楊紅權(quán)， 劉平元， 李立人

（1.神華國(guó)華太倉(cāng)發(fā)電有限公司，太倉(cāng)215433；2.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院，上海200240）

神華國(guó)華太倉(cāng)發(fā)電有限公司7號(hào)和8號(hào)機(jī)組采用Alstom引進(jìn)技術(shù)設(shè)計(jì)制造的超臨界參數(shù)Π型燃煤直流爐，型號(hào)為 SG－1913／25.4－M950.該鍋爐采用全懸吊露天布置、單爐膛、螺旋管圈、一次中間再熱、平衡通風(fēng)、固態(tài)排渣、四角切圓燃燒方式和變壓運(yùn)行.鍋爐設(shè)計(jì)煤種為神府煤，校核煤種為晉北煤，常用煤種為80%神華煤＋20%石炭煤（質(zhì)量分?jǐn)?shù)）.

兩臺(tái)機(jī)組自2005年投運(yùn)后，整體運(yùn)行情況良好，但2008年后，末級(jí)再熱器受熱面管多次因汽側(cè)氧化和管內(nèi)氧化皮脫落堵塞管子而引發(fā)爆管.鍋爐原設(shè)計(jì)末級(jí)再熱器受熱面管的材料主要是T23和T91鋼.為提高受熱面管抗蒸汽側(cè)氧化能力和解決管內(nèi)氧化皮脫落問(wèn)題，2010年5月起分別對(duì)7號(hào)和8號(hào)機(jī)組鍋爐末級(jí)再熱器實(shí)施改造，希望通過(guò)更換受熱面管材料來(lái)保證高溫受熱面管圈安全運(yùn)行.

末級(jí)再熱器設(shè)計(jì)壓力為5.17MPa，出口工作壓力為4.163MPa，出口蒸汽溫度為569℃.末級(jí)再熱器改造方案不再使用T23鋼，而是采用T91和TP347HFG 2種鋼組合結(jié)構(gòu).改造方案嚴(yán)格將T91鋼的使用溫度控制在595℃以下，壁溫高于595℃部分全部使用TP347HFG鋼.

由于改造方案在同屏受熱面管中馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼共存，2種材料的熱膨脹系數(shù)差異較大，會(huì)產(chǎn)生較大的熱膨脹應(yīng)力，因此要求對(duì)改造方案進(jìn)行詳細(xì)的熱應(yīng)力分析.有限元分析方法［1－3］在鍋爐受壓元件和管系統(tǒng)應(yīng)力分析中得到廣泛應(yīng)用，筆者采用線彈性小變形、彈塑性及線彈性大變形3種有限元方法，對(duì)異種鋼組合再熱器受熱面管圈進(jìn)行了熱應(yīng)力分析，并對(duì)熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了比較，熱應(yīng)力計(jì)算的有限元軟件為Caesar II和Ansys.

本研究熱應(yīng)力分析工作是在工程后期介入的，初始改造方案中TP347HFG鋼用量較小，改造成本較低，但工程應(yīng)用后不到42h即發(fā)生爆管事故，熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果顯示，初始改造方案中結(jié)構(gòu)的熱應(yīng)力較大，不滿足鍋爐長(zhǎng)期安全運(yùn)行的要求，筆者通過(guò)熱應(yīng)力分析對(duì)初始改造方案進(jìn)行了修改，形成最終的推薦改造方案.

1 改造方案和計(jì)算模型

末級(jí)再熱器受熱面管圈管子規(guī)格為直徑63.5 mm，壁厚3.8mm，每屏由18根管圈組成.原設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)末級(jí)再熱器受熱面管圈除最外三圈管子（1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)管）采用TP347H鋼外，其余內(nèi)圈全部使用T23和T91鋼，同一管圈上不存在異種鋼焊口.

根據(jù)同管圈內(nèi)馬氏體耐熱鋼（T91）和奧氏體耐熱鋼（TP347HFG）的異種鋼焊口位置的差異，改造方案分為：

（1）初始改造方案（改造方案1），將蒸汽出口的高壁溫段的管材改為TP347HFG鋼，馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼在同一管圈上共用，彎管過(guò)渡段采用T91鋼，異種鋼焊口位于管圈的蒸汽出口側(cè).

