崔 崇，肖德銘，納日蘇，周錫琨

(1.國家能源集團科學技術研究院有限公司，北京 102209；2.中國環(huán)境監(jiān)測總站，北京 100012)

0 引言

火電機組在未來持續(xù)低負荷運行或深度調(diào)峰將成為常態(tài)，謝天[1]、楊志平[2]等認為火電機組參與電網(wǎng)調(diào)峰已趨于高頻化、常態(tài)化，頻繁的負荷波動導致機組能耗水平升高、控制品質(zhì)降低、設備壽命損耗嚴重。參與調(diào)峰運行的機組，偏離設計工況較大，導致關鍵部件材料的老化及失效形式復雜化。在金屬監(jiān)督工作中發(fā)現(xiàn)，壁厚較大的金屬部件尤其是高壓主汽門、調(diào)速汽門、聯(lián)箱管座、汽包、汽缸等部件出現(xiàn)裂紋的案例有增多趨勢。并且裂紋位置和開裂深度分布較為集中，例如大部分高壓主汽門、調(diào)汽門的開裂深度均小于60mm[3]。

目前，已有較多的文獻對火電機組調(diào)峰運行造成部件損傷進行了報道，并從應力和理化性能方面進行了闡述。陳鑫[4]和劉志剛[5]等認為無論是低負荷調(diào)峰還是兩班制調(diào)峰，都是機組工況大幅度變化的過程，機組參加一次調(diào)峰運行，金屬部件就會經(jīng)歷一次應力循環(huán)，在這種循環(huán)應力的反復作用下，就會引起材料的疲勞損傷。陳蓉[6]等對上海汽輪機廠某600MW超臨界汽輪機再熱主汽門進行有限元應力分析，發(fā)現(xiàn)冷態(tài)啟動和水壓試驗工況條件下閥門的強度滿足設計要求。袁濤[7]等通過金相檢驗等方法對一臺主汽門閥體裂紋產(chǎn)生原因進行了分析，發(fā)現(xiàn)鑄造過程中產(chǎn)生的皮下熱裂紋是裂紋產(chǎn)生的主要原因。劉文清[8]等對某燃氣電廠主汽門開裂情況進行分析，認為磷硫含量超標、晶粒組織粗大等缺陷提供了潛在裂紋源，高溫高壓交變工況及結構應力交互作用促使裂紋萌生和疲勞擴展。張素心[9]等采用有限元方法對亞臨界600MW汽輪機主汽門-調(diào)門閥殼在啟動過程的溫度場、熱應力場、長期運行后的蠕變應力場及疲勞壽命等進行了Von Mises等效應力分析計算，結論表明閥殼最大蠕變應力滿足強度要求。沈季雄[10]等研究認為LNG燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組介質(zhì)的參數(shù)特點和日啟日停調(diào)峰運行方式，使機組汽水管道部件失效特點不同于常規(guī)燃煤機組，疲勞、腐蝕成為其突出的失效模式，同時，也存在蠕變、氧化、焊接缺陷等常規(guī)失效模式。林浩毅[11]等研究了頻繁調(diào)峰機組聯(lián)箱的開裂問題，認為頻繁啟停時的熱應力促使蠕變裂紋的產(chǎn)生和發(fā)展是其失效機制。陳忠兵[12]等對中壓調(diào)門采用有限元模擬計算，發(fā)現(xiàn)在緊急停機過程中的熱應力存在極大值，提出疲勞損傷是造成調(diào)門開裂的主要因素。楊星[13]等針對調(diào)峰工況對汽包的影響，從斷裂力學理論出發(fā)，研究建立適用于快速調(diào)峰鍋爐汽包的安全性評定和缺陷疲勞擴展壽命估算的方法。蔡暉[14]、龐力平[15]、易思澤[16]等對靈活性運行的鍋爐進行了應力分析，表明熱應力是導致水冷壁開裂失效主要因素。

國內(nèi)外對于調(diào)峰造成火電機組設備損傷的研究集中于對運行部件的內(nèi)外壁溫差、以及由此產(chǎn)生的最大應力值分析[17-25]，但大部分研究對于應力在部件壁厚方向的分布特征缺乏關注。通常認為調(diào)峰導致的疲勞應力是造成部件開裂失效的主要原因，不能解釋裂紋深度分布較為集中的原因。為研究造成這一現(xiàn)象的機理，本文以某電廠檢修時兩個多處開裂失效的高壓主汽門為例，對其實際裂紋在消缺前后的分布情況進行了詳細的統(tǒng)計分析，并采用有限元模擬的方法，對調(diào)峰工況造成疲勞應力場的特性進行了研究。研究成果對參與調(diào)峰運行的火電機組安全穩(wěn)定運行具有指導意義。

