謝阿萌， 胡智方， 成 磊， 徐治國

(1. 湖南省湘電鍋爐壓力容器檢驗中心有限公司， 長沙 410004；2. 上海交通大學(xué) 機(jī)械與動力工程學(xué)院， 上海 200240)

目前，火力發(fā)電仍是我國主要的發(fā)電方式，在國民經(jīng)濟(jì)的快速發(fā)展中不可或缺。建設(shè)超臨界和超超臨界火電機(jī)組可以有效提高火電機(jī)組的熱效率，并有效降低火電廠的CO2排放量。但是，由于機(jī)組中的蒸汽管道需要長期在高溫高壓環(huán)境下服役，可能導(dǎo)致蒸汽管道發(fā)生疲勞失效。因此，只有保證火電機(jī)組的蒸汽管道處于正常運行狀態(tài)，才能保障整個火電廠的安全運行[1]。

在P91鋼的基礎(chǔ)上，使用Mo元素取代部分W元素能夠使得P91鋼蠕變強度提高約30%，從而產(chǎn)生了P92、P122和E911這3種新型耐熱鋼[2]。在使用這3種鋼的基礎(chǔ)上，可以將機(jī)組的蒸汽參數(shù)提高到34 MPa/620 ℃。目前，P92鋼己經(jīng)應(yīng)用到蒸汽溫度為623～630 ℃的發(fā)電機(jī)組中。P92鋼在長時高溫服役過程中，其微觀組織和強化沉淀相會發(fā)生變化。在長時間的高溫和應(yīng)力的共同作用下，大量的馬氏體板條會出現(xiàn)變形、分解和回復(fù)，位錯密度減少，原始的強化沉淀相出現(xiàn)聚集、粗化現(xiàn)象[3]。與此同時，析出M23C6相、MX相、Laves相和Z相等一系列新相。M23C6相在P92鋼中主要沿原奧氏體晶界和馬氏體板條晶界處析出。在晶界處，立方結(jié)構(gòu)(Fe, Cr, Mo)23C6能保持晶界的穩(wěn)定性，同時有效阻礙亞晶界在蠕變過程中的移動[3]。MX相的尺寸相對細(xì)小，在長期服役過程中MX相的粗化速率相對緩慢，其是保持P92鋼性能穩(wěn)定的主要析出相[4]。Z相一般在光學(xué)顯微鏡下呈現(xiàn)棒狀和長方形顆粒狀，其主要成分為Cr(V, Nb)N[5]。由于W原子在M23C6相周圍富集有利于降低M23C6相和馬氏體之間的錯配度，Laves相一般依附于原本奧氏體晶界所在位置的M23C6相處形成晶核[6]。

選取國內(nèi)某電廠高溫高壓蒸汽管道熱負(fù)荷變化最大處的疏水罐作為研究對象。首先，建立了其溫度場的數(shù)學(xué)模型和有限元模型，同時劃分網(wǎng)格，根據(jù)高溫高壓蒸汽管道疏水罐在機(jī)組啟動時的運行參數(shù)，確定其邊界條件，計算疏水罐中水發(fā)生相變時刻的溫度場分布及表面對流傳熱系數(shù)；其次，模擬高溫高壓蒸汽管道疏水罐在溫度和壓力兩種載荷共同作用下的熱應(yīng)力場，得到不同時刻的熱應(yīng)力分布云圖，找到最大熱應(yīng)力對應(yīng)的位置，并且與實驗結(jié)果進(jìn)行對照；最后，觀察長期服役后的疏水罐在溫度-應(yīng)力交互作用下產(chǎn)生裂紋以后的金相組織，分析疏水罐內(nèi)壁裂紋產(chǎn)生的原因，并且提出改進(jìn)措施。

1 模型建立

1.1 傳熱基本原理

所研究的物理過程涉及的主要傳熱方式為疏水罐內(nèi)壁和外壁之間的熱傳導(dǎo)，以及高溫高壓蒸汽與疏水罐內(nèi)壁之間的熱對流，忽略氣體的熱輻射。

疏水罐內(nèi)壁和外壁之間的熱傳導(dǎo)基于傅里葉定律，即

(1)

式中：Φ為熱傳導(dǎo)傳熱量；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；A為接觸面積；T為溫度；x為坐標(biāo)。

高溫高壓蒸汽與疏水罐內(nèi)壁之間的熱對流是指蒸汽流經(jīng)疏水罐內(nèi)壁與其存在溫差而導(dǎo)致的熱量傳遞現(xiàn)象。該過程的基本傳熱公式為：

q=hAΔT

(2)

