火电机组高温厚壁金属部件的应力场谷点特性研究

2021-08-18肖德铭纳日苏周锡琨

电力科技与环保 2021年4期

崔崇，肖德铭，纳日苏，周锡琨

(1.国家能源集团科学技术研究院有限公司，北京 102209；2.中国环境监测总站，北京 100012)

0 引言

火电机组在未来持续低负荷运行或深度调峰将成为常态，谢天[1]、杨志平[2]等认为火电机组参与电网调峰已趋于高频化、常态化，频繁的负荷波动导致机组能耗水平升高、控制品质降低、设备寿命损耗严重。参与调峰运行的机组，偏离设计工况较大，导致关键部件材料的老化及失效形式复杂化。在金属监督工作中发现，壁厚较大的金属部件尤其是高压主汽门、调速汽门、联箱管座、汽包、汽缸等部件出现裂纹的案例有增多趋势。并且裂纹位置和开裂深度分布较为集中，例如大部分高压主汽门、调汽门的开裂深度均小于60mm[3]。

目前，已有较多的文献对火电机组调峰运行造成部件损伤进行了报道，并从应力和理化性能方面进行了阐述。陈鑫[4]和刘志刚[5]等认为无论是低负荷调峰还是两班制调峰，都是机组工况大幅度变化的过程，机组参加一次调峰运行，金属部件就会经历一次应力循环，在这种循环应力的反复作用下，就会引起材料的疲劳损伤。陈蓉[6]等对上海汽轮机厂某600MW超临界汽轮机再热主汽门进行有限元应力分析，发现冷态启动和水压试验工况条件下阀门的强度满足设计要求。袁涛[7]等通过金相检验等方法对一台主汽门阀体裂纹产生原因进行了分析，发现铸造过程中产生的皮下热裂纹是裂纹产生的主要原因。刘文清[8]等对某燃气电厂主汽门开裂情况进行分析，认为磷硫含量超标、晶粒组织粗大等缺陷提供了潜在裂纹源，高温高压交变工况及结构应力交互作用促使裂纹萌生和疲劳扩展。张素心[9]等采用有限元方法对亚临界600MW汽轮机主汽门-调门阀壳在启动过程的温度场、热应力场、长期运行后的蠕变应力场及疲劳寿命等进行了Von Mises等效应力分析计算，结论表明阀壳最大蠕变应力满足强度要求。沈季雄[10]等研究认为LNG燃气-蒸汽联合循环机组介质的参数特点和日启日停调峰运行方式，使机组汽水管道部件失效特点不同于常规燃煤机组，疲劳、腐蚀成为其突出的失效模式，同时，也存在蠕变、氧化、焊接缺陷等常规失效模式。林浩毅[11]等研究了频繁调峰机组联箱的开裂问题，认为频繁启停时的热应力促使蠕变裂纹的产生和发展是其失效机制。陈忠兵[12]等对中压调门采用有限元模拟计算，发现在紧急停机过程中的热应力存在极大值，提出疲劳损伤是造成调门开裂的主要因素。杨星[13]等针对调峰工况对汽包的影响，从断裂力学理论出发，研究建立适用于快速调峰锅炉汽包的安全性评定和缺陷疲劳扩展寿命估算的方法。蔡晖[14]、庞力平[15]、易思泽[16]等对灵活性运行的锅炉进行了应力分析，表明热应力是导致水冷壁开裂失效主要因素。

国内外对于调峰造成火电机组设备损伤的研究集中于对运行部件的内外壁温差、以及由此产生的最大应力值分析[17-25]，但大部分研究对于应力在部件壁厚方向的分布特征缺乏关注。通常认为调峰导致的疲劳应力是造成部件开裂失效的主要原因，不能解释裂纹深度分布较为集中的原因。为研究造成这一现象的机理，本文以某电厂检修时两个多处开裂失效的高压主汽门为例，对其实际裂纹在消缺前后的分布情况进行了详细的统计分析，并采用有限元模拟的方法，对调峰工况造成疲劳应力场的特性进行了研究。研究成果对参与调峰运行的火电机组安全稳定运行具有指导意义。

1 研究内容和方法

1.1 主汽门技术资料

某电厂300MW机组两个高压主汽门在A修检查中发现阀壳存在大量裂纹。其中#1主汽门阀壳内壁裂纹134条，#2主汽门阀壳内壁裂纹102条。采用机械消缺法对两个高压主汽门的裂纹进行挖除，消缺后的阀壳内表面形貌如图1所示。

