1 025 t/h鍋爐集箱接管開裂和預(yù)防

周 峰

上海長興島熱電有限責(zé)任公司

0 前言

上海某電廠1號爐～4號爐均為同型號的SG1025t/h/18.3－M831單鍋筒、亞臨界控制循環(huán)鍋爐。1號爐～4號爐相繼投運(yùn)于1995年4月至1997年9月期間。

2001年5月，檢修人員巡檢發(fā)現(xiàn)1號鍋爐大罩內(nèi)有異常汽水泄漏響聲。此后，在鍋爐檢修后的水壓試驗(yàn)中，發(fā)現(xiàn)屏再出口集箱爐左起數(shù)第8排管②角焊縫管側(cè)開裂，裂紋長度約1/3周長。

2005年1月，檢修人員巡檢發(fā)現(xiàn)2號爐大罩內(nèi)有異常蒸汽泄漏聲響。在隨后2號爐檢修期間，檢查發(fā)現(xiàn)屏再出口集箱爐左起數(shù)第8排管②角焊縫管側(cè)開裂（見圖1）。受其蒸汽噴出影響，相鄰管子的管壁被吹穿（見圖2），由于及時(shí)停爐，幸未造成更大的損壞和影響。

圖1 角焊縫管側(cè)熔合線處開裂情況

圖2 相鄰管子的管壁有2處被吹穿

2005年5月，檢修人員在3號爐檢修中，檢查發(fā)現(xiàn)屏再出口集箱爐右起數(shù)第8排管②角焊縫管側(cè)疑似開裂，后經(jīng)磁粉檢測（MT）確認(rèn)開裂。裂紋幾乎穿透管壁。

檢修人員在2006年1月的鍋爐檢修中，又發(fā)現(xiàn)屏式再熱器出口集箱爐左起第8排的3根接管角焊縫開裂。

4臺鍋爐屏再集箱接管角焊縫相繼發(fā)生開裂，嚴(yán)重威脅到鍋爐的安全運(yùn)行。

1 集箱管座角焊縫管側(cè)熔合線開裂原因分析

鍋爐屏再出口集箱接管管排共60排，每排由7根管子組成。

出口集箱規(guī)格Ф508 mm×30 mm，材料為12Cr1MoV。受熱面規(guī)格為Ф70 mm×5 mm，材料為15CrMoG。屏式再熱器出口集箱設(shè)計(jì)壓力4.3 MPa，設(shè)計(jì)溫度495℃

大罩內(nèi)的屏再出口集箱及接管布置見圖3所示。

圖3 屏再出口集箱接管布置圖

綜合1號～4號鍋爐屏再出口集箱管座角焊縫管側(cè)開裂情況，發(fā)現(xiàn)有以下四個(gè)特點(diǎn)：6根開裂接管均為屏再出口集箱的管①、管②和管③，這6根管均為無彈性接管；開裂部位均為集箱管座角焊縫的管側(cè)熔合線處，裂紋走向與熔合線重合；裂紋位置均為管座角焊縫的下半部；開裂均由管子外表面向內(nèi)壁發(fā)展。

由圖3可見，管①、管②和管③均為兩端固定的平面管段。冷態(tài)時(shí)，管子兩端均受到約束。當(dāng)管段過渡到運(yùn)行狀態(tài)時(shí)，管段會(huì)發(fā)生熱脹變形，管段熱脹變形示意圖見圖4。這時(shí)，管段兩端連接處將受到支座反力和力矩的作用，對管子會(huì)產(chǎn)生附加的軸向彎曲應(yīng)力，管子的最大彎曲應(yīng)力在圖5中的A點(diǎn)處，管段彎矩見圖5。

圖4 管段熱脹變形示意

圖5 管段彎矩圖

分析認(rèn)為，屏再出口集箱管座角焊縫管側(cè)開裂，是由于管段型式設(shè)計(jì)不當(dāng)，管段柔性太小。當(dāng)管段處于高溫運(yùn)行狀態(tài)時(shí)，管段的熱脹變形產(chǎn)生的熱應(yīng)力無法自行均衡，在屏再出口集箱管座角焊縫管側(cè)的下半部產(chǎn)生一個(gè)較大的軸向拉應(yīng)力，經(jīng)過較長時(shí)間高溫運(yùn)行后，最終導(dǎo)致集箱管座角焊縫管側(cè)熔合線處開裂。

