劉 明，劉 奇，白 佳，陳 銳

(1.華電電力科學(xué)研究院有限公司，杭州 310030；2.湖北華電江陵發(fā)電有限公司，荊州 434000)

0 引 言

DL/T 5054-2016明確規(guī)定：高溫蒸汽管道應(yīng)在適當(dāng)?shù)奈恢貌贾檬杷c，使管道系統(tǒng)中的冷凝水更快排出，避免冷凝水結(jié)存導(dǎo)致的水擊、水錘等故障；一般需在閥門前后、管道低位點、蒸汽不經(jīng)常流通的管道死端等容易積水的位置設(shè)置疏水點。疏水管道一般通過接管座連接在主管道底部，常見的接管座形式有插入式和安放式。疏水管道接管座處經(jīng)常由于熱疲勞[1-2]、應(yīng)力腐蝕[3]、焊接缺陷[4]、管道振動[5]、熱脹應(yīng)力過大[6]等產(chǎn)生裂紋，甚至造成蒸汽泄漏、爆管等嚴(yán)重危及機(jī)組安全穩(wěn)定運行的故障；而接管座區(qū)域結(jié)構(gòu)復(fù)雜、檢測困難[7]，進(jìn)一步提升了故障發(fā)生的概率。

某火電廠新建的2×660 MW超超臨界機(jī)組，采用單爐膛、一次中間再熱超超臨界參數(shù)變壓運行直流鍋爐，在機(jī)組正式投運后不久，其再熱熱段管道爐左側(cè)堵閥前疏水管道接管座處出現(xiàn)蒸汽泄漏現(xiàn)象。停機(jī)檢查發(fā)現(xiàn)，接管座與主管連接焊縫下邊緣存在貫通裂紋。現(xiàn)場疏水管道布置如圖1(a)所示，左右側(cè)熱段主管的閥前疏水在爐左側(cè)匯聚后一起通向疏水集箱，在匯聚三通前布置有1#固定支架進(jìn)行支撐。1#固定支架為現(xiàn)場簡易制作的管卡結(jié)構(gòu)(Z7型)[8]，管卡螺母擰死，限制了該點管道的三向線位移。該處接管座結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，在主管底部開有直徑25.8 mm的疏水通孔，并焊接在內(nèi)孔徑一致的安放式接管座上。主管、接管座和疏水主管的材料均為P92鋼(執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)ASTM A335)，設(shè)計壓力為6.56 MPa，設(shè)計溫度為618 ℃，規(guī)格分別為φ682 mm×52 mm，φ37.4 mm×5.8 mm，φ33.4 mm×3.8 mm。

該機(jī)組主汽、熱段管道上還有類似的多組疏水管道及取樣管道，為避免類似故障的再次發(fā)生，明確本次開裂泄漏的原因，作者對該處疏水接管座進(jìn)行了理化分析及受力仿真分析。

圖1 爐左側(cè)熱段疏水管道布置示意和接管座結(jié)構(gòu)

1 理化檢驗及結(jié)果

1.1 化學(xué)成分

現(xiàn)場采用ARL8860型直讀式光譜儀對熱段主管、接管座、疏水管進(jìn)行化學(xué)成分檢測。各部件的化學(xué)成分均滿足GB/T 5310-2017中P92鋼的成分要求，如表1所示。

表1 不同部件化學(xué)成分測試值與標(biāo)準(zhǔn)要求(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

注：現(xiàn)場直讀式光譜檢測主要用于材料復(fù)核，屬于半定量檢測，在此只給出主要元素的檢測結(jié)果。

1.2 硬 度

采用HT-2000a型里氏硬度計對熱段主管母材、接管座母材及其連接焊縫進(jìn)行硬度檢測，結(jié)果分別為215，202，258 HB。DL/T 438-2016規(guī)定，P92鋼及其焊縫的硬度應(yīng)分別在180～250 HB，185～270 HB范圍內(nèi)?？梢姡瑹岫沃鞴芎徒庸茏覆募捌溥B接焊縫均滿足硬度要求。

1.3 顯微組織

在接管座母材及其與熱段主管連接焊縫較為平整處取樣，經(jīng)磨拋并用氯化鐵鹽酸溶液腐蝕后，在DMI5000M型光學(xué)顯微鏡上觀察顯微組織。由圖2可見，接管座母材及連接焊縫的顯微組織均為典型的回火馬氏體組織，組織正常。

2 結(jié)構(gòu)受力有限元仿真

2.1 計算模型

圖2 接管座母材及其與熱段主管連接焊縫的顯微組織

圖3 三維有限元計算網(wǎng)格模型

考慮到開裂位置在接管座焊縫處，附近結(jié)構(gòu)不連續(xù)、尺寸變化大，采用管道分析中常用的梁單元模型[9]無法得到具體的應(yīng)力分布情況，同時存在較大的計算偏差，因此采用三維實體單元進(jìn)行有限元仿真。根據(jù)相關(guān)設(shè)計資料及現(xiàn)場管道布置情況建立三維有限元模型，如圖3所示。由于熱段主管的剛度遠(yuǎn)大于接管座及疏水管，因此只建立疏水孔附近的部分主管模型；而由于疏水管道1#支撐為固定點支撐，疏水管道模型截止于該處。整個模型共劃分單元數(shù)10 899個，全部采用六面體單元，接管座處網(wǎng)格加密。

