锅炉汽包下降管焊缝区裂纹问题综合研究

李 俊，顾沛渊，段 鹏，谷树超，王 松

(1.上海明华电力技术工程有限公司，上海 200090；2.上海吴泾发电有限责任公司，上海 200241)

在锅炉启动停机过程中，汽包内部压力温度场异常复杂，并且随着风电、太阳能发电等新能源发电的广泛发展，为了保证电网稳定，火力发电经常参与调峰，这使得汽包长期处于急剧的变负荷工况中。

频繁的启停和变负荷会导致汽包产生频繁交变的热应力和机械应力，使汽包材料产生疲劳损伤，缩短其使用寿命[1-2]。大量文献[3-5]分析表明，汽包下降管内转角点的应力通常最大，而将研究重点集中在内转角点处，但大量案例[6]表明下降管焊缝区是疲劳裂纹多发区。汽包下降管与汽包筒体是通过焊接连接的，受焊接工艺的影响，会产生残余应力[7-8]。不合适的焊接工艺往往会产生较大的焊缝残余应力，与机组运行过程中的机械应力和热应力叠加后，合应力能接近甚至超过材料的屈服强度，这是导致其产生裂纹的一个重要因素。

本文针对上海某电厂汽包下降管焊缝区的裂纹问题，采用有限元数值模拟和残余应力现场测试对汽包接管焊接区域的综合强度进行研究，分析焊缝区裂纹产生的原因，并给出其安全性能评估。

1 研究对象

本文研究对象为上海某燃气蒸汽联合循环机组的高压汽包，由筒体、封头、下降管、上升管、导气管、给水管等组成，通过两个钢支架支撑，内部承受高温高压汽水的作用，蒸汽出口设计压力12.846 MPa。汽包筒体材质为BHW35，支架材质为Q235-A。

汽包基本几何尺寸为：筒体内径D=2 100 mm，壁厚90 mm，筒身长L=14 500 mm，如图1所示。

汽包在封头侧配置有两根集中下降管，采用插入式焊接方式连接，其剖面图如图2所示。

图1 汽包几何图

图2 下降管剖面图

该电厂多个机组高压汽包下降管焊缝区相继出现裂纹，部分裂纹深度达12 mm，长达70 mm。下降管焊缝区存在消缺补焊区和未补焊区，未补焊区中有未经热处理区、经过一次热处理区和经过两次热处理区。

2 研究方法

采用有限元软件ANSYS模拟计算机组启动运行过程中，汽包下降管的应力状态；采用盲孔法现场测试下降管焊缝区不同区域的残余应力，将两者结果叠加处理后获得其总应力，再进行综合分析。

为了便于数值模拟，对有限元计算模型进行适当简化：(1)忽略加药管等较小的开孔结构，将整个模型近似为对称结构，取其四分之一结构进行模拟；(2)忽略其他焊缝结构，只建立下降管的焊缝；(3)将封头简化为密封半球体。整个汽包的计算网格模型如图3所示。

图3 汽包计算网格模型

汽包数值模拟的边界条件比较复杂，具体如下。

(1)位移边界条件：两个对称面上设置对称边界；汽包Y向(竖直方向)位移由钢支架约束，将支架底面Y向位移设为零。

(2)内压边界条件：汽包承受高压汽水的作用，需在内壁施加压力边界条件，将运行过程中实时监测的内壁压力数据作为内压边界条件进行施加，见图4。

(3)温度边界条件：汽包内壁受高温高压的蒸汽和水的作用，外壁由保温石棉进行隔热。将运行过程中实时监测的汽包内壁温度，作为其内壁温度边界条件进行施加；对于汽包外壁，保守情况是采用绝热边界条件，本文直接施加实时监测的汽包外壁温度，其中up in、up out、low in、low out分别表示汽包上部内壁、上部外壁、下部内壁、下部外壁。

图4 汽包内压及温度计算参数

(4)截断边界条件：由于对下降管、上升管等接管都做了截断处理，因此在截断面上施加等效拉应力来代替截面上原有的拉应力，拉应力的大小可计算为

(1)

式中Pi——接管截面拉应力；P——汽包内压；ri——接管内径；Ri——接管外径。

(5)重力边界条件：汽包自重很大，对其结构应力有一定的影响，不应忽略。

3 研究结果

3.1 ANSYS有限元计算结果

汽包最大应力时刻发生在t=32 640 s时(压力最大时)，其Von mises应力(第四强度当量应力)分布情况如图5(A)所示，其中应力危险区域主要分布在下降管内转角、上升管内转角和导汽管内转角处。

