王 賓，荊洪陽，李慶釗

（1.軍事交通學院裝運機械系，天津市，300161；2.天津大學材料科學與工程學院，天津市，300072；3.天津電力公司，天津市，300561）

0 引言

目前，在鍋爐熱管失效的事例中，安全閥與設備連接焊縫頻繁出現(xiàn)裂紋已成為一個非常突出的問題。由于安全閥動作時，對管道產生很大的排汽反力，往往導致焊縫開裂，其失效后高壓、高溫蒸汽對設備、人身安全的危害極大。因此，研究預防電力設備安全閥連接焊縫失效的方法對電力安全生產具有十分重要的現(xiàn)實意義。

為了防止焊縫出現(xiàn)裂紋，需要對焊縫進行材料性能和應力分析，分析其可能的失效原因。以天津某電廠為例，該廠機組已累計運行12萬h，為了了解管道在使用中組織、性能的變化以及安全閥動作時的焊縫應力狀況，對管材試樣進行了化學成分分析、力學性能試驗、金相分析和高溫拉伸性能試驗，并對管道進行了有限元數(shù)值分析，以便獲得連接焊縫部位在安全閥動作時的應力狀況。

1 化學成分分析

本試驗所用的材料為鍋爐管道監(jiān)督段切取的帶有環(huán)焊縫的直管段，其化學成分見表1。由表l可知，監(jiān)督段部分材料在高溫和應力條件下運行12萬h之后其化學成分變化不大，基本符合國家標準。

2 顯微組織分析

監(jiān)督段管道母材顯微組織如圖1所示，其組織接近于完全球化，其中白色晶粒為鐵素體，黑色晶粒為碳化物，在原珠光體位置的碳化物已經完全球化，球化級別為3.5級。另外，在鐵素體的晶界上碳化物已經有所聚集。

表1 試驗材料的化學成分Tab.1 Test material chemical composition %

熱影響區(qū)顯微組織如圖2所示，組織為鐵素體＋回火貝氏體。熱影響區(qū)處于中度老化階段，其寬度平均為3 mm。焊縫顯微組織如圖3所示，組織為回火貝氏體。沒有發(fā)現(xiàn)其他明顯缺陷。

3 力學性能

3.1 常溫力學性能

依據(jù)國標GB/T 228—2002[3]和GB/T 2651—1989[4]選取母材和焊接接頭分別進行了拉伸試驗，依據(jù)國標GB/T 229—1994[5]和 GB/T 2650—1989[6]選取母材和焊接接頭分別進行了夏比沖擊試驗，表2給出了屈服強度 Rel、抗拉強度 Rm、延伸率 A11.3、斷面收縮率 Z、沖擊功Ak的測試結果。

依據(jù)國標GB/T 4340.1—1999[7]對管段進行了維氏試驗，試驗結果如圖4所示。圖4表明，焊縫的硬度高于熱影響區(qū)，熱影響區(qū)的硬度高于母材，由此也可以說明為什么接頭試樣斷裂的部位不在焊縫熱影響區(qū)，而是在硬度較低的母材上。

表2 運行12萬h 12CrlMoV鋼蒸汽管道常溫力學性能Tab.2 12CrlMoV steel steam pipe ambient temperature mechanical performance after 120000-hour's operation

3.2 高溫力學性能

根據(jù)GB/T 4338—1995[8]，在540℃對試樣進行拉伸試驗，所得高溫力學性能數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 運行12萬h 12Cr1MoV鋼蒸汽管道高溫力學性能Tab.3 12CrlMoV steel steam pipe high temperature mechanical performance after 120000-hour's operation

根據(jù)GB/T150—1998《鋼制壓力容器》[9]，許用應力是鋼材的各項強度數(shù)據(jù)分別除以相應的安全系數(shù)，取其中的最小值。12Cr1MoV鋼540℃運行12萬h安全系數(shù) nb為 3，ns為 1.6。根據(jù)表 3，母材的許用應力[σ]t為78.5MPa，焊接接頭的許用應力[σ]t為 63MPa。

4 應力分析

4.1 結構模型與計算條件

要獲得安全閥動作時連接焊縫部位的應力狀態(tài)，可以通過試驗測試或者數(shù)值模擬的方法得到，由于安全閥動作時很難通過試驗測得連接焊縫部位的應力，所以有限元數(shù)值分析方法是更簡便、更可行的方法。

