王 賓，荊洪陽，李慶釗

（1.軍事交通學(xué)院裝運(yùn)機(jī)械系，天津市，300161；2.天津大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院，天津市，300072；3.天津電力公司，天津市，300561）

0 引言

目前，在鍋爐熱管失效的事例中，安全閥與設(shè)備連接焊縫頻繁出現(xiàn)裂紋已成為一個(gè)非常突出的問題。由于安全閥動(dòng)作時(shí)，對(duì)管道產(chǎn)生很大的排汽反力，往往導(dǎo)致焊縫開裂，其失效后高壓、高溫蒸汽對(duì)設(shè)備、人身安全的危害極大。因此，研究預(yù)防電力設(shè)備安全閥連接焊縫失效的方法對(duì)電力安全生產(chǎn)具有十分重要的現(xiàn)實(shí)意義。

為了防止焊縫出現(xiàn)裂紋，需要對(duì)焊縫進(jìn)行材料性能和應(yīng)力分析，分析其可能的失效原因。以天津某電廠為例，該廠機(jī)組已累計(jì)運(yùn)行12萬h，為了了解管道在使用中組織、性能的變化以及安全閥動(dòng)作時(shí)的焊縫應(yīng)力狀況，對(duì)管材試樣進(jìn)行了化學(xué)成分分析、力學(xué)性能試驗(yàn)、金相分析和高溫拉伸性能試驗(yàn)，并對(duì)管道進(jìn)行了有限元數(shù)值分析，以便獲得連接焊縫部位在安全閥動(dòng)作時(shí)的應(yīng)力狀況。

1 化學(xué)成分分析

本試驗(yàn)所用的材料為鍋爐管道監(jiān)督段切取的帶有環(huán)焊縫的直管段，其化學(xué)成分見表1。由表l可知，監(jiān)督段部分材料在高溫和應(yīng)力條件下運(yùn)行12萬h之后其化學(xué)成分變化不大，基本符合國家標(biāo)準(zhǔn)。

2 顯微組織分析

監(jiān)督段管道母材顯微組織如圖1所示，其組織接近于完全球化，其中白色晶粒為鐵素體，黑色晶粒為碳化物，在原珠光體位置的碳化物已經(jīng)完全球化，球化級(jí)別為3.5級(jí)。另外，在鐵素體的晶界上碳化物已經(jīng)有所聚集。

表1 試驗(yàn)材料的化學(xué)成分Tab.1 Test material chemical composition %

熱影響區(qū)顯微組織如圖2所示，組織為鐵素體＋回火貝氏體。熱影響區(qū)處于中度老化階段，其寬度平均為3 mm。焊縫顯微組織如圖3所示，組織為回火貝氏體。沒有發(fā)現(xiàn)其他明顯缺陷。

3 力學(xué)性能

3.1 常溫力學(xué)性能

依據(jù)國標(biāo)GB/T 228—2002[3]和GB/T 2651—1989[4]選取母材和焊接接頭分別進(jìn)行了拉伸試驗(yàn)，依據(jù)國標(biāo)GB/T 229—1994[5]和 GB/T 2650—1989[6]選取母材和焊接接頭分別進(jìn)行了夏比沖擊試驗(yàn)，表2給出了屈服強(qiáng)度 Rel、抗拉強(qiáng)度 Rm、延伸率 A11.3、斷面收縮率 Z、沖擊功Ak的測(cè)試結(jié)果。

依據(jù)國標(biāo)GB/T 4340.1—1999[7]對(duì)管段進(jìn)行了維氏試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖4所示。圖4表明，焊縫的硬度高于熱影響區(qū)，熱影響區(qū)的硬度高于母材，由此也可以說明為什么接頭試樣斷裂的部位不在焊縫熱影響區(qū)，而是在硬度較低的母材上。

表2 運(yùn)行12萬h 12CrlMoV鋼蒸汽管道常溫力學(xué)性能Tab.2 12CrlMoV steel steam pipe ambient temperature mechanical performance after 120000-hour's operation

3.2 高溫力學(xué)性能

根據(jù)GB/T 4338—1995[8]，在540℃對(duì)試樣進(jìn)行拉伸試驗(yàn)，所得高溫力學(xué)性能數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 運(yùn)行12萬h 12Cr1MoV鋼蒸汽管道高溫力學(xué)性能Tab.3 12CrlMoV steel steam pipe high temperature mechanical performance after 120000-hour's operation