（2）最終推薦的改造方案（改造方案2），擴(kuò)大了TP347HFG鋼的使用范圍，最內(nèi)的15號(hào)、16號(hào)、17號(hào)和18號(hào)管全部采用TP347HFG鋼，避免了異種鋼管圈可能產(chǎn)生的熱膨脹應(yīng)力，其余管圈的異種鋼焊口移至管圈的入口側(cè)，彎管過(guò)渡段全部采用TP347HFG鋼.

圖1為末級(jí)再熱器受熱面管圈結(jié)構(gòu)示意圖.

圖1 末級(jí)再熱器受熱面管圈結(jié)構(gòu)示意圖（單位：mm）Fig.1 Structural diagram of the heat－surface tube coil for final reheater（unit：mm）

末級(jí)再熱器受熱面管圈相關(guān)材料在600℃和20℃時(shí)的力學(xué)性能見表1.

表1 材料的力學(xué)性能Tab.1 Mechanical properties of relevant materials MPa

2 強(qiáng)度評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)及方法

2.1 強(qiáng)度評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)

鍋爐受熱面蛇形管圈熱應(yīng)力計(jì)算沒(méi)有明確的強(qiáng)度評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)，通常參照DL／T 5366—2006標(biāo)準(zhǔn)，由熱膨脹引起的熱應(yīng)力范圍應(yīng)滿足式（1）

式中：f為應(yīng)力范圍的減小系數(shù)，當(dāng)交變次數(shù)小于2 500時(shí)，f＝1；σE為熱膨脹應(yīng)力范圍，本文中等于最大熱膨脹應(yīng)力，MPa；［σ］20為鋼材在20℃時(shí)的許用應(yīng)力，MPa；［σ］t為鋼材在設(shè)計(jì)溫度下的許用應(yīng)力，MPa；σL為內(nèi)壓等持續(xù)荷載應(yīng)力.

式（1）中的熱膨脹應(yīng)力范圍σE應(yīng)為線彈性應(yīng)力，按DL／T 5366—2006標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，當(dāng)熱膨脹應(yīng)力范圍超出該范圍時(shí)，必須補(bǔ)充疲勞壽命計(jì)算，校核疲勞循環(huán)次數(shù).

2.2 疲勞校核

疲勞校核引用TRD規(guī)范.根據(jù)TRD規(guī)范，確定疲勞循環(huán)次數(shù)的應(yīng)力幅應(yīng)取自線彈性熱應(yīng)力結(jié)果.

3 管圈熱應(yīng)力計(jì)算及分析

熱應(yīng)力計(jì)算的首要目的是為受熱面管圈強(qiáng)度評(píng)定提供依據(jù)，同時(shí)通過(guò)熱應(yīng)力分析可全面了解受熱面管圈的實(shí)際熱應(yīng)力水平和變形情況.管圈強(qiáng)度評(píng)定要求提供管圈的線彈性熱應(yīng)力結(jié)果，通常，管圈線彈性熱應(yīng)力結(jié)果由線彈性小變形模型計(jì)算得到.采用線彈性小變形模型，熱應(yīng)力計(jì)算輸入條件較少，計(jì)算較簡(jiǎn)便，但由于未考慮管子軸向受壓導(dǎo)致的軸向失穩(wěn)因數(shù)，熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果較保守.線彈性大變形模型考慮了管子軸向受壓導(dǎo)致的軸向失穩(wěn)因數(shù)，熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果較接近管圈的實(shí)際熱應(yīng)力，且滿足受熱面管圈強(qiáng)度評(píng)定標(biāo)準(zhǔn)的要求.彈塑性大變形模型同時(shí)考慮了材料的塑性變形和管子的軸向受壓失穩(wěn)變形，熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)際管圈熱應(yīng)力，可全面反映受熱面管圈的強(qiáng)度裕量.

3.1 線彈性小變形

線彈性小變形熱應(yīng)力計(jì)算采用CaesarII軟件，根據(jù)上述末級(jí)再熱器受熱面管圈管子分段結(jié)構(gòu)，分別建立了3個(gè)有限元熱應(yīng)力分析計(jì)算模型，模型1為原設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)，模型2為改造方案1結(jié)構(gòu)，模型3為改造方案2結(jié)構(gòu).

