鄭玉卿　鐘豐平　柯和繼　朱西產(chǎn)

摘要：對(duì)某電站面式減溫器筒體內(nèi)壁承受低溫冷凝水滴的部位進(jìn)行理論應(yīng)力計(jì)算，同時(shí)基于ANSYS對(duì)相同工況下的減溫器進(jìn)行間接的熱固耦合應(yīng)力仿真.結(jié)果驗(yàn)證低溫冷凝水間斷滴落是導(dǎo)致筒體內(nèi)壁產(chǎn)生輻射狀裂紋的最大根源，并從理論上通過線性插值推導(dǎo)得知低溫冷凝水滴的溫度低于207.5 ℃.仿真結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果偏差不超過10%，吻合較好，且后者更保守.結(jié)果可為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)更復(fù)雜的承壓設(shè)備強(qiáng)度校核提供參考.

關(guān)鍵詞：減溫器； 筒體； 裂紋； 冷凝水滴； 熱疲勞裂紋； 熱固耦合； 等效應(yīng)力

中圖分類號(hào)： TK225；TB115.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：B

Abstract：The theoretical stress is calculated for the part of cylinder inwall of the surfacetype desuperheater of a power plant which is subjected to low temperature condensation droplets， and the thermostructural coupling stress is simulated indirectly for the desuperheater by ANSYS in the same working condition. The results verify that the radicalized cracks on the cylinder inwall are caused mainly by the intermittent dropping of low temperature condensed water， and the theoretical deduction using linear interpolation shows that the temperature of lower temperature condensation droplets is lower than 207.5 ℃. The error between the simulation results and the theoretical calculation results is lower than 10%， which indicates that they are in good consistence； the latter is more conservative. The results can provide reference for the strength check of the pressure equipment that the structure design is more complicated.

Key words：desuperheater； cylinder； crack； condensed droplet； heat fatigue crack； thermostructural coupling； equivalent stress

0 前 言

2010年10月，檢驗(yàn)人員對(duì)一臺(tái)小型電站鍋爐定期檢查時(shí)發(fā)現(xiàn)面式減溫器下排中部的蒸汽出口管孔附近筒體存在多條輻射狀裂紋，初步判定為熱疲勞裂紋，要求使用單位更換筒體.2012年12月再次檢查時(shí)面式減溫器的溫度和壓力波動(dòng)較小，減溫器芯管經(jīng)壓力測試無漏水現(xiàn)象，而采用超聲波檢驗(yàn)上次裂紋發(fā)生處時(shí)，又在筒體內(nèi)壁多處產(chǎn)生輻射狀裂紋，且微觀上呈不規(guī)則的網(wǎng)狀.減溫器筒體內(nèi)壁輻射狀裂紋見圖1，期間累計(jì)運(yùn)行時(shí)間僅為14 000 h.

面式減溫器筒體20 mm厚Φ426 mm，上部蒸汽進(jìn)口管5 mm厚Φ89 mm共2排6根，下部蒸汽引出口管3.5 mm厚Φ38 mm共3排57根，均為沉孔焊接，見圖2.減溫器蒸汽進(jìn)口溫度為365.8 ℃，出口溫度為338 ℃，內(nèi)部氣壓為4.12 MPa，冷卻水進(jìn)水溫度為105 ℃，出水溫度為124 ℃，水壓為4.6 MPa.[1]筒體材料為20鋼，筒體內(nèi)壁裂紋處工作溫度為338 ℃，查閱中航航空材料和日本國家材料數(shù)據(jù)庫可得338 ℃下20鋼材料特性參數(shù)見表1.

1 理論應(yīng)力計(jì)算

1.1 內(nèi)壓應(yīng)力

筒體內(nèi)壁在內(nèi)壓作用下存在三向應(yīng)力：徑向、周向和軸向應(yīng)力.設(shè)計(jì)參數(shù)和材料性能參數(shù)代入拉美公式[2]可求得三向應(yīng)力.另外，受內(nèi)壓殼體與接管連接處附近的局部范圍產(chǎn)生較高的不連續(xù)應(yīng)力，根據(jù)應(yīng)力集中因數(shù)Decock經(jīng)驗(yàn)公式[2]求得Kt≈2.483，連接處最大彈性應(yīng)力等于不開孔時(shí)的周向應(yīng)力與Kt的乘積，且筒體內(nèi)壁周向應(yīng)力通常大于軸向應(yīng)力，故內(nèi)壁三向應(yīng)力修正結(jié)果見表2.