1 研究內(nèi)容和方法

1.1 主汽門技術資料

某電廠300MW機組兩個高壓主汽門在A修檢查中發(fā)現(xiàn)閥殼存在大量裂紋。其中#1主汽門閥殼內(nèi)壁裂紋134條，#2主汽門閥殼內(nèi)壁裂紋102條。采用機械消缺法對兩個高壓主汽門的裂紋進行挖除，消缺后的閥殼內(nèi)表面形貌如圖1所示。

圖1 主汽門閥殼內(nèi)壁消缺后的外觀形貌

對消缺前后發(fā)現(xiàn)的長度為10mm及以上裂紋數(shù)量和開裂深度進行統(tǒng)計，詳見表1，消缺后，#1主汽門裂紋585條，#2主汽門裂紋672條?？梢婋S打磨消缺過程的進行，檢測到的裂紋條數(shù)逐漸增多，#1主汽門新發(fā)現(xiàn)裂紋451條，#2主汽門新發(fā)現(xiàn)裂紋570條。對于長度≥15mm的裂紋進行數(shù)量和位置統(tǒng)計分析，其中#1主汽門81條，#2主汽門62條；以主汽門閥殼頂部為12點位置，按順時針方向繪制裂紋位置展開圖如圖2所示?？梢娏鸭y主要分布在3-6點或者6-9點位置，其中#1閥門12點位置也有集中分布情況。這些新發(fā)現(xiàn)的裂紋集中埋藏于距離內(nèi)壁約20mm深度范圍內(nèi)。

圖2 主汽門閥殼內(nèi)壁裂紋位置展開示意

表1 主汽門裂紋深度和數(shù)量統(tǒng)計表

主汽門閥殼材質(zhì)為ZG15Cr2Mo1，屬于2.25Cr-1Mo鐵素體、珠光體熱強鑄鋼，可用于溫度不超過570℃的汽輪機汽缸、噴嘴室和閥殼等鑄件。根據(jù)該主汽門內(nèi)壁取樣理化分析的結果，該主汽門金相組織為鐵素體+回火貝氏體，老化級別為3～3.5級之間，未見明顯異常。主要依據(jù)《火電廠金相檢驗與評定技術導則》(DL/T884-2019)和《電站用2.25Cr-1Mo鋼球化評級標準》(DL/T999-2006)。采用布氏硬度計測試平均硬度值為156HB，滿足《火力發(fā)電廠金屬技術監(jiān)督規(guī)程》(DL/T438-2016)要求。

1.2 有限元分析方法

采用Ansys軟件進行建模和有限元分析，建模依據(jù)的技術資料包括：設計圖紙、材質(zhì)、實際尺寸、壁厚、啟停和運行小時數(shù)，調(diào)峰運行時長、調(diào)峰工況主蒸汽參數(shù)波動曲線、消缺過程中裂紋位置及深度分布等資料。主汽門的有限元模型如圖3所示，不同顏色區(qū)域代表不同的材質(zhì)。

圖3 某電廠高壓主汽門有限元模型和A1-A2矢量路徑

圖3中內(nèi)側深灰色部分為金屬閥殼，外側淺灰色部分為包裹在閥殼外壁的硅酸鋁材質(zhì)保溫棉，保溫層厚度約150mm。在中下腹部位置建立A1-A2的矢量路徑，該路徑開始于并且垂直于內(nèi)壁表面，終止于閥殼金屬外壁。模型的網(wǎng)格節(jié)點總數(shù)1024814個，單元數(shù)708460個。

選取機組調(diào)峰過程中典型的工況參數(shù)變化曲線(調(diào)峰過程中主蒸汽溫度時刻在波動，這與過熱器中水蒸汽的壓力和流速變化不均勻有關)，有限元模型初始溫度場為內(nèi)壁溫度為570℃的穩(wěn)態(tài)場，采用的材料性能見表2，對主汽門內(nèi)壁表面施加圖4所示的溫度和壓力邊界條件，進行瞬態(tài)應力場分析計算，并將計算結果與裂紋實際的位置和深度分布進行對比研究。由于第四強度理論(Von Mises理論)能夠更加準確表征塑性材料在多向應力作用的屈服等行為，因此本文主要采用Von Mises等效應力對閥殼的應力場進行分析。