根據(jù)傳熱計(jì)算獲得的管子壁溫結(jié)果，末級(jí)再熱器受熱面管圈被簡(jiǎn)化分為3段：入口段（爐頂以下約9.5m），出口段（爐頂以下約9.5m），余下為彎管過(guò)渡段.入口段管壁溫度為522℃，出口段管壁溫度為588℃，彎管過(guò)渡段管壁溫度為554℃.

線彈性小變形熱應(yīng)力計(jì)算未考慮材料的塑性應(yīng)變和蛇形管受壓失穩(wěn)變形，其最大熱膨脹應(yīng)力計(jì)算結(jié)果見表2，最大熱膨脹應(yīng)力點(diǎn)位于內(nèi)圈（18號(hào)）管U形彎管底部（90°），節(jié)點(diǎn)編號(hào)為1770.

由于采用異種鋼管圈結(jié)構(gòu)，模型2的線彈性小變形熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果明顯大于其他2個(gè)模型，最大熱膨脹應(yīng)力達(dá)993MPa，大于設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)允許值.

表2 線彈性小變形計(jì)算所得最大熱膨脹應(yīng)力Tab.2 Maximum thermal stress calculated by linear－elastic small－deformation method

3.2 線彈性大變形

為獲得較接近管圈實(shí)際的線彈性熱應(yīng)力結(jié)果，提供末級(jí)再熱器管圈強(qiáng)度評(píng)定所需的線彈性熱應(yīng)力，采用Ansys軟件對(duì)末級(jí)再熱器管（模型2）進(jìn)行了線彈性大變形熱應(yīng)力計(jì)算（不考慮材料的屈服變形），管壁溫度與線彈性小變形計(jì)算時(shí)相同.

線彈性大變形計(jì)算結(jié)果表明，最大熱膨脹應(yīng)力點(diǎn)位于第二內(nèi)圈管（17號(hào)）底部U形彎管的入口附近，最大熱膨脹應(yīng)力為633MPa.與線彈性小變形計(jì)算結(jié)果相比，最大熱膨脹應(yīng)力明顯下降.

3.3 彈塑性大變形

為更準(zhǔn)確地計(jì)算末級(jí)再熱器受熱面管圈的工作熱應(yīng)力，采用Ansys有限元計(jì)算軟件對(duì)模型2的末級(jí)再熱器受熱面管圈進(jìn)行了彈塑性大變形熱應(yīng)力計(jì)算.彈塑性大變形計(jì)算考慮了材料的塑性變形和蛇形管的受壓失穩(wěn)變形，其熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)際熱應(yīng)力.管壁溫度與上述線彈性小變形和線彈性大變形計(jì)算時(shí)相同.

彈塑性大變形熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果表明，末級(jí)再熱器蛇形管的最大熱膨脹應(yīng)力點(diǎn)位于17號(hào)管底部U形彎管坡口變壁厚處，最大熱膨脹應(yīng)力為443MPa（管子外壁），管子平均軸應(yīng)力為52MPa（不計(jì)內(nèi)壓應(yīng)力時(shí)）.與線彈性小變形和線彈性大變形計(jì)算結(jié)果相比，最大熱膨脹應(yīng)力明顯下降，最大熱膨脹應(yīng)力點(diǎn)的位置有所變化.

4 強(qiáng)度評(píng)定

4.1 熱膨脹應(yīng)力強(qiáng)度評(píng)定

三個(gè)計(jì)算模型所得的最大熱膨脹應(yīng)力部位均位于TP347HFG材料段，按式（1）計(jì)算所得熱膨脹應(yīng)力范圍值為278MPa.根據(jù)DL／T 5366—2006標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，當(dāng)熱膨脹應(yīng)力范圍超出該范圍時(shí)，必須補(bǔ)充疲勞壽命計(jì)算，校核疲勞循環(huán)次數(shù).

模型1的熱膨脹應(yīng)力較小，線彈性小變形熱應(yīng)力計(jì)算所得的最大熱膨脹應(yīng)力為195.2MPa，在設(shè)計(jì)允許范圍內(nèi)，滿足DL／T 5366—2006標(biāo)準(zhǔn)要求.模型2和模型3的最大熱膨脹應(yīng)力較大，均超出DL／T 5366—2006標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定不進(jìn)行疲勞校核的熱應(yīng)力范圍，必須補(bǔ)充疲勞循環(huán)次數(shù)校核.

4.2 疲勞校核

疲勞校核引用TRD規(guī)范.模型2和模型3的允許冷態(tài)啟停次數(shù)見表3.

