锅炉异种钢组合受热面管热应力分析

杨红权， 刘平元， 李立人

（1.神华国华太仓发电有限公司，太仓215433；2.上海发电设备成套设计研究院，上海200240）

神华国华太仓发电有限公司7号和8号机组采用Alstom引进技术设计制造的超临界参数Π型燃煤直流炉，型号为 SG－1913／25.4－M950.该锅炉采用全悬吊露天布置、单炉膛、螺旋管圈、一次中间再热、平衡通风、固态排渣、四角切圆燃烧方式和变压运行.锅炉设计煤种为神府煤，校核煤种为晋北煤，常用煤种为80%神华煤＋20%石炭煤（质量分数）.

两台机组自2005年投运后，整体运行情况良好，但2008年后，末级再热器受热面管多次因汽侧氧化和管内氧化皮脱落堵塞管子而引发爆管.锅炉原设计末级再热器受热面管的材料主要是T23和T91钢.为提高受热面管抗蒸汽侧氧化能力和解决管内氧化皮脱落问题，2010年5月起分别对7号和8号机组锅炉末级再热器实施改造，希望通过更换受热面管材料来保证高温受热面管圈安全运行.

末级再热器设计压力为5.17MPa，出口工作压力为4.163MPa，出口蒸汽温度为569℃.末级再热器改造方案不再使用T23钢，而是采用T91和TP347HFG 2种钢组合结构.改造方案严格将T91钢的使用温度控制在595℃以下，壁温高于595℃部分全部使用TP347HFG钢.

由于改造方案在同屏受热面管中马氏体耐热钢和奥氏体耐热钢共存，2种材料的热膨胀系数差异较大，会产生较大的热膨胀应力，因此要求对改造方案进行详细的热应力分析.有限元分析方法［1－3］在锅炉受压元件和管系统应力分析中得到广泛应用，笔者采用线弹性小变形、弹塑性及线弹性大变形3种有限元方法，对异种钢组合再热器受热面管圈进行了热应力分析，并对热应力计算结果进行了比较，热应力计算的有限元软件为Caesar II和Ansys.

本研究热应力分析工作是在工程后期介入的，初始改造方案中TP347HFG钢用量较小，改造成本较低，但工程应用后不到42h即发生爆管事故，热应力计算结果显示，初始改造方案中结构的热应力较大，不满足锅炉长期安全运行的要求，笔者通过热应力分析对初始改造方案进行了修改，形成最终的推荐改造方案.

1 改造方案和计算模型

末级再热器受热面管圈管子规格为直径63.5 mm，壁厚3.8mm，每屏由18根管圈组成.原设计结构末级再热器受热面管圈除最外三圈管子（1号、2号和3号管）采用TP347H钢外，其余内圈全部使用T23和T91钢，同一管圈上不存在异种钢焊口.

根据同管圈内马氏体耐热钢（T91）和奥氏体耐热钢（TP347HFG）的异种钢焊口位置的差异，改造方案分为：

（1）初始改造方案（改造方案1），将蒸汽出口的高壁温段的管材改为TP347HFG钢，马氏体耐热钢和奥氏体耐热钢在同一管圈上共用，弯管过渡段采用T91钢，异种钢焊口位于管圈的蒸汽出口侧.

（2）最终推荐的改造方案（改造方案2），扩大了TP347HFG钢的使用范围，最内的15号、16号、17号和18号管全部采用TP347HFG钢，避免了异种钢管圈可能产生的热膨胀应力，其余管圈的异种钢焊口移至管圈的入口侧，弯管过渡段全部采用TP347HFG钢.

图1为末级再热器受热面管圈结构示意图.

图1 末级再热器受热面管圈结构示意图（单位：mm）Fig.1 Structural diagram of the heat－surface tube coil for final reheater（unit：mm）

末级再热器受热面管圈相关材料在600℃和20℃时的力学性能见表1.

