1 025 t/h锅炉集箱接管开裂和预防

周 峰

上海长兴岛热电有限责任公司

0 前言

上海某电厂1号炉～4号炉均为同型号的SG1025t/h/18.3－M831单锅筒、亚临界控制循环锅炉。1号炉～4号炉相继投运于1995年4月至1997年9月期间。

2001年5月，检修人员巡检发现1号锅炉大罩内有异常汽水泄漏响声。此后，在锅炉检修后的水压试验中，发现屏再出口集箱炉左起数第8排管②角焊缝管侧开裂，裂纹长度约1/3周长。

2005年1月，检修人员巡检发现2号炉大罩内有异常蒸汽泄漏声响。在随后2号炉检修期间，检查发现屏再出口集箱炉左起数第8排管②角焊缝管侧开裂（见图1）。受其蒸汽喷出影响，相邻管子的管壁被吹穿（见图2），由于及时停炉，幸未造成更大的损坏和影响。

图1 角焊缝管侧熔合线处开裂情况

图2 相邻管子的管壁有2处被吹穿

2005年5月，检修人员在3号炉检修中，检查发现屏再出口集箱炉右起数第8排管②角焊缝管侧疑似开裂，后经磁粉检测（MT）确认开裂。裂纹几乎穿透管壁。

检修人员在2006年1月的锅炉检修中，又发现屏式再热器出口集箱炉左起第8排的3根接管角焊缝开裂。

4台锅炉屏再集箱接管角焊缝相继发生开裂，严重威胁到锅炉的安全运行。

1 集箱管座角焊缝管侧熔合线开裂原因分析

锅炉屏再出口集箱接管管排共60排，每排由7根管子组成。

出口集箱规格Ф508 mm×30 mm，材料为12Cr1MoV。受热面规格为Ф70 mm×5 mm，材料为15CrMoG。屏式再热器出口集箱设计压力4.3 MPa，设计温度495℃

大罩内的屏再出口集箱及接管布置见图3所示。

图3 屏再出口集箱接管布置图

综合1号～4号锅炉屏再出口集箱管座角焊缝管侧开裂情况，发现有以下四个特点：6根开裂接管均为屏再出口集箱的管①、管②和管③，这6根管均为无弹性接管；开裂部位均为集箱管座角焊缝的管侧熔合线处，裂纹走向与熔合线重合；裂纹位置均为管座角焊缝的下半部；开裂均由管子外表面向内壁发展。

由图3可见，管①、管②和管③均为两端固定的平面管段。冷态时，管子两端均受到约束。当管段过渡到运行状态时，管段会发生热胀变形，管段热胀变形示意图见图4。这时，管段两端连接处将受到支座反力和力矩的作用，对管子会产生附加的轴向弯曲应力，管子的最大弯曲应力在图5中的A点处，管段弯矩见图5。

图4 管段热胀变形示意

图5 管段弯矩图

分析认为，屏再出口集箱管座角焊缝管侧开裂，是由于管段型式设计不当，管段柔性太小。当管段处于高温运行状态时，管段的热胀变形产生的热应力无法自行均衡，在屏再出口集箱管座角焊缝管侧的下半部产生一个较大的轴向拉应力，经过较长时间高温运行后，最终导致集箱管座角焊缝管侧熔合线处开裂。

2 接管改进设计和应力计算

针对管型设计不当、管段柔性太小导致管子开裂的原因，接管方式改造的原则是在接管上加装一个弹性弯，使得接管的柔性增大。

根据不同弹性弯的柔性不同，现提出Ⅰ型和Ⅱ型两种弹性弯。现分别计算了有无弹性弯和接入Ⅰ型和Ⅱ型弹性弯前后，接管应力的分布和大小。

首先，需推算15CrMo钢在495℃，运行5万h导致材料失效的持久强度值。根据已知的15CrMo钢高温持久强度试验值，按照Larson-Miller公式(1)和等温线外推公式(2)，采用最小二乘法进行数据拟合，可求得495℃，5×10 h的持久强度为178 MPa。即，接管在495℃蒸汽内压及膨胀约束情况下，在管②角焊缝下侧部位存在约178 MPa的拉应力。

公式（1）中：

在如图3所示，坐标原点O为集箱与接管中心轴线交点，考虑到结构关于Y轴对称以及在Z方向局部对称，因此，计算模型选取结构体的1/2，且深度方向取接管在Z方向的间距的一半114 mm。设定集箱外壁a点为约束死点，则集箱可自由向Y正向及X方向膨胀，管系可自由向Y负向及X方向膨胀。接管的计算模型如图6所示。

采用有限元计算软件，计算在线弹性理论范围内集箱及管系的应力状态。根据管②角焊缝存在约178 MPa的拉应力，可得出在内压4.3 MPa、蒸汽温度495℃下，管段与锅炉顶棚管的密封点（如图3所示“b点”）向-Y向自由膨胀为0.008 5 m、+X向膨胀为0（即UY=-0.008 5 m、UX=0）。在未接入弹性弯前，管②接管的等效应力分布如图7所示，管②角焊缝处主应力方向如图8所示。