表3 模型2和模型3的允許冷態(tài)啟停次數(shù)Tab.3 Allowed frequency of cold startup and shutdown for model 2and model 3

4.3 方案的工程應(yīng)用

模型2（改造方案1）熱應(yīng)力水平較高，允許冷態(tài)啟停的次數(shù)不能滿足鍋爐實(shí)際運(yùn)行要求，該方案未被推薦.模型3（改造方案2）被推薦應(yīng)用于實(shí)際工程中，工程應(yīng)用結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)方案能夠確保鍋爐安全運(yùn)行.

5 改造方案的工程應(yīng)用

通常，受熱面蛇形管結(jié)構(gòu)的熱膨脹應(yīng)力較小，在同種鋼管圈內(nèi)進(jìn)出段管子溫度產(chǎn)生的熱膨脹差可由彎頭和水平段吸收，如模型1.但在異種鋼管圈內(nèi)，特別是類似本文再熱器內(nèi)圈（15號(hào)～18號(hào)）這樣水平段短的管圈上，會(huì)產(chǎn)生較大的熱膨脹應(yīng)力，要求滿足式（1）許用應(yīng)力條件較困難，工程實(shí)踐中，需要結(jié)合疲勞壽命校核，擴(kuò)大異種鋼管圈結(jié)構(gòu)的使用范圍.

雖然改造方案2的熱膨脹應(yīng)力范圍（線彈性小變形計(jì)算結(jié)果）超出了DL／T 5366—2006標(biāo)準(zhǔn)不進(jìn)行疲勞校核的應(yīng)力范圍，但其疲勞循環(huán)次數(shù)校核結(jié)果能夠滿足鍋爐實(shí)際運(yùn)行要求，而且線彈性小變形方法獲得的管圈熱膨脹應(yīng)力計(jì)算結(jié)果具有較大的安全裕度，因此改造方案2被推薦應(yīng)用于神華國(guó)華太倉(cāng)發(fā)電有限公司受熱面改造工程中，機(jī)組投運(yùn)3年后沒(méi)有再發(fā)生末級(jí)再熱器爆管事故，工程應(yīng)用結(jié)果表明，該方案能夠確保鍋爐安全運(yùn)行.

另外，為滿足工程進(jìn)度的要求，改造方案1結(jié)構(gòu)的再熱器在低負(fù)荷時(shí)運(yùn)行了42h后發(fā)生爆管，更換為改造方案2的結(jié)構(gòu)后，能夠確保鍋爐安全運(yùn)行，這表明在受熱面管圈強(qiáng)度評(píng)定時(shí)，線彈性小變形應(yīng)力分析方法安全裕度較大，彈塑性大變形方法有一定安全裕度.

6 結(jié) 論

（1）為解決受熱面管內(nèi)蒸汽側(cè)氧化和氧化皮脫落問(wèn)題，受熱面管圈采用馬氏體耐熱鋼和奧氏體耐熱鋼2種熱膨脹系數(shù)差異較大的異種鋼組合結(jié)構(gòu)是可行的.

（2）同管圈上使用2種熱膨脹系數(shù)差異較大的材料時(shí)，受熱面管圈可能會(huì)產(chǎn)生較大的熱膨脹應(yīng)力，應(yīng)進(jìn)行詳細(xì)的熱應(yīng)力分析.

（3）當(dāng)受熱面管圈熱膨脹應(yīng)力范圍超出標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定應(yīng)力范圍時(shí)，通過(guò)補(bǔ)充疲勞壽命校核能擴(kuò)大結(jié)構(gòu)的使用范圍.

（4）采用線彈性小變形方法獲得的熱應(yīng)力計(jì)算結(jié)果進(jìn)行受熱面管圈強(qiáng)度評(píng)定具有較大的安全裕度，線彈性大變形和彈塑性大變形熱應(yīng)力分析方法能夠獲得更接近實(shí)際的管圈熱應(yīng)力.當(dāng)線彈性小變形計(jì)算結(jié)果安全裕度過(guò)大時(shí)，會(huì)縮小結(jié)構(gòu)的使用范圍.彈塑性大變形分析考慮的因素更多，更能反映工程實(shí)際，在受熱面管圈強(qiáng)度評(píng)定時(shí)有一定安全裕度，擴(kuò)大了異種鋼結(jié)構(gòu)的使用范圍.

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