根據(jù)GB/T150—1998《鋼制壓力容器》[9]，許用應(yīng)力是鋼材的各項(xiàng)強(qiáng)度數(shù)據(jù)分別除以相應(yīng)的安全系數(shù)，取其中的最小值。12Cr1MoV鋼540℃運(yùn)行12萬h安全系數(shù) nb為 3，ns為 1.6。根據(jù)表 3，母材的許用應(yīng)力[σ]t為78.5MPa，焊接接頭的許用應(yīng)力[σ]t為 63MPa。

4 應(yīng)力分析

4.1 結(jié)構(gòu)模型與計(jì)算條件

要獲得安全閥動(dòng)作時(shí)連接焊縫部位的應(yīng)力狀態(tài)，可以通過試驗(yàn)測(cè)試或者數(shù)值模擬的方法得到，由于安全閥動(dòng)作時(shí)很難通過試驗(yàn)測(cè)得連接焊縫部位的應(yīng)力，所以有限元數(shù)值分析方法是更簡便、更可行的方法。

本課題研究過程中選用CAESARII管道應(yīng)力分析軟件對(duì)安全閥動(dòng)作時(shí)連接焊縫部位的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了模擬。

根據(jù)電廠所提供的設(shè)計(jì)圖及現(xiàn)場(chǎng)勘察，利用CAESARII管道應(yīng)力分析軟件獲得安全閥連接管道的結(jié)構(gòu)如圖5所示。熱管與過熱器集箱相連，在分析過程中熱管的下端設(shè)為固定約束。

表4 安全閥動(dòng)作時(shí)的計(jì)算條件Tab.4 Calculation condition of safety valve under action

4.2 應(yīng)力分析結(jié)果

利用CAESARII管道應(yīng)力分析軟件計(jì)算的安全閥關(guān)閉的應(yīng)力分析報(bào)告和安全閥動(dòng)作時(shí)的應(yīng)力分析報(bào)告見表5。

表5 應(yīng)力分析報(bào)告Tab.5 Stress analysis report MPa

從安全閥關(guān)閉時(shí)的應(yīng)力報(bào)告可以看出，在安全閥與熱管的連接焊縫處產(chǎn)生的等效應(yīng)力為8.02 MPa，其值遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于焊縫運(yùn)行12萬h后在540℃下的許用應(yīng)力[σ]t（母材78.5 MPa，焊接接頭63 MPa）。安全閥動(dòng)作時(shí)的應(yīng)力報(bào)告給出了由于安全閥排放所產(chǎn)生的最大動(dòng)態(tài)應(yīng)力，其等效應(yīng)力大小為48.01 MPa。由2個(gè)應(yīng)力報(bào)告比較可以看出：當(dāng)安全閥動(dòng)作時(shí)將會(huì)在焊縫部位產(chǎn)生很大的應(yīng)力，其值是安全閥關(guān)閉時(shí)的6倍。雖然這個(gè)應(yīng)力還沒有達(dá)到母材和焊接接頭的許用應(yīng)力，但是已經(jīng)比較接近焊接接頭的許用應(yīng)力63 MPa。

5 失效綜合分析

安全閥連接焊縫產(chǎn)生裂紋與其服役條件和材料特性緊密相關(guān)，通過以上的材料性能測(cè)試和應(yīng)力分析可以找到失效的原因[10]。

（1）安全閥連接焊縫在經(jīng)過12萬h的高溫和應(yīng)力條件下的運(yùn)行，成分基本符合國家標(biāo)準(zhǔn)，所以成分的變化對(duì)安全閥連接焊縫產(chǎn)生裂紋的貢獻(xiàn)不大。

（2）珠光體的球化和碳化物的聚集是安全閥連接焊縫的常溫和高溫力學(xué)性能迅速下降的重要原因，它對(duì)安全閥連接焊縫產(chǎn)生裂紋的貢獻(xiàn)很大。