图6 管②计算模型示意图

将Ⅰ型和Ⅱ型弹性弯分别接入屏再出口集箱接管。经计算，获得管①、管②和管③角焊缝管侧外表面应力和管子最大应力值，应力计算结果见表1。

图7 管②角焊缝处等效应力分布

图8 管②角焊缝处主应力方向示意图

表1 应力计算结果表

3 应力计算结果分析

1）由表1应力计算结果可见，管②在无弹性弯的情况下，集箱管座角焊缝管侧应力为178 MPa。接入Ⅰ型弹性弯后，由于弹性弯的应力释放作用，使得该处的应力陡降至40 MPa，应力降幅达77.5%。接入Ⅱ型弹性弯后，使得该处的应力降至38 MPa，应力降幅达78.7%。这表明，接入弹性弯对降低集箱管座角焊缝的应力水平是非常明显和有效的。

综合考虑Ⅰ型和Ⅱ型弹性弯对管座角焊缝应力影响、对弯管C点（即顺汽流方向，弹性弯第2弯头的内弧侧）最大应力的影响，以及对管内工质流动阻力的影响，决定选用Ⅰ型弹性弯来改造屏再出口集箱原接管。

2）由接入Ⅰ型弹性弯后管座角焊缝应力计算结果可见，管①和管③应力值分别为55 MPa和30 MPa，该应力值远低于15CrMo钢在495℃时的许用应力值（96 MPa），据此认为，接入Ⅰ型弹性弯后，屏再出口集箱管①和管③管座角焊缝处的运行是足够安全的。

3）由表1数据可见，在接入Ⅰ型弹性弯后，管①、管②和管③弯管“C”点的最大应力分别为87 MPa、99 MPa和105 MPa。其中，管②和管③的最大应力值略大于钢管（15CrMo钢）495℃的许用应力值（96 MPa）。然而，管系应力计算是建立在弯管内外弧壁厚均为接管名义壁厚（5 mm）的数学模型上。实际上，弯管外弧侧实际壁厚要小于直管壁厚值。根据弯管内外弧壁厚实测结果，经计算，管①、管②和管③弯管C点的最大应力分别为5 9 MPa、67 MPa和71 MPa。该数据均小于材料的许用应力值（96 MPa），故弹性弯的安全运行也是有保证的。

4 接入弹性弯前后接管工质流量和壁温变化情况评估

根据流体力学和传热学得知，在直管中接入一段弯管，将增加该接管中工质流动的阻力，降低管中工质流动的速度和减少管中工质的流量，因此导致管壁温度有所升高。

现将弹性弯分别接入屏再出口集箱的管①、管②和管③，管中工质流量减少和管壁温度升高值是否超出允许范围，会否给接管安全运行带来不利影响，就成为一个不容回避的问题。

有人曾对同类型锅炉屏式再热器受热面壁温进行计算，结果表明，在BCR（锅炉连续额定出力）工况下，原管①、管②和管③的最高壁温分别为540℃、528℃和531℃。

现对管①、管②和管③分别接入Ⅰ型弹性弯后的受热面温度计算，结果表明，由于弹性弯的接入，这3根管中工质流量减少值均小于3%，管子最高壁温值增加了3～5℃。该壁温增加值（3～5℃）相对于最高壁温值（540℃）约为1%，由此认为，该壁温升高值对管壁最高温度值影响不大，且最高壁温值仍在材料允许范围之内。故3～5℃的温度增加值，不影响这3根接管的安全运行。

5 结论和建议

综合上述计算和分析结果，可以得出以下结论和建议。

1）屏再出口集箱管座角焊缝管侧开裂原因是接管型式设计不当，接管柔性太小。当接管处于高温运行状态时，管②角焊缝管侧的轴向弯曲应力（约为178 MPa）已超过钢管材料在工作温度下（495℃）5万h的持久强度值，经过约5万h后，集箱接管角焊缝管侧熔合线处先后开裂。

2）管①、管②和管③分别接入Ⅰ型弹性弯后，其角焊缝管侧应力分别降至55 MPa、40 MPa和30 MPa，应力值均远低于钢管材料495℃的许用应力值（96 MPa），由此认为，接入Ⅰ型弹性弯对降低集箱管座角焊缝的应力水平是非常有效和明显的。

3）Ⅰ型弹性弯分别接入管①管②和管③，该3根管中工质流量减少值均小于3%，管子最高壁温值增加3～5℃。壁温增加值相对于最高壁温值变化不大。可以认为，这3～5℃的温度增加值，不影响屏再受热面的安全运行。

4）建议在对接管进行改造之前，对被改造接管的角焊缝进行逐根MT检测（磁粉探伤），及时发现和处理以前可能遗留的角焊缝微裂问题（即管壁开裂但未裂穿问题），确保集箱接管长期安全运行。