本課題研究過程中選用CAESARII管道應力分析軟件對安全閥動作時連接焊縫部位的應力狀態(tài)進行了模擬。

根據(jù)電廠所提供的設計圖及現(xiàn)場勘察，利用CAESARII管道應力分析軟件獲得安全閥連接管道的結構如圖5所示。熱管與過熱器集箱相連，在分析過程中熱管的下端設為固定約束。

表4 安全閥動作時的計算條件Tab.4 Calculation condition of safety valve under action

4.2 應力分析結果

利用CAESARII管道應力分析軟件計算的安全閥關閉的應力分析報告和安全閥動作時的應力分析報告見表5。

表5 應力分析報告Tab.5 Stress analysis report MPa

從安全閥關閉時的應力報告可以看出，在安全閥與熱管的連接焊縫處產生的等效應力為8.02 MPa，其值遠遠低于焊縫運行12萬h后在540℃下的許用應力[σ]t（母材78.5 MPa，焊接接頭63 MPa）。安全閥動作時的應力報告給出了由于安全閥排放所產生的最大動態(tài)應力，其等效應力大小為48.01 MPa。由2個應力報告比較可以看出：當安全閥動作時將會在焊縫部位產生很大的應力，其值是安全閥關閉時的6倍。雖然這個應力還沒有達到母材和焊接接頭的許用應力，但是已經比較接近焊接接頭的許用應力63 MPa。

5 失效綜合分析

安全閥連接焊縫產生裂紋與其服役條件和材料特性緊密相關，通過以上的材料性能測試和應力分析可以找到失效的原因[10]。

（1）安全閥連接焊縫在經過12萬h的高溫和應力條件下的運行，成分基本符合國家標準，所以成分的變化對安全閥連接焊縫產生裂紋的貢獻不大。

（2）珠光體的球化和碳化物的聚集是安全閥連接焊縫的常溫和高溫力學性能迅速下降的重要原因，它對安全閥連接焊縫產生裂紋的貢獻很大。

（3）由于安全閥連接焊縫處于長時間的高溫蒸汽和應力條件下工作，高溫腐蝕可能使管壁減薄，珠光體的球化和碳化物的聚集會導致蠕變強度和持久強度降低；焊縫雖然經過熱處理，但由于管道結構復雜，焊接殘余應力不可能消除徹底。因此高溫腐蝕、蠕變強度和持久強度的降低以及焊縫中存在的內應力缺陷也是安全閥連接焊縫產生裂紋的重要原因。

（4）安全閥動作時在焊縫部位產生6倍于正常狀態(tài)下的應力，這個應力不僅其數(shù)值接近了許用應力，而且是一個瞬間的動態(tài)應力，所以安全閥動作時產生的應力對安全閥連接焊縫處產生裂紋的貢獻很大。

綜上所述，導致焊縫部位產生裂紋的主要原因可歸結為溫度和應力2種因素。由于安全閥連接焊縫在長期的高溫和應力條件下運行，所以由溫度引起的材料性能下降是不可避免的。針對這種情況，需要研究預防安全閥連接焊縫失效的可行方法就應該從減少安全閥動作時在焊縫處產生的應力入手。

6 防止安全閥連接焊縫失效的方法

從安全閥動作時的推力應力分析，可以看出在安全閥動作時時，會在圖5中放空管的起始端彎頭處產生一個很大推力，從而導致在焊縫處產生了6倍于正常應力的應力值。利用CAESARII管道應力分析軟件，在彎頭處施加1個Y方向約束，獲得安全閥動作時在焊縫處的等效力值36.48 MPa，減少了24%。所以研制1套設備在彎頭下方處當安全閥動作時起到沿Y方向約束的作用可以大大降低焊縫處的應力，從而可以達到預防安全閥連接焊縫失效的目的。研制的預防安全閥連接焊縫失效的裝置必須實現(xiàn)以下2個目標：