（3）由于安全閥連接焊縫處于長時(shí)間的高溫蒸汽和應(yīng)力條件下工作，高溫腐蝕可能使管壁減薄，珠光體的球化和碳化物的聚集會(huì)導(dǎo)致蠕變強(qiáng)度和持久強(qiáng)度降低；焊縫雖然經(jīng)過熱處理，但由于管道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，焊接殘余應(yīng)力不可能消除徹底。因此高溫腐蝕、蠕變強(qiáng)度和持久強(qiáng)度的降低以及焊縫中存在的內(nèi)應(yīng)力缺陷也是安全閥連接焊縫產(chǎn)生裂紋的重要原因。

（4）安全閥動(dòng)作時(shí)在焊縫部位產(chǎn)生6倍于正常狀態(tài)下的應(yīng)力，這個(gè)應(yīng)力不僅其數(shù)值接近了許用應(yīng)力，而且是一個(gè)瞬間的動(dòng)態(tài)應(yīng)力，所以安全閥動(dòng)作時(shí)產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)安全閥連接焊縫處產(chǎn)生裂紋的貢獻(xiàn)很大。

綜上所述，導(dǎo)致焊縫部位產(chǎn)生裂紋的主要原因可歸結(jié)為溫度和應(yīng)力2種因素。由于安全閥連接焊縫在長期的高溫和應(yīng)力條件下運(yùn)行，所以由溫度引起的材料性能下降是不可避免的。針對(duì)這種情況，需要研究預(yù)防安全閥連接焊縫失效的可行方法就應(yīng)該從減少安全閥動(dòng)作時(shí)在焊縫處產(chǎn)生的應(yīng)力入手。

6 防止安全閥連接焊縫失效的方法

從安全閥動(dòng)作時(shí)的推力應(yīng)力分析，可以看出在安全閥動(dòng)作時(shí)時(shí)，會(huì)在圖5中放空管的起始端彎頭處產(chǎn)生一個(gè)很大推力，從而導(dǎo)致在焊縫處產(chǎn)生了6倍于正常應(yīng)力的應(yīng)力值。利用CAESARII管道應(yīng)力分析軟件，在彎頭處施加1個(gè)Y方向約束，獲得安全閥動(dòng)作時(shí)在焊縫處的等效力值36.48 MPa，減少了24%。所以研制1套設(shè)備在彎頭下方處當(dāng)安全閥動(dòng)作時(shí)起到沿Y方向約束的作用可以大大降低焊縫處的應(yīng)力，從而可以達(dá)到預(yù)防安全閥連接焊縫失效的目的。研制的預(yù)防安全閥連接焊縫失效的裝置必須實(shí)現(xiàn)以下2個(gè)目標(biāo)：

（1）在安全閥動(dòng)作時(shí)，裝置相當(dāng)于1個(gè)剛性約束，能夠承受安全閥排汽引起的推力，保護(hù)所支撐的管道不會(huì)因承受偶然沖擊載荷而損壞，同時(shí)降低安全閥連接焊縫處的應(yīng)力。

（2）在管道處于正常工況下，它能適應(yīng)管道由于熱脹冷縮引起的緩慢移動(dòng)，而對(duì)管道幾乎沒有支撐。即在管道緩慢移動(dòng)時(shí)，裝置也隨著移動(dòng)，裝置對(duì)管道產(chǎn)生的作用力很小。

根據(jù)以上要求，研制一種速度反應(yīng)靈敏的液壓式阻尼器將會(huì)很好地預(yù)防安全閥連接焊縫失效[11]。

6.1 液壓式阻尼器的工作原理

液壓阻尼器在安全閥關(guān)閉時(shí)其活塞的移動(dòng)行程與管道因熱脹冷縮作用在阻尼器上的載荷F成正比，即F較小時(shí)，阻尼器的活塞能夠自由移動(dòng)。當(dāng)安全閥動(dòng)作時(shí)，阻尼器的活塞運(yùn)動(dòng)速度驟降為0，即F超過一定值時(shí)，阻尼器瞬間成為剛性支撐，活塞不能自由移動(dòng)。其結(jié)構(gòu)原理如圖6所示[12]，當(dāng)活塞向液壓缸尾部移動(dòng)時(shí)，活塞左側(cè)的油液經(jīng)阻尼控制閥流向儲(chǔ)油箱，最后流回活塞的右側(cè)；當(dāng)活塞向液壓缸頭部移動(dòng)時(shí)，活塞右側(cè)的油液經(jīng)阻尼控制閥流向儲(chǔ)油箱，最后流回活塞的左側(cè)。

