李 俊，顧沛淵，段 鵬，谷樹超，王 松

(1.上海明華電力技術(shù)工程有限公司，上海 200090；2.上海吳涇發(fā)電有限責(zé)任公司，上海 200241)

在鍋爐啟動停機過程中，汽包內(nèi)部壓力溫度場異常復(fù)雜，并且隨著風(fēng)電、太陽能發(fā)電等新能源發(fā)電的廣泛發(fā)展，為了保證電網(wǎng)穩(wěn)定，火力發(fā)電經(jīng)常參與調(diào)峰，這使得汽包長期處于急劇的變負荷工況中。

頻繁的啟停和變負荷會導(dǎo)致汽包產(chǎn)生頻繁交變的熱應(yīng)力和機械應(yīng)力，使汽包材料產(chǎn)生疲勞損傷，縮短其使用壽命[1-2]。大量文獻[3-5]分析表明，汽包下降管內(nèi)轉(zhuǎn)角點的應(yīng)力通常最大，而將研究重點集中在內(nèi)轉(zhuǎn)角點處，但大量案例[6]表明下降管焊縫區(qū)是疲勞裂紋多發(fā)區(qū)。汽包下降管與汽包筒體是通過焊接連接的，受焊接工藝的影響，會產(chǎn)生殘余應(yīng)力[7-8]。不合適的焊接工藝往往會產(chǎn)生較大的焊縫殘余應(yīng)力，與機組運行過程中的機械應(yīng)力和熱應(yīng)力疊加后，合應(yīng)力能接近甚至超過材料的屈服強度，這是導(dǎo)致其產(chǎn)生裂紋的一個重要因素。

本文針對上海某電廠汽包下降管焊縫區(qū)的裂紋問題，采用有限元數(shù)值模擬和殘余應(yīng)力現(xiàn)場測試對汽包接管焊接區(qū)域的綜合強度進行研究，分析焊縫區(qū)裂紋產(chǎn)生的原因，并給出其安全性能評估。

1 研究對象

本文研究對象為上海某燃氣蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組的高壓汽包，由筒體、封頭、下降管、上升管、導(dǎo)氣管、給水管等組成，通過兩個鋼支架支撐，內(nèi)部承受高溫高壓汽水的作用，蒸汽出口設(shè)計壓力12.846 MPa。汽包筒體材質(zhì)為BHW35，支架材質(zhì)為Q235-A。

汽包基本幾何尺寸為：筒體內(nèi)徑D=2 100 mm，壁厚90 mm，筒身長L=14 500 mm，如圖1所示。

汽包在封頭側(cè)配置有兩根集中下降管，采用插入式焊接方式連接，其剖面圖如圖2所示。

圖1 汽包幾何圖

圖2 下降管剖面圖

該電廠多個機組高壓汽包下降管焊縫區(qū)相繼出現(xiàn)裂紋，部分裂紋深度達12 mm，長達70 mm。下降管焊縫區(qū)存在消缺補焊區(qū)和未補焊區(qū)，未補焊區(qū)中有未經(jīng)熱處理區(qū)、經(jīng)過一次熱處理區(qū)和經(jīng)過兩次熱處理區(qū)。

2 研究方法

采用有限元軟件ANSYS模擬計算機組啟動運行過程中，汽包下降管的應(yīng)力狀態(tài)；采用盲孔法現(xiàn)場測試下降管焊縫區(qū)不同區(qū)域的殘余應(yīng)力，將兩者結(jié)果疊加處理后獲得其總應(yīng)力，再進行綜合分析。

為了便于數(shù)值模擬，對有限元計算模型進行適當(dāng)簡化：(1)忽略加藥管等較小的開孔結(jié)構(gòu)，將整個模型近似為對稱結(jié)構(gòu)，取其四分之一結(jié)構(gòu)進行模擬；(2)忽略其他焊縫結(jié)構(gòu)，只建立下降管的焊縫；(3)將封頭簡化為密封半球體。整個汽包的計算網(wǎng)格模型如圖3所示。

圖3 汽包計算網(wǎng)格模型

汽包數(shù)值模擬的邊界條件比較復(fù)雜，具體如下。

(1)位移邊界條件：兩個對稱面上設(shè)置對稱邊界；汽包Y向(豎直方向)位移由鋼支架約束，將支架底面Y向位移設(shè)為零。

(2)內(nèi)壓邊界條件：汽包承受高壓汽水的作用，需在內(nèi)壁施加壓力邊界條件，將運行過程中實時監(jiān)測的內(nèi)壁壓力數(shù)據(jù)作為內(nèi)壓邊界條件進行施加，見圖4。

