1 025 t/h鍋爐集箱接管開裂和預防

周 峰

上海長興島熱電有限責任公司

0 前言

上海某電廠1號爐～4號爐均為同型號的SG1025t/h/18.3－M831單鍋筒、亞臨界控制循環鍋爐。1號爐～4號爐相繼投運于1995年4月至1997年9月期間。

2001年5月，檢修人員巡檢發現1號鍋爐大罩內有異常汽水泄漏響聲。此后，在鍋爐檢修后的水壓試驗中，發現屏再出口集箱爐左起數第8排管②角焊縫管側開裂，裂紋長度約1/3周長。

2005年1月，檢修人員巡檢發現2號爐大罩內有異常蒸汽泄漏聲響。在隨后2號爐檢修期間，檢查發現屏再出口集箱爐左起數第8排管②角焊縫管側開裂（見圖1）。受其蒸汽噴出影響，相鄰管子的管壁被吹穿（見圖2），由于及時停爐，幸未造成更大的損壞和影響。

圖1 角焊縫管側熔合線處開裂情況

圖2 相鄰管子的管壁有2處被吹穿

2005年5月，檢修人員在3號爐檢修中，檢查發現屏再出口集箱爐右起數第8排管②角焊縫管側疑似開裂，后經磁粉檢測（MT）確認開裂。裂紋幾乎穿透管壁。

檢修人員在2006年1月的鍋爐檢修中，又發現屏式再熱器出口集箱爐左起第8排的3根接管角焊縫開裂。

4臺鍋爐屏再集箱接管角焊縫相繼發生開裂，嚴重威脅到鍋爐的安全運行。

1 集箱管座角焊縫管側熔合線開裂原因分析

鍋爐屏再出口集箱接管管排共60排，每排由7根管子組成。

出口集箱規格Ф508 mm×30 mm，材料為12Cr1MoV。受熱面規格為Ф70 mm×5 mm，材料為15CrMoG。屏式再熱器出口集箱設計壓力4.3 MPa，設計溫度495℃

大罩內的屏再出口集箱及接管布置見圖3所示。

圖3 屏再出口集箱接管布置圖

綜合1號～4號鍋爐屏再出口集箱管座角焊縫管側開裂情況，發現有以下四個特點：6根開裂接管均為屏再出口集箱的管①、管②和管③，這6根管均為無彈性接管；開裂部位均為集箱管座角焊縫的管側熔合線處，裂紋走向與熔合線重合；裂紋位置均為管座角焊縫的下半部；開裂均由管子外表面向內壁發展。

由圖3可見，管①、管②和管③均為兩端固定的平面管段。冷態時，管子兩端均受到約束。當管段過渡到運行狀態時，管段會發生熱脹變形，管段熱脹變形示意圖見圖4。這時，管段兩端連接處將受到支座反力和力矩的作用，對管子會產生附加的軸向彎曲應力，管子的最大彎曲應力在圖5中的A點處，管段彎矩見圖5。

圖4 管段熱脹變形示意

圖5 管段彎矩圖

分析認為，屏再出口集箱管座角焊縫管側開裂，是由于管段型式設計不當，管段柔性太小。當管段處于高溫運行狀態時，管段的熱脹變形產生的熱應力無法自行均衡，在屏再出口集箱管座角焊縫管側的下半部產生一個較大的軸向拉應力，經過較長時間高溫運行后，最終導致集箱管座角焊縫管側熔合線處開裂。

2 接管改進設計和應力計算

針對管型設計不當、管段柔性太小導致管子開裂的原因，接管方式改造的原則是在接管上加裝一個彈性彎，使得接管的柔性增大。

根據不同彈性彎的柔性不同，現提出Ⅰ型和Ⅱ型兩種彈性彎。現分別計算了有無彈性彎和接入Ⅰ型和Ⅱ型彈性彎前后，接管應力的分布和大小。

首先，需推算15CrMo鋼在495℃，運行5萬h導致材料失效的持久強度值。根據已知的15CrMo鋼高溫持久強度試驗值，按照Larson-Miller公式(1)和等溫線外推公式(2)，采用最小二乘法進行數據擬合，可求得495℃，5×10 h的持久強度為178 MPa。即，接管在495℃蒸汽內壓及膨脹約束情況下，在管②角焊縫下側部位存在約178 MPa的拉應力。

公式（1）中：

在如圖3所示，坐標原點O為集箱與接管中心軸線交點，考慮到結構關于Y軸對稱以及在Z方向局部對稱，因此，計算模型選取結構體的1/2，且深度方向取接管在Z方向的間距的一半114 mm。設定集箱外壁a點為約束死點，則集箱可自由向Y正向及X方向膨脹，管系可自由向Y負向及X方向膨脹。接管的計算模型如圖6所示。

采用有限元計算軟件，計算在線彈性理論范圍內集箱及管系的應力狀態。根據管②角焊縫存在約178 MPa的拉應力，可得出在內壓4.3 MPa、蒸汽溫度495℃下，管段與鍋爐頂棚管的密封點（如圖3所示“b點”）向-Y向自由膨脹為0.008 5 m、+X向膨脹為0（即UY=-0.008 5 m、UX=0）。在未接入彈性彎前，管②接管的等效應力分布如圖7所示，管②角焊縫處主應力方向如圖8所示。