在液壓阻尼器的結(jié)構(gòu)中，阻尼控制閥是關(guān)鍵。當(dāng)油液如圖6所示方向流動(dòng)時(shí)，在流速V＜V閉（V閉為活塞運(yùn)動(dòng)速度驟降為0之前的最大運(yùn)動(dòng)速度）時(shí)，小彈簧能夠支撐住閥芯，從而油液可以通過，活塞能夠移動(dòng)。當(dāng)V＞V閉時(shí)，流動(dòng)的油液會(huì)對(duì)閥芯產(chǎn)生很大的推力，從而閥芯克服小彈簧的支撐，使阻尼器閉鎖，油液則不能通過，活塞停止移動(dòng)。

6.2 液壓阻尼器的設(shè)計(jì)

液壓阻尼器的設(shè)計(jì)根據(jù)《機(jī)械設(shè)計(jì)手冊(cè)》液壓傳動(dòng)部分進(jìn)行設(shè)計(jì)。根據(jù)手冊(cè)可以確定液壓缸類型、基本參數(shù)、缸筒材料、缸筒內(nèi)壁厚度、密封材料、介質(zhì)材料、活塞參數(shù)和密封形式，以及活塞桿參數(shù)、材料和結(jié)構(gòu)形式[11]。

由于阻尼器在安全閥關(guān)閉時(shí)必須適應(yīng)管道熱脹冷縮而引起的往復(fù)運(yùn)動(dòng)，所以液壓缸選用單桿活塞式雙作用液壓缸。

為了提高液壓式阻尼器的可靠性，延長其壽命，活塞選用如圖7所示的內(nèi)阻式結(jié)構(gòu)。內(nèi)阻式液壓阻尼器具有重心與受力線重合、導(dǎo)向性好、延長密封件和油缸壽命等優(yōu)點(diǎn)。

7 結(jié)論

（1）以天津某電廠的與過熱器集箱相連的安全閥連接焊縫為例，在對(duì)熱管及焊縫取樣進(jìn)行性能和應(yīng)力分析的基礎(chǔ)之上分析了安全閥連接焊縫的失效機(jī)制，得出了安全閥連接焊縫失效的原因主要是長時(shí)間的高溫、應(yīng)力工作條件使材料性能下降和安全閥動(dòng)作時(shí)的排汽反力過大2個(gè)原因。

（2）由于熱管在工作過程中材料性能下降的不可避免性，所以選擇了研制液壓阻尼器來減少安全閥動(dòng)作時(shí)的排汽反力，通過CAESARII管道應(yīng)力分析軟件進(jìn)行了數(shù)值模擬分析了應(yīng)用阻尼器時(shí)安全閥連接焊縫處的應(yīng)力狀態(tài)，證明了阻尼器用于防止安全閥連接焊縫失效的效果良好。

[1]GB/T 5310—1995高壓鍋爐用無縫鋼管[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1995.

[2]GB/T 5118—1995低合金鋼焊條[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1995.

[3]GB/T 228—2002金屬材料室溫拉伸試驗(yàn)方法[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2002.

[4]GB/T 2651—1989焊接接頭拉伸試驗(yàn)方法[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1989.

[5]GB/T 229—1994金屬夏比缺口沖擊試驗(yàn)方法[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1994.

[6]GB/T 2650—1989焊接接頭沖擊試驗(yàn)方法[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1989.

[7]GB/T 4340.1—1999金屬維氏硬度試驗(yàn)第1部分:試驗(yàn)方法[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1999.

[8]GB/T 4338—1995金屬材料高溫拉伸試驗(yàn)[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1995.

[9]GB/T 150—1998鋼制壓力容器[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，1998.

[10]張光純.大型電站鍋爐事故分析及預(yù)防措施[M].北京：機(jī)械工業(yè)出版社，1990.

[11]劉銀水,周勇.液壓阻尼器動(dòng)靜態(tài)性能試驗(yàn)臺(tái)的設(shè)計(jì)研究[J].振動(dòng)、測(cè)試與診斷，2007（3）：204-207.

[12]王鈞功.液壓阻尼器的研究[J].液壓氣動(dòng)與密封，1998（1）：15-21.