(3)溫度邊界條件：汽包內(nèi)壁受高溫高壓的蒸汽和水的作用，外壁由保溫石棉進行隔熱。將運行過程中實時監(jiān)測的汽包內(nèi)壁溫度，作為其內(nèi)壁溫度邊界條件進行施加；對于汽包外壁，保守情況是采用絕熱邊界條件，本文直接施加實時監(jiān)測的汽包外壁溫度，其中up in、up out、low in、low out分別表示汽包上部內(nèi)壁、上部外壁、下部內(nèi)壁、下部外壁。

圖4 汽包內(nèi)壓及溫度計算參數(shù)

(4)截斷邊界條件：由于對下降管、上升管等接管都做了截斷處理，因此在截斷面上施加等效拉應(yīng)力來代替截面上原有的拉應(yīng)力，拉應(yīng)力的大小可計算為

(1)

式中Pi——接管截面拉應(yīng)力；P——汽包內(nèi)壓；ri——接管內(nèi)徑；Ri——接管外徑。

(5)重力邊界條件：汽包自重很大，對其結(jié)構(gòu)應(yīng)力有一定的影響，不應(yīng)忽略。

3 研究結(jié)果

3.1 ANSYS有限元計算結(jié)果

汽包最大應(yīng)力時刻發(fā)生在t=32 640 s時(壓力最大時)，其Von mises應(yīng)力(第四強度當(dāng)量應(yīng)力)分布情況如圖5(A)所示，其中應(yīng)力危險區(qū)域主要分布在下降管內(nèi)轉(zhuǎn)角、上升管內(nèi)轉(zhuǎn)角和導(dǎo)汽管內(nèi)轉(zhuǎn)角處。

表1 下降管角焊縫殘余應(yīng)力測試結(jié)果

這是由于汽包筒體開口位置造成的應(yīng)力集中所致，為應(yīng)力集中的危險點，在鍋爐啟停過程中需要重點關(guān)注。汽包最大應(yīng)力位置在下降管內(nèi)轉(zhuǎn)角處，最大值為378.8 MPa。

汽包下降管接頭與汽包筒體是通過焊接連接的，焊接產(chǎn)生的焊縫區(qū)材料性能會有所改變，同時焊接還會產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力，加之汽包內(nèi)高溫高壓環(huán)境，此處容易產(chǎn)生裂紋。因此，需要對此處的應(yīng)力情況進行具體深入的分析。

通過有限元分析，下降管焊縫區(qū)的最大應(yīng)力發(fā)生在t=46 980 s時，其背面焊縫30°到60°區(qū)域的應(yīng)力比較大，屬于應(yīng)力危險區(qū)域，最大應(yīng)力為296.2 MPa出現(xiàn)在背面焊縫約380處，如圖5(b)所示。

3.2 焊縫殘余應(yīng)力測試結(jié)果

采用盲孔法測試汽包下降管焊縫殘余應(yīng)力，分別選取了未經(jīng)熱處理、經(jīng)過補焊但未熱處理、經(jīng)過一次熱處理和經(jīng)過兩次熱處理的焊縫區(qū)域進行測試，最終測試結(jié)果如表1所示。

由表1中結(jié)果可知，經(jīng)歷兩次熱處理后，焊縫的殘余應(yīng)力水平大幅下降，環(huán)向殘余應(yīng)力基本消除，徑向殘余應(yīng)力已經(jīng)變?yōu)樨撝担唤?jīng)歷一次熱處理后，其環(huán)向殘余應(yīng)力略高，徑向殘余應(yīng)力基本消除；在補焊位置的焊縫環(huán)向和徑向殘余應(yīng)力的平均值分別高達144 MPa和123 MPa；未經(jīng)歷熱處理焊縫區(qū)域的殘余應(yīng)力最大，其環(huán)向殘余應(yīng)力和徑向殘余應(yīng)力平均值分別高達243.67 Mpa和243 MPa。

3.3 焊縫區(qū)綜合應(yīng)力分析結(jié)果

下降管焊縫區(qū)的應(yīng)力狀態(tài)較為復(fù)雜，由運行中的機械應(yīng)力、熱應(yīng)力和焊接產(chǎn)生的殘余應(yīng)力疊加組成；分析焊縫區(qū)的應(yīng)力強度，應(yīng)考慮三者的綜合作用。將ANSYS有限元分析得出的下降管焊縫區(qū)運行的機械應(yīng)力、熱應(yīng)力與應(yīng)力測試得出的焊縫殘余應(yīng)力進行疊加，可得出其總應(yīng)力。

