超超臨界機組中壓汽門閥蓋螺栓典型工況應力分析研究

彭以超 ， 樓玉民 ， 葉篤毅 ， 許好好

（1.浙江浙能技術研究院有限公司 材料技術所，杭州 310003；2.浙江省火力發電高效節能與污染物控制技術研究重點實驗室，杭州 310003；3.浙江大學 化工機械研究所，杭州 310027）

0 引言

Alloy783合金，名義成分為Ni-34Co-25Fe-5.4Al-3Nb-3Cr，是一種低膨脹沉淀強化型高溫合金[1-2]。近年來隨著超超臨界機組的快速發展，上海汽輪機廠（以下簡稱上汽）引進德國西門子技術將該合金應用于汽輪機中壓主汽門（簡稱中主門）和中壓調節門（簡稱中調門）閥蓋的緊固螺栓上[3]。然而，近年來全國范圍內發生了大量Alloy 783螺栓斷裂的案例，斷裂數量幾乎與斷裂時間呈正相關增長。一旦出現由于螺栓斷裂導致中壓汽門泄漏或者爆炸將嚴重威脅人身及設備安全。

中壓汽門螺栓作為高溫緊固件，一般而言發生斷裂與螺栓在不同服役工況下所經受的應力環境息息相關。因此以主汽門和調門螺栓系統為研究對象，開展典型工況（預緊、啟動、穩定工況）下螺栓整體與局部（螺紋牙等部位）三維有限元應力分析，以探索研究螺栓服役過程中的應力對于斷裂的影響，并為后期制定反措提供有益的參考。

1 有限元建模

1.1 3D有限元模型

采用UG軟件對上汽超超臨界機組中壓主汽門和中壓調節門分別進行3D整體建模并劃分網格（見圖1），這里稱其為母模型。在母模型中，暫時用光桿代替螺栓，而忽略螺紋等細節。為了在有限元應力分析時，能夠真實考慮螺栓中螺紋牙局部細節等因素，對螺栓進一步進行精細3D有限元建模（見圖2），這里稱其為子模型。在子模型中充分考慮螺栓中的螺紋牙細節，對螺栓（螺母）螺紋牙部位（螺紋根部）進行網格局部加密。在子模型中同時也將螺母-閥蓋結合面、閥蓋-閥殼結合面以及螺栓中螺紋牙與螺母中螺紋牙結合面按非線性接觸對處理（取摩擦系數為0.2[4]）。

圖1 中壓主汽門及中壓調節門有限元結構模型

圖2 螺栓子模型及其局部放大示意

1.2 材料性能

圖3給出了中壓主汽門和調門螺栓材料（Alloy783）與閥殼、閥蓋材料（GX12CrMoWVNb N10-1-1）的彈性模量、線膨脹系數隨溫度的變化規律。從圖3（a）可以看出，Alloy783材料從常溫到650℃之間彈性模量下降較為緩慢，基本維持在160～180 GPa左右；而閥蓋材料彈性模量則下降非常明顯，從常溫時的210 GPa下降至140 GPa左右。從圖3（b）可以看出，由于Alloy783合金中的“因瓦效應”，其在常溫時熱膨脹系數比較低，約為9.9×10-6℃-1。隨著溫度提高，Alloy783合金熱膨脹系數逐漸提高，但在20～580℃范圍內仍低于閥殼閥蓋材料。

2 有限元應力分析

典型工況下中壓主汽門和中壓調節門螺栓整體與局部三維有限元應力分析，主要針對在預緊（包括冷緊和熱緊）工況、啟動階段閥殼內外壁最大溫差時刻（以下簡稱啟動工況）與正常運行時最大蒸汽壓力出現時刻（以下簡稱穩定工況）下螺栓的整體與局部（螺紋牙等部位）應力分析。上述有限元應力分析采用ANSYS workbench v15.0通用軟件，其中螺栓應力計算按預緊、溫度和壓力多場耦合方式進行模擬。

2.1 預緊力工況

2.1.1 冷緊工藝應力分析

中主門和中調門螺栓的冷緊工藝是通過擰緊扳手施加力矩來實現。因此，根據文獻《螺栓擰緊力矩的確定方法及相關探討》[5]中提供的擰緊力矩T與預緊力F0之間的關系（見式（1）），可根據冷緊力矩來確定相應的冷緊力：