表2 ZG15Cr2Mo1物理性能

圖4 某機組深度調(diào)峰主蒸汽參數(shù)典型變化

為了進一步研究部件的尺寸和材料性能對調(diào)峰工況下應力場的特征參數(shù)的影響規(guī)律，并且為了便于對部件模型的幾何尺寸進行修改和減少計算工作量，將主汽門部件模型更換為一段長度為600mm的蒸汽管道進行系列有限元分析計算。在管道的中段建立A1-A2的矢量路徑，該路徑開始于并且垂直于內(nèi)壁表面，終止于管道金屬外壁，如圖5所示。分別改變模型的尺寸(包括內(nèi)直徑和壁厚)、關鍵材料性能(密度、熱膨脹系數(shù)、熱導率、比熱容、楊氏彈性模量)、閥殼外壁與空氣之間的熱交換系數(shù)(0～12W/(m2·℃))，在管道內(nèi)表面施加圖4所示的溫度和壓力邊界條件進行應力場的計算和研究。

圖5 管道模型及A1-A2路徑示意

在進行有限元建模計算時，由于水蒸汽與金屬壁面之間存在對流與輻射兩種主要的換熱機制，會造成金屬壁面溫度變化滯后于水蒸汽溫度變化。但其二者的溫度變化趨勢是一致的，所不同的是變化速率不同。為了簡化計算過程，突出主要矛盾(即：金屬壁溫變化導致的溫差熱應力)，本文采用直接在金屬壁面施加水蒸汽的溫度值和壓力值的邊界條件。因此金屬部件內(nèi)部應力的數(shù)值大小僅供參考?？梢酝ㄟ^多次設定不同的溫度和壓力變化速率進行重復計算分析，研究獲得的應力場特征參數(shù)及其變化規(guī)律是一致的，因此本項目的研究方法是可取的。

本文采用的通用邊界條件設定如下：①閥殼與進汽管金屬內(nèi)壁施加溫度和壓力邊界條件，具體數(shù)值與工況有關；②進汽管底端面固定約束，避免加載過程中模型的晃動，使得計算結果能夠收斂；③保溫層與環(huán)境對流換熱系數(shù)4W/(m2·℃)，環(huán)境溫度20℃，此設定下穩(wěn)態(tài)運行時保溫層外壁的溫度為50℃，與工況實測值一致；④金屬與保溫層為無摩擦接觸，且接觸面處無溫差；⑤忽略重力的影響。

2 結果與分析

2.1 主汽門溫度場分析

圖6(a)為某時刻主汽門閥殼和保溫層的溫度場云圖，可見閥殼外壁包覆的導熱系數(shù)極低的保溫棉內(nèi)部存在較大的溫度梯度，金屬閥殼外壁近似絕熱條件。如圖6(b)所示，在整個壁厚范圍內(nèi)各處金屬的溫度變化趨勢與主蒸汽溫度變化趨勢一致。但各處溫度極值、變化速率均存在較大的差別。隨距離主汽門閥殼內(nèi)壁的深度增加，金屬溫度極值逐漸降低，溫度變化速率逐漸減小。這是由于熱量通過熱傳導方式在靠近外壁處產(chǎn)生累積效應，其溫度升高或降低均滯后于內(nèi)壁。

圖6 深度調(diào)峰工況下某高壓自動主汽門的溫度場

2.2 主汽門應力場分析

在本文選取的調(diào)峰典型時段，第240s時產(chǎn)生最大應力值，圖7(a)為第240s主汽門閥殼的瞬時等效應力分布云圖。應力最大值為180MPa，位于進汽通道拐角內(nèi)壁處。此位置金屬壁厚最大(約為190mm)，相應的承載能力和安全系數(shù)也較高。閥殼腹部內(nèi)壁可見大面積的應力集中區(qū)域，此區(qū)域金屬壁厚較薄(約130mm)。

圖7 調(diào)峰工況下某高壓主汽門的Von Mises等效應力場

圖7(b)為沿壁厚A1-A2矢量方向不同深度處各位置等效應力隨時間的變化曲線，可見等效應力的最大值(約147MPa)以及最大交變應力幅值(約106MPa)均位于閥殼內(nèi)壁，其他部位的應力極值和交變幅值均小于內(nèi)壁處。