1.2 熱應(yīng)力

采用給水法冷卻蒸汽時(shí)，不論蒸汽是飽和的還是過熱的，均會(huì)產(chǎn)生部分蒸汽凝結(jié)的現(xiàn)象，逐漸累積產(chǎn)生冷凝水滴.[3]因面式減溫器的內(nèi)部護(hù)板孔與其正下方的蒸汽引出孔直徑相等且軸線重合，故當(dāng)筒體內(nèi)壁上方冷凝水滴間斷滴落至筒體內(nèi)壁時(shí)，就產(chǎn)生劇烈變化的二向熱應(yīng)力.

筒體內(nèi)部的冷凝水滴溫度至今未有研究人員進(jìn)行相關(guān)實(shí)測.在筒體內(nèi)壁溫度338 ℃和進(jìn)水芯管外壁溫度110 ℃之間均勻取4組溫度值作為冷凝水滴溫度來求解裂紋處熱應(yīng)力，所取溫度值為110，162，214和266 ℃.代入熱應(yīng)力公式計(jì)算得到不同溫差冷凝水滴導(dǎo)致筒體內(nèi)壁產(chǎn)生的交變熱應(yīng)力值見表3，負(fù)號(hào)表示壓應(yīng)力.

通過比較表2與表3中的應(yīng)力值可知：若冷凝水滴的溫度越低，即筒體內(nèi)壁與冷凝水滴的溫差越大，則溫差引起的結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力絕對(duì)值遠(yuǎn)大于內(nèi)壓引起的拉應(yīng)力，所以推斷熱應(yīng)力才是引起筒體疲勞損傷的決定性因素.由此可知減溫器筒體內(nèi)部冷凝水滴的間斷滴入正是筒體下方內(nèi)壁產(chǎn)生多處輻射狀裂紋的直接誘因.[4]

1.3 裂紋處總應(yīng)力

減溫器筒體內(nèi)壁裂紋處在承受內(nèi)壓的同時(shí)，還承受不連續(xù)應(yīng)力和冷凝水滴的間斷滴入致使結(jié)構(gòu)表面產(chǎn)生交變熱應(yīng)力，所以筒體裂紋處的合成應(yīng)力由內(nèi)壓引起的三向彈性應(yīng)力和溫差引起的二向熱應(yīng)力疊加而成.結(jié)構(gòu)合成總應(yīng)力可由von Mises等效應(yīng)力公式[5]計(jì)算得到，不同溫度的冷凝水滴作用下減溫器筒體內(nèi)壁裂紋處的總應(yīng)力值見表4.

2 間接熱固耦合應(yīng)力仿真

減溫器筒體可視為軸向?qū)ΨQ且沿軸向不變，選取減溫器筒體裂紋處的蒸汽引出管及其附近結(jié)構(gòu)的1/4建模.采用間接熱固耦合方法，首先進(jìn)行熱場分析，然后將有限元節(jié)點(diǎn)溫度作為初始邊界條件施加于新結(jié)構(gòu)單元，進(jìn)入結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力分析.在HyperMesh 10.0中采用六面體單元SOLID70建立有限元熱分析模型，見圖3，導(dǎo)入到ANSYS 12.0中，單元切換為SOLID185進(jìn)行結(jié)構(gòu)熱應(yīng)力分析，整個(gè)模型單元個(gè)數(shù)為81 221，節(jié)點(diǎn)個(gè)數(shù)為89 721 [6].

2.1 結(jié)構(gòu)熱場分析

根據(jù)上述假設(shè)，冷凝水溫度取110，162，214和266 ℃等4組不同溫度值進(jìn)行分析，其中溫度載荷施加于蒸汽引出管與筒體焊接內(nèi)壁邊緣處，整個(gè)模型參考溫度設(shè)為338 ℃.經(jīng)ANSYS 12.0計(jì)算和結(jié)果后處理，得到不同冷凝水滴間斷滴入下的結(jié)構(gòu)溫度場分布，可知在多種冷凝水作用下的結(jié)構(gòu)溫度場分布大致相同.冷凝水溫度為110 ℃時(shí)結(jié)構(gòu)內(nèi)部溫度場分布見圖4.為更清楚地反映筒體下方內(nèi)壁沿厚度方向的溫度變化情況，通過POST26提取水滴處沿筒體厚度方向由內(nèi)向外的溫度變化曲線，見圖5.該曲線表明：減溫器筒體從內(nèi)到外的0～1 mm狹小范圍內(nèi)出現(xiàn)急劇升高至環(huán)境溫度，而在1～20 mm的大部分區(qū)域溫度穩(wěn)定在環(huán)境溫度.