式中：q為熱對流傳熱量；h為蒸汽與疏水罐內(nèi)壁間的對流傳熱系數(shù)，取決于蒸汽的流動速度、壓力等參數(shù)；ΔT為溫差。

為了進(jìn)行有限元計算，需要建立導(dǎo)熱微分方程并對其進(jìn)行積分[7]，得到：

(3)

1.2 流動基本原理

為了求出對流傳熱系數(shù)，需要確定管內(nèi)高溫高壓蒸汽的流場。流場的控制方程為：

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

式中：u、v、w分別為x、y、z方向上流體的流動速度；p為壓力；g為重力加速度；κ為導(dǎo)熱系數(shù)；μ為黏度；cp為流體的比定壓熱容；θ為過余溫度。

1.3 熱應(yīng)力求解

物體溫度上升將導(dǎo)致自身膨脹，進(jìn)而產(chǎn)生線應(yīng)變。物體不受任何約束的各個點的熱變形不會引起熱應(yīng)力[8]；反之，若物體受到約束，比如物體溫度場不均勻或者物體表面與其他物體接觸，則熱變形受到限制，此時便產(chǎn)生了應(yīng)力[9-11]。物體溫度發(fā)生變化，由熱變形被限制引起的應(yīng)力就是熱應(yīng)力[12-13]。

熱應(yīng)力分析的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系與一般應(yīng)力分析相比，稍有區(qū)別[10,14]。如果考慮到熱應(yīng)力，線應(yīng)變將具有以下形式：

ε=αΔT

(9)

式中：ε為線應(yīng)變；ΔT為物體內(nèi)任意點的溫度改變值；α為材料的線膨脹系數(shù)。

1.4 三維模型建立

根據(jù)實際疏水罐，利用軟件建模，模型的三維視圖和剖視圖見圖1。

圖1 模型的三維視圖和剖視圖

1.5 邊界條件

對于所建模型，一般采用第一類邊界條件和第三類邊界條件，具體為：

T=T0

(10)

(11)

式中：T0為環(huán)境溫度。

2 結(jié)果與分析

2.1 溫度場計算

在整個蒸汽管道的工作流程中，傳熱量最大的過程是剛啟動時高溫蒸汽和液態(tài)水的傳熱過程，此時疏水罐內(nèi)壁受到的熱應(yīng)力也最大。假設(shè)疏水罐內(nèi)初始有一定量的100 ℃液態(tài)水，來自再熱蒸汽管道的高溫蒸汽此時與水進(jìn)行傳熱，因此計算整個系統(tǒng)內(nèi)的壓力場和溫度場。

系統(tǒng)內(nèi)壓力場見圖2。從圖2可以看出：疏水罐中出現(xiàn)渦流，因此產(chǎn)生負(fù)壓；但是在整體上，壓力的變化很小，與高溫蒸汽壓力相比，相差至少6個數(shù)量級，故可以忽略壓力的變化。

圖2 系統(tǒng)內(nèi)壓力場

系統(tǒng)內(nèi)溫度場見圖3。從圖3可以看出：主管道的上半部分溫度為350～400 ℃，靠近疏水罐的主管道溫度為250～300 ℃，而水面以下的罐體和疏水管溫度均為100 ℃左右。600 ℃的高溫蒸汽在進(jìn)入疏水罐后溫度會下降到450 ℃左右，同時與水面和疏水罐本體發(fā)生對流傳熱。

圖3 系統(tǒng)內(nèi)溫度場

為了計算熱應(yīng)力，對高溫蒸汽管道內(nèi)壁和疏水罐內(nèi)壁的對流傳熱系數(shù)進(jìn)行計算，可以求出主管道內(nèi)壁的對流傳熱系數(shù)為8.15 W/(m2·K)，疏水罐內(nèi)壁的對流傳熱系數(shù)為4.22 W/(m2·K)，熱量由蒸汽向管壁傳遞，該傳熱系數(shù)可用于后續(xù)熱應(yīng)力的計算。

2.2 熱應(yīng)力計算

要計算給定P92鋼樣品熱應(yīng)力，需要測量樣品的物性參數(shù)，如密度、熱膨脹率、導(dǎo)熱系數(shù)等。采用DIL 402 Expedis型熱膨脹儀測量熱膨脹率，采用LFA 467型激光導(dǎo)熱儀測量導(dǎo)熱系數(shù)，將測量結(jié)果用于后續(xù)計算。