2.2 材料參數(shù)

該結(jié)構(gòu)的熱態(tài)工作溫度較高，因此采用熱固耦合分析法進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計算，重點研究運行狀態(tài)下的接管座受力情況。采用線彈性本構(gòu)模型進(jìn)行計算。由于P92鋼焊縫和母材的高溫物理性能基本一致[10]，故在此模型中均輸入P92鋼的物理和力學(xué)性能參數(shù)；P92鋼的密度取7 850 kg·m-3，泊松比取0.3，其他物理和力學(xué)性能參數(shù)(20～650 ℃)詳見文獻(xiàn)[11]。

2.3 工況及邊界條件

針對管道冷、熱兩種典型工作狀態(tài)，在計算過程中設(shè)定了兩個分析步，Step1分析步模擬管道冷態(tài)(溫度20 ℃)，Step2分析步模擬熱態(tài)(設(shè)計溫度618 ℃)。為便于位移邊界條件的添加[12]，在有限元模型的兩端分別建立參考點RP1和RP2(詳見圖3)：RP1為熱段主管中心點，RP2為疏水管模型截止處端面中心點。RP1點和熱段主管內(nèi)表面建立耦合連接，RP2點和對應(yīng)疏水管端面建立耦合連接，這樣端點位移就可以直接添加在RP1點和RP2點上。

疏水管是在主管安裝結(jié)束后才進(jìn)行安裝的，所以冷態(tài)模擬時的位移邊界條件均為0。查閱熱段主管的熱膨脹位移計算書，并現(xiàn)場核對熱段管膨脹位移，將熱段主管對應(yīng)位置的熱膨脹位移作為熱態(tài)模擬時的位移邊界條件添加在RP1點上。具體位移數(shù)據(jù)詳見表2，表中：Dx，Dy，Dz為3個方向上的線位移(距離上的位移)；Rx，Ry，Rz為3個方向上的角位移(相對轉(zhuǎn)動角度)。

根據(jù)模型實際工作條件，設(shè)定模型初始溫度為常溫20 ℃，在Step1分析步(冷態(tài))施加結(jié)構(gòu)重力載荷，并保持模型溫度為20 ℃；在Step2分析步(熱態(tài))繼續(xù)施加結(jié)構(gòu)重力載荷，模型溫度升高至設(shè)計使用溫度618 ℃，并在模型內(nèi)表面(含主管和疏水管)施加內(nèi)壓力6.56 MPa。

表2 RP1點和RP2點的位移邊界條件

2.4 仿真結(jié)果

仿真結(jié)果顯示，冷態(tài)時模型整體應(yīng)力水平很低，與實際工作狀態(tài)相符，熱態(tài)時模型應(yīng)力水平顯著提高，高應(yīng)力區(qū)域位于接管座。由圖4可以看出，x，y方向及-x，-y方向接管座外表面的應(yīng)力水平均較高，最大應(yīng)力達(dá)到494.9 MPa，出現(xiàn)在-x，-y方向的接管座與主管連接焊縫下邊緣。

由圖5可知，-x，-y方向接管座外表面承受較大的拉應(yīng)力作用，x，y方向接管座外表面則主要承受壓應(yīng)力。因此，-x，-y方向接管座外表面為危險區(qū)域。

圖4 運行熱態(tài)下接管座區(qū)域的Mises應(yīng)力分布

圖5 運行熱態(tài)下接管座區(qū)域的最大和最小主應(yīng)力分布

3 開裂原因及改進(jìn)措施

3.1 開裂原因

由理化檢驗結(jié)果可知，該接管座區(qū)域(含附近熱段主管及連接的疏水管)化學(xué)成分符合設(shè)計要求，硬度和顯微組織均正常，滿足設(shè)計及標(biāo)準(zhǔn)要求。查閱基建階段的無損檢測報告，該接管座狀態(tài)正常，無初始焊接缺陷。由于機(jī)組正式投運不久，基本可以排除熱疲勞和腐蝕因素的影響。

由有限元仿真結(jié)果可知，運行熱態(tài)下接管座區(qū)域的應(yīng)力水平普遍較高。P92鋼的常溫屈服強(qiáng)度應(yīng)不低于440 MPa，抗拉強(qiáng)度應(yīng)不低于620 MPa；高溫618 ℃下的屈服強(qiáng)度約260 MPa，抗拉強(qiáng)度約300 MPa[13]。熱態(tài)工況下-x，-y方向接管座外表面承受的拉應(yīng)力普遍大于材料屈服強(qiáng)度，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在最薄弱部位(也是應(yīng)力最大位置)——焊縫下邊緣處開裂。

