，高應(yīng)力對(duì)于裂紋的形成是較大的促進(jìn)因素，尤其對(duì)于SAGBO（應(yīng)力促進(jìn)晶界氧化）[9-10]而言，高應(yīng)力加速了Alloy783合金的晶界氧化形成的損傷區(qū)[11]，間接地促進(jìn)了裂紋的快速發(fā)展。

中壓汽門螺栓由于表面高溫氧化（腐蝕）或者初始加工痕跡等因素會(huì)在表面萌生缺陷（裂紋、空洞等），并降低該局域材料的力學(xué)性能[4，12]。安裝時(shí)伸長(zhǎng)量較大會(huì)進(jìn)一步消耗了材料的延性（或增加材料的脆性），由此導(dǎo)致較早萌生裂紋。上述裂紋和缺陷（見圖14）在較高拉伸預(yù)緊力作用下將處于張開狀態(tài)，并在高溫交變服役環(huán)境下，持續(xù)擴(kuò)展、聚合形成宏觀主導(dǎo)裂紋和新的氧化表面。當(dāng)螺栓剩余承載面積不足以抵抗外載作用時(shí)最終導(dǎo)致了螺栓瞬時(shí)拉伸斷裂。

圖13 斷裂中主門、中調(diào)門螺栓宏觀形貌

圖14 Alloy783螺栓在應(yīng)力下的裂紋萌生和擴(kuò)展

3.2 下調(diào)預(yù)緊力的影響

表1是調(diào)整預(yù)緊力前后各種典型工況下螺栓中應(yīng)力變化情況。其中，表1中的“原值”是按照中壓主汽門和調(diào)節(jié)門螺栓分別預(yù)緊力伸長(zhǎng)量為0.40 mm和0.35 mm并按照上文介紹的相同的條件來進(jìn)行計(jì)算的，作為下調(diào)預(yù)緊力之前的應(yīng)力參照。從表1可以看出，在中壓主汽門和調(diào)節(jié)門螺栓分別下降至0.24/0.29和0.20/0.25以后，在預(yù)緊工況、啟動(dòng)工況和穩(wěn)定工況3種工況下，螺栓中的最大應(yīng)力相比于調(diào)整預(yù)緊力之前皆發(fā)生了明顯的下降。

從表1還可以看出，對(duì)于中主門螺栓和中調(diào)門螺栓，啟動(dòng)工況由于閥體內(nèi)/外壁具有較大的溫差，螺栓該工況下的應(yīng)力值在3種工況中最大，因此也是最容易出現(xiàn)失效斷裂的時(shí)刻。而穩(wěn)定工況時(shí)的螺栓內(nèi)應(yīng)力在3種工況中最小，需要保證閥門不漏氣。

值得指出的是，實(shí)際造成Alloy783螺栓大批量斷裂的綜合因素比較多，如還有螺栓自身由于加工質(zhì)量造成的晶界抗氧化性能下降[13]、螺栓表面缺陷以及安裝時(shí)加熱孔內(nèi)壁過燒[14]等其他的因素。應(yīng)力在這些因素中起著放大效應(yīng)，但并非是唯一的因素，下調(diào)預(yù)緊伸長(zhǎng)量主要是降低應(yīng)力對(duì)于缺陷擴(kuò)展的放大效應(yīng)。

綜合以上分析可以看出安裝時(shí)預(yù)緊力過大對(duì)于上汽超超臨界機(jī)組的Alloy783螺栓大批量斷裂是一個(gè)非常大的促進(jìn)因素。在保證閥門不漏氣的前提下，將預(yù)緊力大幅下調(diào)并切實(shí)執(zhí)行后，短時(shí)間內(nèi)大批量螺栓斷裂問題能得到較大改善。從實(shí)際服役情況來看，下調(diào)預(yù)緊力后螺栓的斷裂比例發(fā)生了非常明顯的下降。

表1 典型工況下中主門（中調(diào)門）螺栓應(yīng)力相對(duì)變化量

4 結(jié)論

以上汽超超臨界機(jī)組中壓汽門螺栓系統(tǒng)為研究對(duì)象，開展典型工況下螺栓整體和局部的三維有限元應(yīng)力分析，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：

（1）安裝時(shí)預(yù)緊力過大是造成上汽超超臨界機(jī)組的Alloy783螺栓大批量斷裂的一個(gè)較大促進(jìn)因素。

（2）螺栓在預(yù)緊、啟動(dòng)、穩(wěn)定3種工況下有限元計(jì)算最大應(yīng)力均集中在螺紋部分與螺母或閥體咬合的第1顆螺牙位置；啟動(dòng)工況時(shí)螺栓內(nèi)應(yīng)力最大。

（3）降低預(yù)緊力伸長(zhǎng)量后，中壓汽門螺栓預(yù)緊力相對(duì)于以往也發(fā)生了明顯的降低，使得螺栓短期斷裂的比例顯著下降。

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