2 接管改進(jìn)設(shè)計(jì)和應(yīng)力計(jì)算

針對管型設(shè)計(jì)不當(dāng)、管段柔性太小導(dǎo)致管子開裂的原因，接管方式改造的原則是在接管上加裝一個(gè)彈性彎，使得接管的柔性增大。

根據(jù)不同彈性彎的柔性不同，現(xiàn)提出Ⅰ型和Ⅱ型兩種彈性彎?，F(xiàn)分別計(jì)算了有無彈性彎和接入Ⅰ型和Ⅱ型彈性彎前后，接管應(yīng)力的分布和大小。

首先，需推算15CrMo鋼在495℃，運(yùn)行5萬h導(dǎo)致材料失效的持久強(qiáng)度值。根據(jù)已知的15CrMo鋼高溫持久強(qiáng)度試驗(yàn)值，按照Larson-Miller公式(1)和等溫線外推公式(2)，采用最小二乘法進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，可求得495℃，5×10 h的持久強(qiáng)度為178 MPa。即，接管在495℃蒸汽內(nèi)壓及膨脹約束情況下，在管②角焊縫下側(cè)部位存在約178 MPa的拉應(yīng)力。

公式（1）中：

在如圖3所示，坐標(biāo)原點(diǎn)O為集箱與接管中心軸線交點(diǎn)，考慮到結(jié)構(gòu)關(guān)于Y軸對稱以及在Z方向局部對稱，因此，計(jì)算模型選取結(jié)構(gòu)體的1/2，且深度方向取接管在Z方向的間距的一半114 mm。設(shè)定集箱外壁a點(diǎn)為約束死點(diǎn)，則集箱可自由向Y正向及X方向膨脹，管系可自由向Y負(fù)向及X方向膨脹。接管的計(jì)算模型如圖6所示。

采用有限元計(jì)算軟件，計(jì)算在線彈性理論范圍內(nèi)集箱及管系的應(yīng)力狀態(tài)。根據(jù)管②角焊縫存在約178 MPa的拉應(yīng)力，可得出在內(nèi)壓4.3 MPa、蒸汽溫度495℃下，管段與鍋爐頂棚管的密封點(diǎn)（如圖3所示“b點(diǎn)”）向-Y向自由膨脹為0.008 5 m、+X向膨脹為0（即UY=-0.008 5 m、UX=0）。在未接入彈性彎前，管②接管的等效應(yīng)力分布如圖7所示，管②角焊縫處主應(yīng)力方向如圖8所示。

圖6 管②計(jì)算模型示意圖

將Ⅰ型和Ⅱ型彈性彎分別接入屏再出口集箱接管。經(jīng)計(jì)算，獲得管①、管②和管③角焊縫管側(cè)外表面應(yīng)力和管子最大應(yīng)力值，應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見表1。

圖7 管②角焊縫處等效應(yīng)力分布

圖8 管②角焊縫處主應(yīng)力方向示意圖

表1 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果表

3 應(yīng)力計(jì)算結(jié)果分析

1）由表1應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可見，管②在無彈性彎的情況下，集箱管座角焊縫管側(cè)應(yīng)力為178 MPa。接入Ⅰ型彈性彎后，由于彈性彎的應(yīng)力釋放作用，使得該處的應(yīng)力陡降至40 MPa，應(yīng)力降幅達(dá)77.5%。接入Ⅱ型彈性彎后，使得該處的應(yīng)力降至38 MPa，應(yīng)力降幅達(dá)78.7%。這表明，接入彈性彎對降低集箱管座角焊縫的應(yīng)力水平是非常明顯和有效的。

綜合考慮Ⅰ型和Ⅱ型彈性彎對管座角焊縫應(yīng)力影響、對彎管C點(diǎn)（即順汽流方向，彈性彎第2彎頭的內(nèi)弧側(cè)）最大應(yīng)力的影響，以及對管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)阻力的影響，決定選用Ⅰ型彈性彎來改造屏再出口集箱原接管。

2）由接入Ⅰ型彈性彎后管座角焊縫應(yīng)力計(jì)算結(jié)果可見，管①和管③應(yīng)力值分別為55 MPa和30 MPa，該應(yīng)力值遠(yuǎn)低于15CrMo鋼在495℃時(shí)的許用應(yīng)力值（96 MPa），據(jù)此認(rèn)為，接入Ⅰ型彈性彎后，屏再出口集箱管①和管③管座角焊縫處的運(yùn)行是足夠安全的。