貫通裂紋位于-x，-y方向焊縫下邊緣處，如圖6所示。實際開裂位置與仿真計算最大拉應(yīng)力位置一致，因此可以判定該裂紋是運行狀態(tài)下拉應(yīng)力超標(biāo)導(dǎo)致的。主要原因是疏水管吸收變形能力有限且在端口附加位移的作用下其熱膨脹受阻，導(dǎo)致接管座區(qū)域產(chǎn)生較高拉應(yīng)力；對應(yīng)方位的局部拉應(yīng)力超標(biāo)，導(dǎo)致裂紋萌生并不斷擴(kuò)展。

圖6 接管座焊縫滲透檢測結(jié)果

3.2 改進(jìn)處理措施

火電廠汽水管道在布置時應(yīng)充分利用管道本身柔性的自補(bǔ)償來補(bǔ)償管道的熱膨脹，降低熱脹應(yīng)力。結(jié)合現(xiàn)場布置條件，通過加裝U形膨脹彎[14]來承受管道熱脹位移。更改后的疏水管布置如圖7所示：疏水匯聚三通沿-y方向移動約1.1 m，以便留出足夠的長度空間布置U形膨脹彎；1#固定支架支撐的位置前移，并將1#固定支架的管卡螺母松弛，解除其y方向的限制，僅保持x和z方向的限位作用；在U形膨脹彎頂部布置2#滑動支架，起到豎直向支撐作用，而x，y方向位移自由。

圖7 加裝U形膨脹彎后爐左側(cè)熱段疏水管布置示意

采用管道應(yīng)力分析軟件CAESAR II對更改后的整個熱段疏水管簡化梁模型進(jìn)行應(yīng)力校核，采用一次應(yīng)力和二次應(yīng)力指標(biāo)評判結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平。其中：一次應(yīng)力是指管道承受自重、內(nèi)壓等持續(xù)載荷產(chǎn)生的應(yīng)力，是平衡外加載荷所需的應(yīng)力，隨外加載荷的增加而增加；二次應(yīng)力是指管道由于熱脹冷縮、端點位移等位移載荷的作用而產(chǎn)生的應(yīng)力，不直接與外加載荷平衡，而是為滿足位移約束條件或管道自身變形的連續(xù)要求所需的應(yīng)力[9]。計算得到熱段疏水管結(jié)構(gòu)的一次應(yīng)力和二次應(yīng)力分別為24.1，64.5 MPa，均低于對應(yīng)的應(yīng)力許用值(一次應(yīng)力許用值為59.7 MPa，二次應(yīng)力許用值為224.2 MPa)。這說明管系整體應(yīng)力水平較低，滿足安全運行的要求。按照上述方案重新布置疏水管后，機(jī)組已運行1 a左右，狀態(tài)正常。

一次應(yīng)力、二次應(yīng)力評判指標(biāo)源于很早的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)，是受當(dāng)時計算條件所限而人為地根據(jù)應(yīng)力的起因和性質(zhì)將其進(jìn)行拆分、簡化并分別評判，從而實現(xiàn)快速計算分析而提出的。這種方法具有建?？?、計算效率高的優(yōu)點，可以大規(guī)模應(yīng)用于熱力管道的整體設(shè)計分析，但在進(jìn)行失效分析時，不能給出局部結(jié)構(gòu)特別是復(fù)雜結(jié)構(gòu)的詳細(xì)應(yīng)力分布狀態(tài)。有限元仿真方法則可以給出局部結(jié)構(gòu)的詳細(xì)應(yīng)力分布情況，明確結(jié)構(gòu)的實際受力狀態(tài)，從而為失效分析工作提供準(zhǔn)確的數(shù)據(jù)支撐[15]，作者在此進(jìn)行了有益嘗試。

4 結(jié)論及措施

(1) 該熱段疏水管接管座的化學(xué)成分、硬度、顯微組織均滿足標(biāo)準(zhǔn)要求，熱固耦合有限元方法仿真得到接管座運行熱態(tài)時的最大應(yīng)力位置與實際開裂位置吻合；其開裂是由于疏水管吸收變形能力有限，且管道布置不合理造成管道熱膨脹受阻，使得接管座區(qū)域產(chǎn)生較高拉應(yīng)力而導(dǎo)致的。

(2) 通過加裝U形膨脹彎增強(qiáng)疏水管承受熱脹變形的能力，降低結(jié)構(gòu)應(yīng)力水平，以解決該開裂故障，改進(jìn)后的疏水管道接座管運行1 a未發(fā)生開裂故障；在后續(xù)類似疏水管的布置中，應(yīng)充分考慮主管的端口熱位移及疏水管自身的熱膨脹，保證管道具有足夠的柔性，從而確保管系的安全性。