2.2 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

模型導(dǎo)入ANSYS 12.0中.先將SOLID70單元轉(zhuǎn)換為SOLID185單元，將上述4組熱分析結(jié)果文件作為結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析的初始溫度載荷施加，同時(shí)在模型對(duì)稱截面上施加對(duì)稱約束，在蒸汽引出口底面施加法向（z向）約束，分別進(jìn)行結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析.因減溫器筒體承受內(nèi)壓，故在筒體內(nèi)壁上均勻施加4.12 MPa壓力.特別注意的是，減溫器筒體下方內(nèi)壁穩(wěn)態(tài)工作溫度為338 ℃，故需設(shè)參考溫度為338 ℃.[7]

仿真計(jì)算得出減溫器筒體內(nèi)壁在4個(gè)不同溫度冷凝水滴作用下的等效應(yīng)力場分布.冷凝水滴為110，162，214和266 ℃時(shí)的內(nèi)壁等效應(yīng)力云圖見圖6.這4個(gè)工況下的最大等效應(yīng)力值和對(duì)應(yīng)的理論計(jì)算值見表5.

由圖6可知結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力主要集中在筒體內(nèi)壁的冷凝水滴處，這驗(yàn)證減溫器筒體內(nèi)壁蒸汽引出管處率先出現(xiàn)輻射狀裂紋的事實(shí).表5表明：冷凝水滴的溫度越高，水滴與筒體內(nèi)壁之間的溫差越小，最大等效應(yīng)力值越?。环抡嬗?jì)算結(jié)果均大于理論等效應(yīng)力計(jì)算結(jié)果，說明理論等效應(yīng)力計(jì)算更加保守；兩者的偏差不超過10%，說明仿真和理論計(jì)算吻合非常好.

由基于理論計(jì)算的線性插值計(jì)算可得：當(dāng)冷凝水滴溫度在207.5 ℃左右時(shí)，筒體內(nèi)壁裂紋處的最大等效應(yīng)力接近338 ℃時(shí)20鋼的屈服應(yīng)力185 MPa.當(dāng)冷凝水滴溫度低于207.5 ℃時(shí)，裂紋處最大等效應(yīng)力將超過20鋼的屈服應(yīng)力，金屬結(jié)構(gòu)可能逐漸進(jìn)入緩慢的塑性變形階段.在冷凝水滴間斷滴入的作用下，塑性變形逐步累積，累積至一定程度時(shí)，筒體金屬結(jié)構(gòu)就會(huì)產(chǎn)生微細(xì)裂紋.裂紋在筒體內(nèi)壁上呈輻射狀擴(kuò)展，最終在減溫器筒體蒸汽引出管孔附近結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生輻射狀熱疲勞裂紋.此時(shí)，用戶應(yīng)及時(shí)更換減溫器筒體，否則裂紋可能向筒體外壁繼續(xù)擴(kuò)展，致使高壓筒體爆炸造成重大安全事故.

3 結(jié)論和建議

（1）通過對(duì)減溫器筒體內(nèi)壁裂紋處的理論應(yīng)力計(jì)算和基于ANSYS 12.0的熱固耦合仿真計(jì)算，結(jié)果均表明間斷的冷凝水滴是筒體內(nèi)壁產(chǎn)生輻射狀疲勞熱裂紋的最大根源所在，同時(shí)理論線性插值推導(dǎo)冷凝水滴的溫度范圍低于207.5 ℃.鑒于此，建議面式減溫器設(shè)計(jì)部門應(yīng)對(duì)內(nèi)部機(jī)械結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部改進(jìn)，以阻止冷凝水滴通過護(hù)板背面反向間斷滴到減溫器筒體內(nèi)壁上.

（2）4個(gè)溫度工況的筒體內(nèi)壁仿真計(jì)算均大于理論計(jì)算的最大等效應(yīng)力，說明理論等效應(yīng)力計(jì)算更為保守.同時(shí)，兩者偏差率均不超過10%，吻合度很好，說明基于有限單元法間接熱固耦合仿真計(jì)算可以替代理論上的復(fù)雜計(jì)算，可應(yīng)用于未來更復(fù)雜的減溫器筒體內(nèi)壁或局部結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)和校核，免除筒體結(jié)構(gòu)不連續(xù)引起的不連續(xù)應(yīng)力復(fù)雜計(jì)算，并且可得到整個(gè)減溫器筒體內(nèi)壁的應(yīng)力場分布.因此，間接有限元熱固耦合仿真分析為高溫高壓設(shè)備的強(qiáng)度校核設(shè)計(jì)提供又一種切實(shí)可行的校核方法.

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（編輯 武曉英）