图1 主汽门阀壳内壁消缺后的外观形貌

对消缺前后发现的长度为10mm及以上裂纹数量和开裂深度进行统计，详见表1，消缺后，#1主汽门裂纹585条，#2主汽门裂纹672条。可见随打磨消缺过程的进行，检测到的裂纹条数逐渐增多，#1主汽门新发现裂纹451条，#2主汽门新发现裂纹570条。对于长度≥15mm的裂纹进行数量和位置统计分析，其中#1主汽门81条，#2主汽门62条；以主汽门阀壳顶部为12点位置，按顺时针方向绘制裂纹位置展开图如图2所示。可见裂纹主要分布在3-6点或者6-9点位置，其中#1阀门12点位置也有集中分布情况。这些新发现的裂纹集中埋藏于距离内壁约20mm深度范围内。

图2 主汽门阀壳内壁裂纹位置展开示意

表1 主汽门裂纹深度和数量统计表

主汽门阀壳材质为ZG15Cr2Mo1，属于2.25Cr-1Mo铁素体、珠光体热强铸钢，可用于温度不超过570℃的汽轮机汽缸、喷嘴室和阀壳等铸件。根据该主汽门内壁取样理化分析的结果，该主汽门金相组织为铁素体+回火贝氏体，老化级别为3～3.5级之间，未见明显异常。主要依据《火电厂金相检验与评定技术导则》(DL/T884-2019)和《电站用2.25Cr-1Mo钢球化评级标准》(DL/T999-2006)。采用布氏硬度计测试平均硬度值为156HB，满足《火力发电厂金属技术监督规程》(DL/T438-2016)要求。

1.2 有限元分析方法

采用Ansys软件进行建模和有限元分析，建模依据的技术资料包括：设计图纸、材质、实际尺寸、壁厚、启停和运行小时数，调峰运行时长、调峰工况主蒸汽参数波动曲线、消缺过程中裂纹位置及深度分布等资料。主汽门的有限元模型如图3所示，不同颜色区域代表不同的材质。

图3 某电厂高压主汽门有限元模型和A1-A2矢量路径

图3中内侧深灰色部分为金属阀壳，外侧浅灰色部分为包裹在阀壳外壁的硅酸铝材质保温棉，保温层厚度约150mm。在中下腹部位置建立A1-A2的矢量路径，该路径开始于并且垂直于内壁表面，终止于阀壳金属外壁。模型的网格节点总数1024814个，单元数708460个。

选取机组调峰过程中典型的工况参数变化曲线(调峰过程中主蒸汽温度时刻在波动，这与过热器中水蒸汽的压力和流速变化不均匀有关)，有限元模型初始温度场为内壁温度为570℃的稳态场，采用的材料性能见表2，对主汽门内壁表面施加图4所示的温度和压力边界条件，进行瞬态应力场分析计算，并将计算结果与裂纹实际的位置和深度分布进行对比研究。由于第四强度理论(Von Mises理论)能够更加准确表征塑性材料在多向应力作用的屈服等行为，因此本文主要采用Von Mises等效应力对阀壳的应力场进行分析。

表2 ZG15Cr2Mo1物理性能

图4 某机组深度调峰主蒸汽参数典型变化

为了进一步研究部件的尺寸和材料性能对调峰工况下应力场的特征参数的影响规律，并且为了便于对部件模型的几何尺寸进行修改和减少计算工作量，将主汽门部件模型更换为一段长度为600mm的蒸汽管道进行系列有限元分析计算。在管道的中段建立A1-A2的矢量路径，该路径开始于并且垂直于内壁表面，终止于管道金属外壁，如图5所示。分别改变模型的尺寸(包括内直径和壁厚)、关键材料性能(密度、热膨胀系数、热导率、比热容、杨氏弹性模量)、阀壳外壁与空气之间的热交换系数(0～12W/(m2·℃))，在管道内表面施加图4所示的温度和压力边界条件进行应力场的计算和研究。

图5 管道模型及A1-A2路径示意

在进行有限元建模计算时，由于水蒸汽与金属壁面之间存在对流与辐射两种主要的换热机制，会造成金属壁面温度变化滞后于水蒸汽温度变化。但其二者的温度变化趋势是一致的，所不同的是变化速率不同。为了简化计算过程，突出主要矛盾(即：金属壁温变化导致的温差热应力)，本文采用直接在金属壁面施加水蒸汽的温度值和压力值的边界条件。因此金属部件内部应力的数值大小仅供参考。可以通过多次设定不同的温度和压力变化速率进行重复计算分析，研究获得的应力场特征参数及其变化规律是一致的，因此本项目的研究方法是可取的。