表1 材料的力学性能Tab.1 Mechanical properties of relevant materials MPa

2 强度评定标准及方法

2.1 强度评定标准

锅炉受热面蛇形管圈热应力计算没有明确的强度评定标准，通常参照DL／T 5366—2006标准，由热膨胀引起的热应力范围应满足式（1）

式中：f为应力范围的减小系数，当交变次数小于2 500时，f＝1；σE为热膨胀应力范围，本文中等于最大热膨胀应力，MPa；［σ］20为钢材在20℃时的许用应力，MPa；［σ］t为钢材在设计温度下的许用应力，MPa；σL为内压等持续荷载应力.

式（1）中的热膨胀应力范围σE应为线弹性应力，按DL／T 5366—2006标准规定，当热膨胀应力范围超出该范围时，必须补充疲劳寿命计算，校核疲劳循环次数.

2.2 疲劳校核

疲劳校核引用TRD规范.根据TRD规范，确定疲劳循环次数的应力幅应取自线弹性热应力结果.

3 管圈热应力计算及分析

热应力计算的首要目的是为受热面管圈强度评定提供依据，同时通过热应力分析可全面了解受热面管圈的实际热应力水平和变形情况.管圈强度评定要求提供管圈的线弹性热应力结果，通常，管圈线弹性热应力结果由线弹性小变形模型计算得到.采用线弹性小变形模型，热应力计算输入条件较少，计算较简便，但由于未考虑管子轴向受压导致的轴向失稳因数，热应力计算结果较保守.线弹性大变形模型考虑了管子轴向受压导致的轴向失稳因数，热应力计算结果较接近管圈的实际热应力，且满足受热面管圈强度评定标准的要求.弹塑性大变形模型同时考虑了材料的塑性变形和管子的轴向受压失稳变形，热应力计算结果更接近实际管圈热应力，可全面反映受热面管圈的强度裕量.

3.1 线弹性小变形

线弹性小变形热应力计算采用CaesarII软件，根据上述末级再热器受热面管圈管子分段结构，分别建立了3个有限元热应力分析计算模型，模型1为原设计结构，模型2为改造方案1结构，模型3为改造方案2结构.

根据传热计算获得的管子壁温结果，末级再热器受热面管圈被简化分为3段：入口段（炉顶以下约9.5m），出口段（炉顶以下约9.5m），余下为弯管过渡段.入口段管壁温度为522℃，出口段管壁温度为588℃，弯管过渡段管壁温度为554℃.

线弹性小变形热应力计算未考虑材料的塑性应变和蛇形管受压失稳变形，其最大热膨胀应力计算结果见表2，最大热膨胀应力点位于内圈（18号）管U形弯管底部（90°），节点编号为1770.

由于采用异种钢管圈结构，模型2的线弹性小变形热应力计算结果明显大于其他2个模型，最大热膨胀应力达993MPa，大于设计标准允许值.

表2 线弹性小变形计算所得最大热膨胀应力Tab.2 Maximum thermal stress calculated by linear－elastic small－deformation method

3.2 线弹性大变形

为获得较接近管圈实际的线弹性热应力结果，提供末级再热器管圈强度评定所需的线弹性热应力，采用Ansys软件对末级再热器管（模型2）进行了线弹性大变形热应力计算（不考虑材料的屈服变形），管壁温度与线弹性小变形计算时相同.

线弹性大变形计算结果表明，最大热膨胀应力点位于第二内圈管（17号）底部U形弯管的入口附近，最大热膨胀应力为633MPa.与线弹性小变形计算结果相比，最大热膨胀应力明显下降.

3.3 弹塑性大变形

为更准确地计算末级再热器受热面管圈的工作热应力，采用Ansys有限元计算软件对模型2的末级再热器受热面管圈进行了弹塑性大变形热应力计算.弹塑性大变形计算考虑了材料的塑性变形和蛇形管的受压失稳变形，其热应力计算结果更接近实际热应力.管壁温度与上述线弹性小变形和线弹性大变形计算时相同.