圖3 螺栓、閥殼（閥蓋）材料物理性能的溫度變化曲線

式中：T為擰緊力矩；T1為用于克服螺紋副的螺紋阻力矩；T2為用于克服螺母和與被連接件（或墊圈）支承面間的端面摩擦力矩；F0為預緊力；φ為螺紋升角；ρv為螺紋當量摩擦角；d為螺紋公稱直徑；d0為螺紋外徑；d2為螺紋中徑；Dw為與支承平面連接的螺母或者墊圈的直徑；u為螺母與被連接件的支承面間的摩擦因數；K為擰緊力矩系數，對于一般加工表面（有潤滑狀態）取值為0.14。

中主門和中調門螺栓冷緊力矩為分別為1 300 Nm和760 Nm，根據式（1）則可確定相應的預緊力。

在上述冷緊力作用下，中主門螺栓中最大應力出現在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部（偏上側），達到87.7 MPa；中調門螺栓中最大應力出現在螺栓下部與閥殼咬合的螺紋第1顆牙根部（偏下側），應力值約為112.2 MPa。此外，螺紋部分與光桿過渡位置應力也相對較大。

2.1.2 熱緊工藝應力分析

安裝時中主門螺栓和中調門螺栓的熱緊工藝是通過測量螺栓伸長量來實現的。其中，中主門螺栓熱緊后的伸長量及偏差為：ΔLM=（0.24+0.05）mm，中調門螺栓熱緊后的伸長量及偏差為：ΔLM=（0.20+0.05）mm。為了考慮螺栓熱緊工藝伸長量的偏差影響，螺栓熱緊應力分析主要針對螺栓伸長量的上下邊界2種情況，即：對于中主門螺栓：ΔLM=0.24，0.29 mm；對于中調門螺栓：ΔLM=0.20，0.25 mm。

（1）中主門螺栓。

對中主門螺栓施加預緊力單元，螺栓中最大應力出現在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部（偏上側），如圖4所示。當螺栓預收縮量0.24 mm時，該處應力達到421.9 MPa；預收縮量為0.29 mm時，應力達到514.1 MPa，相比0.24 mm預緊應力提高了92.2 MPa。

圖4 熱緊時中主門螺栓應力分布示意

（2）中調門螺栓。

對中調門螺栓施加預緊力單元，螺栓中最大應力出現在螺栓下部與閥殼咬合的螺紋第1顆牙根部（偏下側），如圖5所示。當螺栓預收縮量為0.20 mm時，該處應力達到320.6 MPa；預收縮量為0.25 mm時，應力達到412.9 MPa，相比0.20 mm預緊應力提高了92.3 MPa。此外，在螺栓上部螺紋與螺母螺紋牙咬合部位也出現了較大的應力。螺紋部分與光桿過渡位置應力也相對較大。

圖5 熱緊時中調門螺栓應力分布示意

從圖5中也能發現，即使同一顆螺紋牙，在預緊力作用下其應力分布也是極其不均勻的。

2.2 啟動工況

2.2.1 中主門螺栓應力分布

圖6給出了啟動工況時中主門再熱蒸汽壓力（PA）與中主門閥殼溫度測點50%和100%位置溫度差 ΔT（100%—50%）值隨時間變化曲線。 由于啟動工況下溫度應力是主要考慮因素，因此，在內外壁最大溫差點作為溫度應力計算位置。由圖 6中100%測點與50%測點的最大溫度差（約40℃）可推算閥殼內外壁溫差約為80℃，相應的再熱蒸汽壓力為1.7 MPa。

圖6 啟動工況中主門再熱蒸汽壓力與閥殼溫度測點溫差變化曲線

從啟動工況下中主門螺栓的應力分析可初步得出，螺栓中的最大應力均出現在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部偏上側（見圖7）：

（1）當熱緊伸長量為0.24 mm時，中主門中各螺栓的最大應力在533.8～555.5 MPa范圍內變化。啟動工況下的螺栓應力大于其初始預緊應力（421.9 MPa）約 25%。

（2）當熱緊伸長量為0.29 mm時，中主門中各螺栓的最大應力在617.6～644.9 MPa范圍內變化。啟動工況下的螺栓應力大于其初始預緊應力（514.1 MPa）約 20%。