本文采用的通用边界条件设定如下：①阀壳与进汽管金属内壁施加温度和压力边界条件，具体数值与工况有关；②进汽管底端面固定约束，避免加载过程中模型的晃动，使得计算结果能够收敛；③保温层与环境对流换热系数4W/(m2·℃)，环境温度20℃，此设定下稳态运行时保温层外壁的温度为50℃，与工况实测值一致；④金属与保温层为无摩擦接触，且接触面处无温差；⑤忽略重力的影响。

2 结果与分析

2.1 主汽门温度场分析

图6(a)为某时刻主汽门阀壳和保温层的温度场云图，可见阀壳外壁包覆的导热系数极低的保温棉内部存在较大的温度梯度，金属阀壳外壁近似绝热条件。如图6(b)所示，在整个壁厚范围内各处金属的温度变化趋势与主蒸汽温度变化趋势一致。但各处温度极值、变化速率均存在较大的差别。随距离主汽门阀壳内壁的深度增加，金属温度极值逐渐降低，温度变化速率逐渐减小。这是由于热量通过热传导方式在靠近外壁处产生累积效应，其温度升高或降低均滞后于内壁。

图6 深度调峰工况下某高压自动主汽门的温度场

2.2 主汽门应力场分析

在本文选取的调峰典型时段，第240s时产生最大应力值，图7(a)为第240s主汽门阀壳的瞬时等效应力分布云图。应力最大值为180MPa，位于进汽通道拐角内壁处。此位置金属壁厚最大(约为190mm)，相应的承载能力和安全系数也较高。阀壳腹部内壁可见大面积的应力集中区域，此区域金属壁厚较薄(约130mm)。

图7 调峰工况下某高压主汽门的Von Mises等效应力场

图7(b)为沿壁厚A1-A2矢量方向不同深度处各位置等效应力随时间的变化曲线，可见等效应力的最大值(约147MPa)以及最大交变应力幅值(约106MPa)均位于阀壳内壁，其他部位的应力极值和交变幅值均小于内壁处。

值得注意的是，在本文设定的调峰运行时间内，壁厚不同深度处各点均经历过最大和最小的应力交变过程，分别将不同点处的最大应力值和最小应力值连接为一条曲线(图中的红色和黑色包络曲线)，如图7(c)所示，即可发现距离内壁约40mm深度位置存在最小的应力交变幅值(约7.8MPa)，这为应力交变幅值的谷点位置，对于裂纹缺陷的萌生和扩展有着极为重要的影响。通过对阀壳其他部位沿壁厚方向应力特征的分析，发现与上述表述相似的分布规律。这表明在深度调峰过程中，由于主蒸汽参数波动造成的疲劳应力场主要存在于某一深度范围内，超过此深度的金属内部应力交变幅值将大幅度降低。谷点的存在，以及应力和交变幅值的最大值位于内壁的特征分布，导致了裂纹的萌生和扩展将优先集中于这一深度范围之内，并且裂纹的扩展方向也会优先向内壁方向扩展，因此交变应力谷点位置形成了一道屏障，对于裂纹萌生和扩展均有一定的抑制作用。

前述分析的Von Mises等效应力是一种合成应力，对于主汽门而言，其主要承受着工质压应力和热应力。由图7(d)可见，工质压应力沿壁厚方向缓慢降低，且交变应力幅值很小，不具有谷点特征。而热应力的交变幅值在壁厚方向上分布呈现两头大中间小的典型特征。因此热应力是造成Von Mises等效应力交变幅值谷点特征的主要因素。

2.3 主汽门开裂原因分析

根据断裂力学相关理论，金属部件裂纹的产生与材料本身具有的缺陷以及受到应力集中有关。本文所述的主汽门材质为ZG15Cr2Mo1，为铸钢部件。因此在铸造过程中其内部不可避免存在疏松、砂眼、夹杂等缺陷。这些缺陷处由于结构不连续成为应力集中和裂纹源部位。在调峰过程中主汽门金属内部形成的交变应力场为裂纹的形成和扩展提供了必要条件。该交变应力场的特征为在阀壳内壁近表面处交变幅值最大，到约40mm深度处降低到最小值，形成谷点。因此原始铸造缺陷形成微裂纹并逐渐扩展时，将受到交变应力场在某一深度大幅降低的限制，使其择优向内表面方向扩展，并且超过此深度将很难形成疲劳裂纹。在实际检测时发现的大量埋藏裂纹(见图2)是暂未扩展到表面的裂纹，并且这些埋藏裂纹的分布位置和深度与此交变应力场的特征是完全相符的。