圖6 管②計算模型示意圖

將Ⅰ型和Ⅱ型彈性彎分別接入屏再出口集箱接管。經計算，獲得管①、管②和管③角焊縫管側外表面應力和管子最大應力值，應力計算結果見表1。

圖7 管②角焊縫處等效應力分布

圖8 管②角焊縫處主應力方向示意圖

表1 應力計算結果表

3 應力計算結果分析

1）由表1應力計算結果可見，管②在無彈性彎的情況下，集箱管座角焊縫管側應力為178 MPa。接入Ⅰ型彈性彎后，由于彈性彎的應力釋放作用，使得該處的應力陡降至40 MPa，應力降幅達77.5%。接入Ⅱ型彈性彎后，使得該處的應力降至38 MPa，應力降幅達78.7%。這表明，接入彈性彎對降低集箱管座角焊縫的應力水平是非常明顯和有效的。

綜合考慮Ⅰ型和Ⅱ型彈性彎對管座角焊縫應力影響、對彎管C點（即順汽流方向，彈性彎第2彎頭的內弧側）最大應力的影響，以及對管內工質流動阻力的影響，決定選用Ⅰ型彈性彎來改造屏再出口集箱原接管。

2）由接入Ⅰ型彈性彎后管座角焊縫應力計算結果可見，管①和管③應力值分別為55 MPa和30 MPa，該應力值遠低于15CrMo鋼在495℃時的許用應力值（96 MPa），據此認為，接入Ⅰ型彈性彎后，屏再出口集箱管①和管③管座角焊縫處的運行是足夠安全的。

3）由表1數據可見，在接入Ⅰ型彈性彎后，管①、管②和管③彎管“C”點的最大應力分別為87 MPa、99 MPa和105 MPa。其中，管②和管③的最大應力值略大于鋼管（15CrMo鋼）495℃的許用應力值（96 MPa）。然而，管系應力計算是建立在彎管內外弧壁厚均為接管名義壁厚（5 mm）的數學模型上。實際上，彎管外弧側實際壁厚要小于直管壁厚值。根據彎管內外弧壁厚實測結果，經計算，管①、管②和管③彎管C點的最大應力分別為5 9 MPa、67 MPa和71 MPa。該數據均小于材料的許用應力值（96 MPa），故彈性彎的安全運行也是有保證的。

4 接入彈性彎前后接管工質流量和壁溫變化情況評估

根據流體力學和傳熱學得知，在直管中接入一段彎管，將增加該接管中工質流動的阻力，降低管中工質流動的速度和減少管中工質的流量，因此導致管壁溫度有所升高。

現將彈性彎分別接入屏再出口集箱的管①、管②和管③，管中工質流量減少和管壁溫度升高值是否超出允許范圍，會否給接管安全運行帶來不利影響，就成為一個不容回避的問題。

有人曾對同類型鍋爐屏式再熱器受熱面壁溫進行計算，結果表明，在BCR（鍋爐連續額定出力）工況下，原管①、管②和管③的最高壁溫分別為540℃、528℃和531℃。

現對管①、管②和管③分別接入Ⅰ型彈性彎后的受熱面溫度計算，結果表明，由于彈性彎的接入，這3根管中工質流量減少值均小于3%，管子最高壁溫值增加了3～5℃。該壁溫增加值（3～5℃）相對于最高壁溫值（540℃）約為1%，由此認為，該壁溫升高值對管壁最高溫度值影響不大，且最高壁溫值仍在材料允許范圍之內。故3～5℃的溫度增加值，不影響這3根接管的安全運行。

5 結論和建議

綜合上述計算和分析結果，可以得出以下結論和建議。

1）屏再出口集箱管座角焊縫管側開裂原因是接管型式設計不當，接管柔性太小。當接管處于高溫運行狀態時，管②角焊縫管側的軸向彎曲應力（約為178 MPa）已超過鋼管材料在工作溫度下（495℃）5萬h的持久強度值，經過約5萬h后，集箱接管角焊縫管側熔合線處先后開裂。

2）管①、管②和管③分別接入Ⅰ型彈性彎后，其角焊縫管側應力分別降至55 MPa、40 MPa和30 MPa，應力值均遠低于鋼管材料495℃的許用應力值（96 MPa），由此認為，接入Ⅰ型彈性彎對降低集箱管座角焊縫的應力水平是非常有效和明顯的。

3）Ⅰ型彈性彎分別接入管①管②和管③，該3根管中工質流量減少值均小于3%，管子最高壁溫值增加3～5℃。壁溫增加值相對于最高壁溫值變化不大。可以認為，這3～5℃的溫度增加值，不影響屏再受熱面的安全運行。

4）建議在對接管進行改造之前，對被改造接管的角焊縫進行逐根MT檢測（磁粉探傷），及時發現和處理以前可能遺留的角焊縫微裂問題（即管壁開裂但未裂穿問題），確保集箱接管長期安全運行。