此外，螺栓下部螺紋與閥殼咬合的第1顆牙局部也存在較大的應力。

2.2.2 中調門螺栓應力分布

圖8給出了啟動工況時中調門閥殼溫度測點50%和100%位置溫差隨時間變化曲線；中調門再熱蒸汽壓力見圖6（a）。由于啟動工況下溫度應力是主要考慮的因素，因此，在內外壁最大溫差點作為溫度應力計算位置。由圖中100%測點與50%測點的最大溫度差（約30℃）可推算中調門閥殼內外壁溫差約為60℃，相應的再熱蒸汽壓力為1.75 MPa。

從啟動工況下中調門螺栓的應力分析可總體得出：

（1）當熱緊伸長量為0.20 mm時，各螺栓上的最大應力值約在359.4～374.5 MPa范圍變化。最大應力均出現在與閥殼咬合的第1顆螺紋牙根部偏下側（見圖9），但均略大于螺栓的初始預緊應力（320.6 MPa）。

（2）當熱緊伸長量為0.25 mm時，各螺栓上的最大應力值約在425.9～445.4 MPa范圍變化。最大應力均出現在與閥殼咬合的第1顆螺紋牙根部偏下側，但均略大于螺栓的初始預緊應力（412.9 MPa）。

圖7 啟動工況中主門螺栓局部應力分布示意

圖8 啟動工況中調門閥殼溫度測點溫差變化曲線

2.3 穩定工況

2.3.1 中主門螺栓應力分布

圖10給出了穩定工況時再熱蒸汽壓力與中主門閥殼溫度測點50%和100%位置溫度差值隨時間變化曲線。由于穩定工況下蒸汽壓力成為主要考慮因素，因此，在最大再熱蒸汽壓力約為5.25 MPa時刻獲得的中主門閥殼100%測點與50%測點的最大溫度差約為4℃，由此推算出閥殼內外壁溫差約為8℃。

從穩定工況下中主門螺栓的應力分析也可總體得出，螺栓中最大應力均出現在與螺母咬合的第1顆螺紋牙根部偏上側（見圖11）：

圖9 啟動工況中調門螺栓局部應力分布示意

圖10 穩定工況中主門再熱蒸汽壓力與閥殼溫差變化曲線

（1）當熱緊伸長量為0.24 mm時，不同位置上螺栓的應力在401.1～413.5 MPa范圍內變化；中主門螺栓的最大應力明顯低于螺栓的初始預緊應力（421.9 MPa），平均下降約為5%。

（2）當熱緊伸長量為0.29 mm時，不同位置上螺栓的應力值在471.8～486.6 MPa范圍內變化；中主門螺栓的最大應力明顯低于螺栓的初始預緊應力（514.1 MPa），平均下降約為8%。

圖11 穩定工況下中主門螺栓局部應力分布

2.3.2 中調門螺栓應力分布

圖12給出了穩定工況時再熱蒸汽壓力與中調門閥殼溫度測點（50%和100%位置）的時間歷程；中調門再熱蒸汽壓力見圖11（a）。由于穩定工況下蒸汽壓力將成為主要考慮的因素，因此，在最大再熱蒸汽壓力約為5.25 MPa時刻獲得的中調門閥殼100%測點與50%測點的最大溫度差約為2℃，由此推算出閥殼內外壁溫差約為4℃。

從穩定工況下中調門螺栓的應力分析中也可總體得出，最大應力出現在與閥殼咬合的第1顆螺紋牙根部偏下側：

（1）當熱緊伸長量為0.20 mm時，各螺栓最大應力的值約為267～281 MPa。穩定工況下中調門螺栓的最大應力明顯低于啟動工況下螺栓的最大應力（359～374 MPa），下降約24%。同樣也明顯低于其初始預緊應力值（320.6 MPa）約16%。

（2）當熱緊伸長量為0.25 mm時，各螺栓最大應力的最約為326～327 MPa。穩定工況下中調門螺栓的最大應力明顯低于啟動工況下螺栓的最大應力（426～445 MPa），下降約24%。同樣也明顯低于其初始預緊應力值（412.9 MPa）約21%。