值得注意的是，在本文設定的調(diào)峰運行時間內(nèi)，壁厚不同深度處各點均經(jīng)歷過最大和最小的應力交變過程，分別將不同點處的最大應力值和最小應力值連接為一條曲線(圖中的紅色和黑色包絡曲線)，如圖7(c)所示，即可發(fā)現(xiàn)距離內(nèi)壁約40mm深度位置存在最小的應力交變幅值(約7.8MPa)，這為應力交變幅值的谷點位置，對于裂紋缺陷的萌生和擴展有著極為重要的影響。通過對閥殼其他部位沿壁厚方向應力特征的分析，發(fā)現(xiàn)與上述表述相似的分布規(guī)律。這表明在深度調(diào)峰過程中，由于主蒸汽參數(shù)波動造成的疲勞應力場主要存在于某一深度范圍內(nèi)，超過此深度的金屬內(nèi)部應力交變幅值將大幅度降低。谷點的存在，以及應力和交變幅值的最大值位于內(nèi)壁的特征分布，導致了裂紋的萌生和擴展將優(yōu)先集中于這一深度范圍之內(nèi)，并且裂紋的擴展方向也會優(yōu)先向內(nèi)壁方向擴展，因此交變應力谷點位置形成了一道屏障，對于裂紋萌生和擴展均有一定的抑制作用。

前述分析的Von Mises等效應力是一種合成應力，對于主汽門而言，其主要承受著工質(zhì)壓應力和熱應力。由圖7(d)可見，工質(zhì)壓應力沿壁厚方向緩慢降低，且交變應力幅值很小，不具有谷點特征。而熱應力的交變幅值在壁厚方向上分布呈現(xiàn)兩頭大中間小的典型特征。因此熱應力是造成Von Mises等效應力交變幅值谷點特征的主要因素。

2.3 主汽門開裂原因分析

根據(jù)斷裂力學相關理論，金屬部件裂紋的產(chǎn)生與材料本身具有的缺陷以及受到應力集中有關。本文所述的主汽門材質(zhì)為ZG15Cr2Mo1，為鑄鋼部件。因此在鑄造過程中其內(nèi)部不可避免存在疏松、砂眼、夾雜等缺陷。這些缺陷處由于結構不連續(xù)成為應力集中和裂紋源部位。在調(diào)峰過程中主汽門金屬內(nèi)部形成的交變應力場為裂紋的形成和擴展提供了必要條件。該交變應力場的特征為在閥殼內(nèi)壁近表面處交變幅值最大，到約40mm深度處降低到最小值，形成谷點。因此原始鑄造缺陷形成微裂紋并逐漸擴展時，將受到交變應力場在某一深度大幅降低的限制，使其擇優(yōu)向內(nèi)表面方向擴展，并且超過此深度將很難形成疲勞裂紋。在實際檢測時發(fā)現(xiàn)的大量埋藏裂紋(見圖2)是暫未擴展到表面的裂紋，并且這些埋藏裂紋的分布位置和深度與此交變應力場的特征是完全相符的。

2.4 蒸汽管道應力分析

由圖8可見，隨內(nèi)直徑或者壁厚的增加，谷點的深度相應增大。這表明幾何尺寸的變化不改變谷點的存在，但能顯著影響谷點的位置。

由圖9可見，表明谷點的存在及深度(Dp)與鋼管材質(zhì)性能無關。材質(zhì)性能變化，顯著影響交變應力的最大值(σmax)和最大交變幅值(Δσ)。

圖9 不同材質(zhì)性能對應力場特征值的影響

由圖10可見，隨外壁熱交換系數(shù)的增加，谷點的深度隨之減小，這表明外壁的散熱越快，谷點的位置越靠近內(nèi)表面，由此推測谷點的形成位置與外壁熱量的累積有關。

圖10 不同外壁熱交換系數(shù)對應力場特征值的影響

3 結語

(1)火電機組在深度調(diào)峰過程中，由于主蒸汽參數(shù)波動，在厚壁金屬部件內(nèi)部形成交變疲勞應力場。研究表明在主蒸汽閥門壁厚的某一深度形成了交變應力幅值谷點。谷點的存在對裂紋萌生和擴展有抑制作用，其發(fā)生機制與熱應力的特征分布有關。該研究對火電機組厚壁金屬部件的失效分析和缺陷治理提供了理論支撐。

(2)厚壁金屬部件的上述應力場特征與其邊界條件有關，因此通過改變此類部件的邊界傳熱條件，可對應力場進行調(diào)控，達到減輕疲勞損傷，提高機組應對調(diào)峰運行能力的目的。