鍋爐汽包下降管焊縫區裂紋問題綜合研究

李 俊，顧沛淵，段 鵬，谷樹超，王 松

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

在鍋爐啟動停機過程中，汽包內部壓力溫度場異常復雜，并且隨著風電、太陽能發電等新能源發電的廣泛發展，為了保證電網穩定，火力發電經常參與調峰，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致汽包產生頻繁交變的熱應力和機械應力，使汽包材料產生疲勞損傷，縮短其使用壽命[1-2]。大量文獻[3-5]分析表明，汽包下降管內轉角點的應力通常最大，而將研究重點集中在內轉角點處，但大量案例[6]表明下降管焊縫區是疲勞裂紋多發區。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，會產生殘余應力[7-8]。不合適的焊接工藝往往會產生較大的焊縫殘余應力，與機組運行過程中的機械應力和熱應力疊加后，合應力能接近甚至超過材料的屈服強度，這是導致其產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的裂紋問題，采用有限元數值模擬和殘余應力現場測試對汽包接管焊接區域的綜合強度進行研究，分析焊縫區裂紋產生的原因，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合循環機組的高壓汽包，由筒體、封頭、下降管、上升管、導氣管、給水管等組成，通過兩個鋼支架支撐，內部承受高溫高壓汽水的作用，蒸汽出口設計壓力12.846 MPa。汽包筒體材質為BHW35，支架材質為Q235-A。

汽包基本幾何尺寸為：筒體內徑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相繼出現裂紋，部分裂紋深度達12 mm，長達70 mm。下降管焊縫區存在消缺補焊區和未補焊區，未補焊區中有未經熱處理區、經過一次熱處理區和經過兩次熱處理區。

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，汽包下降管的應力狀態；采用盲孔法現場測試下降管焊縫區不同區域的殘余應力，將兩者結果疊加處理后獲得其總應力，再進行綜合分析。

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

圖3 汽包計算網格模型

汽包數值模擬的邊界條件比較復雜，具體如下。

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

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

(3)溫度邊界條件：汽包內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測的汽包內壁溫度，作為其內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壁、上部外壁、下部內壁、下部外壁。

圖4 汽包內壓及溫度計算參數

(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力來代替截面上原有的拉應力，拉應力的大小可計算為

(1)

式中Pi——接管截面拉應力；P——汽包內壓；ri——接管內徑；Ri——接管外徑。

(5)重力邊界條件：汽包自重很大，對其結構應力有一定的影響，不應忽略。

3 研究結果

3.1 ANSYS有限元計算結果

汽包最大應力時刻發生在t=32 640 s時(壓力最大時)，其Von mises應力(第四強度當量應力)分布情況如圖5(A)所示，其中應力危險區域主要分布在下降管內轉角、上升管內轉角和導汽管內轉角處。

表1 下降管角焊縫殘余應力測試結果

這是由于汽包筒體開口位置造成的應力集中所致，為應力集中的危險點，在鍋爐啟停過程中需要重點關注。汽包最大應力位置在下降管內轉角處，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，焊接產生的焊縫區材料性能會有所改變，同時焊接還會產生焊接殘余應力，加之汽包內高溫高壓環境，此處容易產生裂紋。因此，需要對此處的應力情況進行具體深入的分析。

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

3.2 焊縫殘余應力測試結果

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

由表1中結果可知，經歷兩次熱處理后，焊縫的殘余應力水平大幅下降，環向殘余應力基本消除，徑向殘余應力已經變為負值；經歷一次熱處理后，其環向殘余應力略高，徑向殘余應力基本消除；在補焊位置的焊縫環向和徑向殘余應力的平均值分別高達144 MPa和123 MPa；未經歷熱處理焊縫區域的殘余應力最大，其環向殘余應力和徑向殘余應力平均值分別高達243.67 Mpa和243 MPa。

3.3 焊縫區綜合應力分析結果

下降管焊縫區的應力狀態較為復雜，由運行中的機械應力、熱應力和焊接產生的殘余應力疊加組成；分析焊縫區的應力強度，應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運行的機械應力、熱應力與應力測試得出的焊縫殘余應力進行疊加，可得出其總應力。

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

σIII=σ1-σ3

(2)

(3)

4 結果討論與分析

該電廠運行時，汽包最大壁溫可達350℃，根據《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；根據鋼板入廠檢驗試驗的統計結果，其屈服強度在350℃時的最小值為385 MPa。下降管焊縫區應力與材料屈服強度對比圖見圖6。

表2 下降管焊縫區疊加后主應力 MPa

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

圖6 下降管焊縫區應力與材料屈服強度對比圖

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

根據文獻[10]，雖然焊縫區局部應力超過屈服強度，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狀態(如圖7中的CB段)，沒有塑性變形產生，即結構具有安定性，不會引起塑性不穩定。但是，在機組頻繁啟動停機的過程中，如此大的應力幅將會增加其疲勞失效的風險，容易造成焊縫疲勞開裂，應對采取合理方式降低焊縫殘余應力同時竭力控制機組啟停頻率。

圖7 材料卸載加載應力-應變曲線

5 建議

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

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

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