導致穩定工況下螺栓應力下降的主要原因同樣是由于螺栓材料與閥殼材料的線膨脹系數和彈性模量的溫度曲線不同所致。

圖12 穩定工況中調門閥殼溫度測點溫差變化曲線

3 有限元應力分析討論

3.1 預緊力過大對于螺栓斷裂的影響

上汽超超臨界中壓主汽門螺栓和中壓調節門螺栓起初預緊力伸長量分別設定為0.40～0.45 mm和0.35～0.40 mm。然而，過高的伸長量造成較大的預緊力，從而帶來了一系列問題，如局部表面裂紋在高應力和高溫氧化環境下持續交互作用[6-7]，從而促進裂紋容易擴張[8]，長時間后等到裂紋擴展至一定階段導致大量Alloy783螺栓過早斷裂。

從圖13中斷裂中壓主汽門和調節門螺栓可以看出，螺栓斷裂位置與上文介紹的有限元應力計算結果中應力集中最大位置基本一致。由于初始預緊力偏大導致后期各種服役工況中螺栓應力皆偏大，高應力對于裂紋的形成是較大的促進因素，尤其對于SAGBO（應力促進晶界氧化）[9-10]而言，高應力加速了Alloy783合金的晶界氧化形成的損傷區[11]，間接地促進了裂紋的快速發展。

中壓汽門螺栓由于表面高溫氧化（腐蝕）或者初始加工痕跡等因素會在表面萌生缺陷（裂紋、空洞等），并降低該局域材料的力學性能[4，12]。安裝時伸長量較大會進一步消耗了材料的延性（或增加材料的脆性），由此導致較早萌生裂紋。上述裂紋和缺陷（見圖14）在較高拉伸預緊力作用下將處于張開狀態，并在高溫交變服役環境下，持續擴展、聚合形成宏觀主導裂紋和新的氧化表面。當螺栓剩余承載面積不足以抵抗外載作用時最終導致了螺栓瞬時拉伸斷裂。

圖13 斷裂中主門、中調門螺栓宏觀形貌

圖14 Alloy783螺栓在應力下的裂紋萌生和擴展

3.2 下調預緊力的影響

表1是調整預緊力前后各種典型工況下螺栓中應力變化情況。其中，表1中的“原值”是按照中壓主汽門和調節門螺栓分別預緊力伸長量為0.40 mm和0.35 mm并按照上文介紹的相同的條件來進行計算的，作為下調預緊力之前的應力參照。從表1可以看出，在中壓主汽門和調節門螺栓分別下降至0.24/0.29和0.20/0.25以后，在預緊工況、啟動工況和穩定工況3種工況下，螺栓中的最大應力相比于調整預緊力之前皆發生了明顯的下降。

從表1還可以看出，對于中主門螺栓和中調門螺栓，啟動工況由于閥體內/外壁具有較大的溫差，螺栓該工況下的應力值在3種工況中最大，因此也是最容易出現失效斷裂的時刻。而穩定工況時的螺栓內應力在3種工況中最小，需要保證閥門不漏氣。

值得指出的是，實際造成Alloy783螺栓大批量斷裂的綜合因素比較多，如還有螺栓自身由于加工質量造成的晶界抗氧化性能下降[13]、螺栓表面缺陷以及安裝時加熱孔內壁過燒[14]等其他的因素。應力在這些因素中起著放大效應，但并非是唯一的因素，下調預緊伸長量主要是降低應力對于缺陷擴展的放大效應。

綜合以上分析可以看出安裝時預緊力過大對于上汽超超臨界機組的Alloy783螺栓大批量斷裂是一個非常大的促進因素。在保證閥門不漏氣的前提下，將預緊力大幅下調并切實執行后，短時間內大批量螺栓斷裂問題能得到較大改善。從實際服役情況來看，下調預緊力后螺栓的斷裂比例發生了非常明顯的下降。

表1 典型工況下中主門（中調門）螺栓應力相對變化量

4 結論

以上汽超超臨界機組中壓汽門螺栓系統為研究對象，開展典型工況下螺栓整體和局部的三維有限元應力分析，結果發現：

（1）安裝時預緊力過大是造成上汽超超臨界機組的Alloy783螺栓大批量斷裂的一個較大促進因素。

（2）螺栓在預緊、啟動、穩定3種工況下有限元計算最大應力均集中在螺紋部分與螺母或閥體咬合的第1顆螺牙位置；啟動工況時螺栓內應力最大。

（3）降低預緊力伸長量后，中壓汽門螺栓預緊力相對于以往也發生了明顯的降低，使得螺栓短期斷裂的比例顯著下降。

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