3）由表1數(shù)據(jù)可見，在接入Ⅰ型彈性彎后，管①、管②和管③彎管“C”點(diǎn)的最大應(yīng)力分別為87 MPa、99 MPa和105 MPa。其中，管②和管③的最大應(yīng)力值略大于鋼管（15CrMo鋼）495℃的許用應(yīng)力值（96 MPa）。然而，管系應(yīng)力計(jì)算是建立在彎管內(nèi)外弧壁厚均為接管名義壁厚（5 mm）的數(shù)學(xué)模型上。實(shí)際上，彎管外弧側(cè)實(shí)際壁厚要小于直管壁厚值。根據(jù)彎管內(nèi)外弧壁厚實(shí)測結(jié)果，經(jīng)計(jì)算，管①、管②和管③彎管C點(diǎn)的最大應(yīng)力分別為5 9 MPa、67 MPa和71 MPa。該數(shù)據(jù)均小于材料的許用應(yīng)力值（96 MPa），故彈性彎的安全運(yùn)行也是有保證的。

4 接入彈性彎前后接管工質(zhì)流量和壁溫變化情況評估

根據(jù)流體力學(xué)和傳熱學(xué)得知，在直管中接入一段彎管，將增加該接管中工質(zhì)流動(dòng)的阻力，降低管中工質(zhì)流動(dòng)的速度和減少管中工質(zhì)的流量，因此導(dǎo)致管壁溫度有所升高。

現(xiàn)將彈性彎分別接入屏再出口集箱的管①、管②和管③，管中工質(zhì)流量減少和管壁溫度升高值是否超出允許范圍，會(huì)否給接管安全運(yùn)行帶來不利影響，就成為一個(gè)不容回避的問題。

有人曾對同類型鍋爐屏式再熱器受熱面壁溫進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果表明，在BCR（鍋爐連續(xù)額定出力）工況下，原管①、管②和管③的最高壁溫分別為540℃、528℃和531℃。

現(xiàn)對管①、管②和管③分別接入Ⅰ型彈性彎后的受熱面溫度計(jì)算，結(jié)果表明，由于彈性彎的接入，這3根管中工質(zhì)流量減少值均小于3%，管子最高壁溫值增加了3～5℃。該壁溫增加值（3～5℃）相對于最高壁溫值（540℃）約為1%，由此認(rèn)為，該壁溫升高值對管壁最高溫度值影響不大，且最高壁溫值仍在材料允許范圍之內(nèi)。故3～5℃的溫度增加值，不影響這3根接管的安全運(yùn)行。

5 結(jié)論和建議

綜合上述計(jì)算和分析結(jié)果，可以得出以下結(jié)論和建議。

1）屏再出口集箱管座角焊縫管側(cè)開裂原因是接管型式設(shè)計(jì)不當(dāng)，接管柔性太小。當(dāng)接管處于高溫運(yùn)行狀態(tài)時(shí)，管②角焊縫管側(cè)的軸向彎曲應(yīng)力（約為178 MPa）已超過鋼管材料在工作溫度下（495℃）5萬h的持久強(qiáng)度值，經(jīng)過約5萬h后，集箱接管角焊縫管側(cè)熔合線處先后開裂。

2）管①、管②和管③分別接入Ⅰ型彈性彎后，其角焊縫管側(cè)應(yīng)力分別降至55 MPa、40 MPa和30 MPa，應(yīng)力值均遠(yuǎn)低于鋼管材料495℃的許用應(yīng)力值（96 MPa），由此認(rèn)為，接入Ⅰ型彈性彎對降低集箱管座角焊縫的應(yīng)力水平是非常有效和明顯的。

3）Ⅰ型彈性彎分別接入管①管②和管③，該3根管中工質(zhì)流量減少值均小于3%，管子最高壁溫值增加3～5℃。壁溫增加值相對于最高壁溫值變化不大?？梢哉J(rèn)為，這3～5℃的溫度增加值，不影響屏再受熱面的安全運(yùn)行。

4）建議在對接管進(jìn)行改造之前，對被改造接管的角焊縫進(jìn)行逐根MT檢測（磁粉探傷），及時(shí)發(fā)現(xiàn)和處理以前可能遺留的角焊縫微裂問題（即管壁開裂但未裂穿問題），確保集箱接管長期安全運(yùn)行。