（1）在安全閥動作時，裝置相當于1個剛性約束，能夠承受安全閥排汽引起的推力，保護所支撐的管道不會因承受偶然沖擊載荷而損壞，同時降低安全閥連接焊縫處的應力。

（2）在管道處于正常工況下，它能適應管道由于熱脹冷縮引起的緩慢移動，而對管道幾乎沒有支撐。即在管道緩慢移動時，裝置也隨著移動，裝置對管道產生的作用力很小。

根據(jù)以上要求，研制一種速度反應靈敏的液壓式阻尼器將會很好地預防安全閥連接焊縫失效[11]。

6.1 液壓式阻尼器的工作原理

液壓阻尼器在安全閥關閉時其活塞的移動行程與管道因熱脹冷縮作用在阻尼器上的載荷F成正比，即F較小時，阻尼器的活塞能夠自由移動。當安全閥動作時，阻尼器的活塞運動速度驟降為0，即F超過一定值時，阻尼器瞬間成為剛性支撐，活塞不能自由移動。其結構原理如圖6所示[12]，當活塞向液壓缸尾部移動時，活塞左側的油液經阻尼控制閥流向儲油箱，最后流回活塞的右側；當活塞向液壓缸頭部移動時，活塞右側的油液經阻尼控制閥流向儲油箱，最后流回活塞的左側。

在液壓阻尼器的結構中，阻尼控制閥是關鍵。當油液如圖6所示方向流動時，在流速V＜V閉（V閉為活塞運動速度驟降為0之前的最大運動速度）時，小彈簧能夠支撐住閥芯，從而油液可以通過，活塞能夠移動。當V＞V閉時，流動的油液會對閥芯產生很大的推力，從而閥芯克服小彈簧的支撐，使阻尼器閉鎖，油液則不能通過，活塞停止移動。

6.2 液壓阻尼器的設計

液壓阻尼器的設計根據(jù)《機械設計手冊》液壓傳動部分進行設計。根據(jù)手冊可以確定液壓缸類型、基本參數(shù)、缸筒材料、缸筒內壁厚度、密封材料、介質材料、活塞參數(shù)和密封形式，以及活塞桿參數(shù)、材料和結構形式[11]。

由于阻尼器在安全閥關閉時必須適應管道熱脹冷縮而引起的往復運動，所以液壓缸選用單桿活塞式雙作用液壓缸。

為了提高液壓式阻尼器的可靠性，延長其壽命，活塞選用如圖7所示的內阻式結構。內阻式液壓阻尼器具有重心與受力線重合、導向性好、延長密封件和油缸壽命等優(yōu)點。

7 結論

（1）以天津某電廠的與過熱器集箱相連的安全閥連接焊縫為例，在對熱管及焊縫取樣進行性能和應力分析的基礎之上分析了安全閥連接焊縫的失效機制，得出了安全閥連接焊縫失效的原因主要是長時間的高溫、應力工作條件使材料性能下降和安全閥動作時的排汽反力過大2個原因。

（2）由于熱管在工作過程中材料性能下降的不可避免性，所以選擇了研制液壓阻尼器來減少安全閥動作時的排汽反力，通過CAESARII管道應力分析軟件進行了數(shù)值模擬分析了應用阻尼器時安全閥連接焊縫處的應力狀態(tài)，證明了阻尼器用于防止安全閥連接焊縫失效的效果良好。

[1]GB/T 5310—1995高壓鍋爐用無縫鋼管[S].北京：中國標準出版社，1995.

[2]GB/T 5118—1995低合金鋼焊條[S].北京：中國標準出版社，1995.

[3]GB/T 228—2002金屬材料室溫拉伸試驗方法[S].北京：中國標準出版社，2002.

[4]GB/T 2651—1989焊接接頭拉伸試驗方法[S].北京：中國標準出版社，1989.

[5]GB/T 229—1994金屬夏比缺口沖擊試驗方法[S].北京：中國標準出版社，1994.

[6]GB/T 2650—1989焊接接頭沖擊試驗方法[S].北京：中國標準出版社，1989.

[7]GB/T 4340.1—1999金屬維氏硬度試驗第1部分:試驗方法[S].北京：中國標準出版社，1999.

[8]GB/T 4338—1995金屬材料高溫拉伸試驗[S].北京：中國標準出版社，1995.

[9]GB/T 150—1998鋼制壓力容器[S].北京：中國標準出版社，1998.

[10]張光純.大型電站鍋爐事故分析及預防措施[M].北京：機械工業(yè)出版社，1990.

[11]劉銀水,周勇.液壓阻尼器動靜態(tài)性能試驗臺的設計研究[J].振動、測試與診斷，2007（3）：204-207.

[12]王鈞功.液壓阻尼器的研究[J].液壓氣動與密封，1998（1）：15-21.