管道內(nèi)蒸汽壓力分別為0.1 MPa(大氣壓力)、3.0 MPa、4.5 MPa、5.0 MPa時的系統(tǒng)線應(yīng)變結(jié)果見圖4。從圖4可以看出：系統(tǒng)中最大線應(yīng)變位于主管道上側(cè)，而疏水罐本體的線應(yīng)變很?。徽羝麎毫χ鞴艿篮褪杷拚麄€系統(tǒng)線應(yīng)變的影響很小，可以忽略不計。

圖4 不同內(nèi)部壓力下的系統(tǒng)線應(yīng)變

內(nèi)部壓力分別為0.1 MPa、3.0 MPa、4.5 MPa、5.0 MPa時的系統(tǒng)熱應(yīng)力見圖5。從圖5可以看出：最大熱應(yīng)力位于主管道和疏水罐的連接處，約為3.05×1010Pa，疏水管處熱應(yīng)力最?。徽羝麎毫κ杷薇倔w熱應(yīng)力的影響也很小，熱應(yīng)力主要受疏水罐本體溫度場的影響。

圖5 不同內(nèi)部壓力下的系統(tǒng)熱應(yīng)力

2.3 裂紋的產(chǎn)生

在實際生產(chǎn)中，管道外的絕熱材料并不能達(dá)到理想的絕熱狀態(tài)，實際上熱量還是會通過保溫層散失。當(dāng)蒸汽管道停止運行時，高溫蒸汽溫度下降并在疏水罐中凝結(jié)為水，而當(dāng)蒸汽管道開始運行時，疏水罐中的水會蒸發(fā)，長時間運行下的冷熱交替產(chǎn)生熱應(yīng)力，進(jìn)而導(dǎo)致裂紋的產(chǎn)生。實際疏水罐本體的內(nèi)表面情況見圖6，裂紋主要分布在疏水罐本體的上半部分內(nèi)表面。

圖6 實際疏水罐本體的內(nèi)表面情況

對于有絕熱材料包裹的疏水罐，在運行達(dá)到穩(wěn)定時，外壁會處于一個恒定的溫度，此時應(yīng)在模擬中加上外壁溫度的條件。因此，假設(shè)外壁面溫度為100 ℃，計算壁面溫度場，其結(jié)果見圖7。

圖7 考慮外壁面溫度的溫度場模擬

從圖7可以看出：疏水罐本體上部的溫度梯度變化更加明顯，冷熱交替的溫差更大，當(dāng)疏水罐本體在被加熱或者冷卻時，不同位置的溫度梯度不同，導(dǎo)致不同位置的熱應(yīng)力也不同，因此不同位置的體積變化也不相同，會產(chǎn)生微小裂紋。裂紋隨著運行時間的增長而逐漸擴(kuò)展，最終導(dǎo)致罐體無法正常服役。

2.4 裂紋處金相組織觀察

實驗儀器選擇光學(xué)顯微鏡LEICA DM 4000，實驗樣品選取裂紋最多的疏水罐本體上部樣品，觀察其產(chǎn)生裂紋后的金相組織。制備采用線切割加磨床打磨制備樣品，樣品經(jīng)過砂紙研磨、拋光機(jī)拋光、三氯化鐵鹽酸溶液浸蝕后進(jìn)行光學(xué)顯微鏡觀察。

利用光學(xué)顯微鏡對長期在高溫高壓環(huán)境服役的樣品進(jìn)行顯微組織觀察(放大50倍)，以分析P92鋼制成的疏水罐產(chǎn)生裂紋的原因。圖8為裂紋處金相組織形貌。

圖8 金相組織

從圖8可以看出：經(jīng)過長時間高溫運行的疏水罐不同位置的金相組織都是典型回火馬氏體組織，M23C6彌散相在晶界、亞晶界析出，內(nèi)部的板條馬氏體邊界也存在彌散的M23C6析出相；樣品晶體邊界析出了細(xì)小發(fā)亮的Laves相，其核心的析出區(qū)位于M23C6型碳化物在晶界和亞晶界上的析出相附近。M23C6型碳化物和Laves相的聚集粗化和基體組織中固溶元素的遷移擴(kuò)散導(dǎo)致疏水罐本體高溫性能退化[1]。