表1 下降管角焊缝残余应力测试结果

这是由于汽包筒体开口位置造成的应力集中所致，为应力集中的危险点，在锅炉启停过程中需要重点关注。汽包最大应力位置在下降管内转角处，最大值为378.8 MPa。

汽包下降管接头与汽包筒体是通过焊接连接的，焊接产生的焊缝区材料性能会有所改变，同时焊接还会产生焊接残余应力，加之汽包内高温高压环境，此处容易产生裂纹。因此，需要对此处的应力情况进行具体深入的分析。

通过有限元分析，下降管焊缝区的最大应力发生在t=46 980 s时，其背面焊缝30°到60°区域的应力比较大，属于应力危险区域，最大应力为296.2 MPa出现在背面焊缝约380处，如图5(b)所示。

3.2 焊缝残余应力测试结果

采用盲孔法测试汽包下降管焊缝残余应力，分别选取了未经热处理、经过补焊但未热处理、经过一次热处理和经过两次热处理的焊缝区域进行测试，最终测试结果如表1所示。

由表1中结果可知，经历两次热处理后，焊缝的残余应力水平大幅下降，环向残余应力基本消除，径向残余应力已经变为负值；经历一次热处理后，其环向残余应力略高，径向残余应力基本消除；在补焊位置的焊缝环向和径向残余应力的平均值分别高达144 MPa和123 MPa；未经历热处理焊缝区域的残余应力最大，其环向残余应力和径向残余应力平均值分别高达243.67 Mpa和243 MPa。

3.3 焊缝区综合应力分析结果

下降管焊缝区的应力状态较为复杂，由运行中的机械应力、热应力和焊接产生的残余应力叠加组成；分析焊缝区的应力强度，应考虑三者的综合作用。将ANSYS有限元分析得出的下降管焊缝区运行的机械应力、热应力与应力测试得出的焊缝残余应力进行叠加，可得出其总应力。

提取下降管焊缝区应力危险点，见图5(b)数据，将其有限元计算的应力结果分别与未经热处理、经过补焊但未热处理、经过一次热处理和经过两次热处理区域的测试平均残余应力进行叠加，叠加过程忽略焊缝轴向残余应力和残余切应力。由文献[11]中提供的主应力计算公式，计算出叠加后焊缝区3个应力危险点的三个主应力；再由式(2)和式(3)计算得出其第三和第四强度应力，最终计算结果如表2所示。

σIII=σ1-σ3

(2)

(3)

4 结果讨论与分析

该电厂运行时，汽包最大壁温可达350℃，根据《火电厂金属材料手册》[9]，对于板厚小于100 mm的BHW35钢常温下在350℃下保证的最低屈服点为333 MPa；根据钢板入厂检验试验的统计结果，其屈服强度在350℃时的最小值为385 MPa。下降管焊缝区应力与材料屈服强度对比图见图6。

表2 下降管焊缝区叠加后主应力 MPa

注：σ1代表第一主应力；σ2代表第二主应力；σ3代表第三主应力；σIII代表第三强度应力；σIV代表第四强度应力。

图6 下降管焊缝区应力与材料屈服强度对比图

由图6可知，以第三强度应力分析，下降管焊缝区未热处理和补焊处的总应力都远高于材料的屈服强度，实际上已经屈服并产生塑性变形；经历一次热处理后，其总应力明显减小，但依然高于《火电厂金属材料手册》中的最低屈服点。这部分应力只存在汽包的局部区域里，即使达到或超过材料的屈服强度，由于其应力范围周围的广大地区仍处于弹性，不会使容器产生大的塑性变形。

根据文献[10]，虽然焊缝区局部应力超过屈服强度，存在局部的塑性变形，但是未超过，在卸载后重新加载时将完全呈弹性循环状态(如图7中的CB段)，没有塑性变形产生，即结构具有安定性，不会引起塑性不稳定。但是，在机组频繁启动停机的过程中，如此大的应力幅将会增加其疲劳失效的风险，容易造成焊缝疲劳开裂，应对采取合理方式降低焊缝残余应力同时竭力控制机组启停频率。

图7 材料卸载加载应力-应变曲线

5 建议

(1)不考虑焊接残余应力，汽包应力危险点主要集中在汽包筒体与接管的纵向界面内转角处，其中下降管内转角处应力最大，这些区域应是机组停机检修时重点关注区域。

(2)除了运行过程中的机械应力和热应力，焊接残余应力对汽包接管焊缝区的总应力贡献很大，未经热处理区域的总应力要远高于材料的屈服强度，采用适当方式消除焊缝残余应力十分必要。

(3)焊缝区局部应力高于材料屈服强度，材料局部屈服，仍具有安定性，不会引起塑性不稳定，但会加大其疲劳破坏的风险，对于此种状况，应竭力控制机组的启停频率。