提取下降管焊縫區(qū)應(yīng)力危險點，見圖5(b)數(shù)據(jù)，將其有限元計算的應(yīng)力結(jié)果分別與未經(jīng)熱處理、經(jīng)過補焊但未熱處理、經(jīng)過一次熱處理和經(jīng)過兩次熱處理區(qū)域的測試平均殘余應(yīng)力進行疊加，疊加過程忽略焊縫軸向殘余應(yīng)力和殘余切應(yīng)力。由文獻[11]中提供的主應(yīng)力計算公式，計算出疊加后焊縫區(qū)3個應(yīng)力危險點的三個主應(yīng)力；再由式(2)和式(3)計算得出其第三和第四強度應(yīng)力，最終計算結(jié)果如表2所示。

σIII=σ1-σ3

(2)

(3)

4 結(jié)果討論與分析

該電廠運行時，汽包最大壁溫可達350℃，根據(jù)《火電廠金屬材料手冊》[9]，對于板厚小于100 mm的BHW35鋼常溫下在350℃下保證的最低屈服點為333 MPa；根據(jù)鋼板入廠檢驗試驗的統(tǒng)計結(jié)果，其屈服強度在350℃時的最小值為385 MPa。下降管焊縫區(qū)應(yīng)力與材料屈服強度對比圖見圖6。

表2 下降管焊縫區(qū)疊加后主應(yīng)力 MPa

注：σ1代表第一主應(yīng)力；σ2代表第二主應(yīng)力；σ3代表第三主應(yīng)力；σIII代表第三強度應(yīng)力；σIV代表第四強度應(yīng)力。

圖6 下降管焊縫區(qū)應(yīng)力與材料屈服強度對比圖

由圖6可知，以第三強度應(yīng)力分析，下降管焊縫區(qū)未熱處理和補焊處的總應(yīng)力都遠高于材料的屈服強度，實際上已經(jīng)屈服并產(chǎn)生塑性變形；經(jīng)歷一次熱處理后，其總應(yīng)力明顯減小，但依然高于《火電廠金屬材料手冊》中的最低屈服點。這部分應(yīng)力只存在汽包的局部區(qū)域里，即使達到或超過材料的屈服強度，由于其應(yīng)力范圍周圍的廣大地區(qū)仍處于彈性，不會使容器產(chǎn)生大的塑性變形。

根據(jù)文獻[10]，雖然焊縫區(qū)局部應(yīng)力超過屈服強度，存在局部的塑性變形，但是未超過，在卸載后重新加載時將完全呈彈性循環(huán)狀態(tài)(如圖7中的CB段)，沒有塑性變形產(chǎn)生，即結(jié)構(gòu)具有安定性，不會引起塑性不穩(wěn)定。但是，在機組頻繁啟動停機的過程中，如此大的應(yīng)力幅將會增加其疲勞失效的風(fēng)險，容易造成焊縫疲勞開裂，應(yīng)對采取合理方式降低焊縫殘余應(yīng)力同時竭力控制機組啟停頻率。

圖7 材料卸載加載應(yīng)力-應(yīng)變曲線

5 建議

(1)不考慮焊接殘余應(yīng)力，汽包應(yīng)力危險點主要集中在汽包筒體與接管的縱向界面內(nèi)轉(zhuǎn)角處，其中下降管內(nèi)轉(zhuǎn)角處應(yīng)力最大，這些區(qū)域應(yīng)是機組停機檢修時重點關(guān)注區(qū)域。

(2)除了運行過程中的機械應(yīng)力和熱應(yīng)力，焊接殘余應(yīng)力對汽包接管焊縫區(qū)的總應(yīng)力貢獻很大，未經(jīng)熱處理區(qū)域的總應(yīng)力要遠高于材料的屈服強度，采用適當(dāng)方式消除焊縫殘余應(yīng)力十分必要。

(3)焊縫區(qū)局部應(yīng)力高于材料屈服強度，材料局部屈服，仍具有安定性，不會引起塑性不穩(wěn)定，但會加大其疲勞破壞的風(fēng)險，對于此種狀況，應(yīng)竭力控制機組的啟停頻率。