在供貨態(tài)P92鋼的基體組織上分布著大量的會阻礙滑動位錯的細(xì)小碳化物，這種碳化物之間的位錯強化可以提高材料的強度。但是，經(jīng)過長期高溫高壓環(huán)境的作用后，碳化物顆粒會從外界環(huán)境獲得更多動能，離開顆粒原本位置，導(dǎo)致位錯強化作用變?nèi)?，進(jìn)而導(dǎo)致材料的抗蠕變能力降低。金相組織的轉(zhuǎn)變是材料的硬度發(fā)生變化的根本原因，隨著材料服役時間變長，晶粒里面的碳化物將會聚集并不斷長大，材料晶界處有二次碳化物析出并長大，此時晶界中碳化物附近的基體組織將會出現(xiàn)貧碳貧鉻的現(xiàn)象，這導(dǎo)致基體組織的硬度逐漸下降。與此同時，材料中的彌散強化作用變強，直接導(dǎo)致新的合金碳化物顆粒析出，新的合金碳化物會降低原本基體中碳化物的粗化程度，減緩硬度下降。在此之后，彌散強化將一直作用在基體組織上，合金碳化物繼續(xù)析出并長大，W、Mo等強化基體的固溶元素開始脫離基體，形成Laves相等新相，并且新相隨著服役時間的增加不斷長大，導(dǎo)致固溶元素的二次硬化作用減弱，進(jìn)而造成材料的硬度持續(xù)下降。由于疏水罐材料P92鋼抗蠕變能力的降低、材料硬度的下降和斷裂韌性的下降，疏水罐產(chǎn)生裂紋。

3 改進(jìn)措施

針對長時過熱和短時過熱的綜合作用導(dǎo)致高溫高壓管道疏水罐產(chǎn)生裂紋的情況，為確保鍋爐運行安全，建議采取以下改善措施[15]：

(1) 定期按照DL/T 438—2016 《火力發(fā)電廠金屬技術(shù)監(jiān)督規(guī)程》檢查各個疏水罐，并且檢查疏水罐內(nèi)部是否存在異常。

(2) 高溫蒸汽運行中嚴(yán)格按照操作規(guī)程進(jìn)行蒸汽調(diào)整，減緩管路的啟停過程，減小熱應(yīng)力的變化，將疏水罐的壁溫控制在合理范圍內(nèi)。

(3) 加強對疏水罐本體質(zhì)量的監(jiān)督，定期檢測疏水罐本體的金相組織、力學(xué)性能，并且進(jìn)行超聲波壁厚檢測，若疏水罐本體產(chǎn)生異常，則需要及時對其進(jìn)行更換。

4 結(jié)語

針對某電廠高溫高壓蒸汽管道中的疏水罐，基于采用基本流動傳熱模型，模擬高溫高壓工作條件下疏水罐內(nèi)的溫度場分布，計算不同壓力下疏水罐內(nèi)的熱應(yīng)力分布，并觀察產(chǎn)生裂紋疏水罐的P92鋼金相組織，得到的主要結(jié)論為：

(1) 主管道內(nèi)壁和疏水罐內(nèi)壁的對流傳熱系數(shù)分別為8.15 W/(m2·K)、4.22 W/(m2·K)，系統(tǒng)內(nèi)的壓力變化可以忽略不計，主管道上半部分的溫度為350～400 ℃，臨近疏水罐的主管道溫度為250～300 ℃，而水面以下疏水罐本體和疏水管溫度均為100 ℃左右。600 ℃的高溫蒸汽進(jìn)入疏水罐后，其溫度會下降到450 ℃左右，同時與水面和疏水罐本體發(fā)生對流傳熱。

(2) 系統(tǒng)的最大線應(yīng)變位于主管道上側(cè)，而疏水罐本體的線應(yīng)變很小。蒸汽壓力對主管道和疏水罐整個系統(tǒng)線應(yīng)變的影響很小，可以忽略不計。最大熱應(yīng)力位于在主管道和疏水罐的連接處，其值約為3.05×1010Pa，疏水管處熱應(yīng)力最小。

(3) 比較不同蒸汽壓力下的計算結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，蒸汽壓力對疏水罐本體熱應(yīng)力的影響也很小，并且受疏水罐本體溫度場的影響。疏水罐內(nèi)部的溫度梯度不同，不同位置的熱應(yīng)力也不同，進(jìn)而導(dǎo)致不同位置的體積變化不同，產(chǎn)生微小裂紋。裂紋隨著運行時間的增長而逐漸擴(kuò)展，最終導(dǎo)致罐體無法正常服役。

(4) M23C6型碳化物、Laves相的聚集粗化和基體組織中固溶元素的遷移擴(kuò)散，造成二次硬化作用減弱和材料硬度的持續(xù)下降，這是P92鋼疏水罐長期服役后性能劣化的主要原因。