弹塑性大变形热应力计算结果表明，末级再热器蛇形管的最大热膨胀应力点位于17号管底部U形弯管坡口变壁厚处，最大热膨胀应力为443MPa（管子外壁），管子平均轴应力为52MPa（不计内压应力时）.与线弹性小变形和线弹性大变形计算结果相比，最大热膨胀应力明显下降，最大热膨胀应力点的位置有所变化.

4 强度评定

4.1 热膨胀应力强度评定

三个计算模型所得的最大热膨胀应力部位均位于TP347HFG材料段，按式（1）计算所得热膨胀应力范围值为278MPa.根据DL／T 5366—2006标准规定，当热膨胀应力范围超出该范围时，必须补充疲劳寿命计算，校核疲劳循环次数.

模型1的热膨胀应力较小，线弹性小变形热应力计算所得的最大热膨胀应力为195.2MPa，在设计允许范围内，满足DL／T 5366—2006标准要求.模型2和模型3的最大热膨胀应力较大，均超出DL／T 5366—2006标准规定不进行疲劳校核的热应力范围，必须补充疲劳循环次数校核.

4.2 疲劳校核

疲劳校核引用TRD规范.模型2和模型3的允许冷态启停次数见表3.

表3 模型2和模型3的允许冷态启停次数Tab.3 Allowed frequency of cold startup and shutdown for model 2and model 3

4.3 方案的工程应用

模型2（改造方案1）热应力水平较高，允许冷态启停的次数不能满足锅炉实际运行要求，该方案未被推荐.模型3（改造方案2）被推荐应用于实际工程中，工程应用结果表明该结构方案能够确保锅炉安全运行.

5 改造方案的工程应用

通常，受热面蛇形管结构的热膨胀应力较小，在同种钢管圈内进出段管子温度产生的热膨胀差可由弯头和水平段吸收，如模型1.但在异种钢管圈内，特别是类似本文再热器内圈（15号～18号）这样水平段短的管圈上，会产生较大的热膨胀应力，要求满足式（1）许用应力条件较困难，工程实践中，需要结合疲劳寿命校核，扩大异种钢管圈结构的使用范围.

虽然改造方案2的热膨胀应力范围（线弹性小变形计算结果）超出了DL／T 5366—2006标准不进行疲劳校核的应力范围，但其疲劳循环次数校核结果能够满足锅炉实际运行要求，而且线弹性小变形方法获得的管圈热膨胀应力计算结果具有较大的安全裕度，因此改造方案2被推荐应用于神华国华太仓发电有限公司受热面改造工程中，机组投运3年后没有再发生末级再热器爆管事故，工程应用结果表明，该方案能够确保锅炉安全运行.

另外，为满足工程进度的要求，改造方案1结构的再热器在低负荷时运行了42h后发生爆管，更换为改造方案2的结构后，能够确保锅炉安全运行，这表明在受热面管圈强度评定时，线弹性小变形应力分析方法安全裕度较大，弹塑性大变形方法有一定安全裕度.

6 结 论

（1）为解决受热面管内蒸汽侧氧化和氧化皮脱落问题，受热面管圈采用马氏体耐热钢和奥氏体耐热钢2种热膨胀系数差异较大的异种钢组合结构是可行的.

（2）同管圈上使用2种热膨胀系数差异较大的材料时，受热面管圈可能会产生较大的热膨胀应力，应进行详细的热应力分析.

（3）当受热面管圈热膨胀应力范围超出标准规定应力范围时，通过补充疲劳寿命校核能扩大结构的使用范围.

（4）采用线弹性小变形方法获得的热应力计算结果进行受热面管圈强度评定具有较大的安全裕度，线弹性大变形和弹塑性大变形热应力分析方法能够获得更接近实际的管圈热应力.当线弹性小变形计算结果安全裕度过大时，会缩小结构的使用范围.弹塑性大变形分析考虑的因素更多，更能反映工程实际，在受热面管圈强度评定时有一定安全裕度，扩大了异种钢结构的使用范围.

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