摘要： 文章简述了疲劳设计计算发展过程，指出汽包安全运行维护的重点问题。通过对高井热电厂5号汽包的探伤检验、资料审查，并结合高井热电厂5号炉汽包的运行工况，对国产第1台100 MW汽包进行了寿命分析。给出了在确保汽包安全的情况下锅炉的正常启停次数，并指出了正常运行中的重点监测部位。
关键词： 汽包；寿命评定；应力分析；疲劳；断裂
1 疲劳理论及其评定方法
疲劳就是构件或材料在受到远低于屈服极限的交变载荷作用下发生失效破坏的现象。高速运转的机器部件在交变应力的作用下容易产生失效破坏现象。构件的断裂是一个相当长的过程，裂纹贯穿着整个从原子尺寸到大型构件尺度的全过程。在原子尺寸范围（10-8
m以下）是原子物理要解决的问题，10-8~ 10-4 m的尺寸属于金属材料学科的研究领域，主要研究金相组织、二相粒子、夹杂物、晶粒大小等与微裂纹、裂纹扩展之间的关系。10-4
~100 m就是裂纹扩展的过程，也就是通常所说的断裂力学所研究的范围，这一范围也正是工程上最为关注的。
疲劳理论研究工作，早在20世纪40年代至80年代就有了突破性的发展，对于开裂与裂纹扩展的研究则到20世纪80年代后期甚至90年代才有较好的结果，实验室研究的整个寿命期的疲劳失效过程表明，初始裂纹越小时，使其扩展所需的驱动力越大，构件的承载能力就越大；反之亦然。
另外，从发现裂纹到寿命终结通常具有相当长的时间。若发现裂纹时的疲劳次数为N0，失效时的次数为Nf，
S.S.Manson，J.,Schijve 等人对裂纹产生时占总寿命的研究结果见表1。必须指出,这些实验是在实验室完成的，而且是小试样，实际构件中，被发现的初始缺陷尺寸和构件尺寸都会远大于表1中所列出的数值。从表1看出，初始裂纹到寿命终结还有相当长的时间分额，这正是寿命评估工作和带伤运行的前提条件。
最早注视疲劳断裂的是航空与运输业。被电力行业所重视还在20世纪中后期，特别是80年代美国多家电厂连续多次发生爆漏事故之后，美国才对62家电厂的集箱进行过详细普查，并进行了系统的研究。除对焊缝热影响区进行蠕变损伤的研究之外，还
表1 裂纹产生时占总寿命的分数N0/Nf
材料
试样几
何形状
Nf
发现开裂时的裂纹
长度/mm
N0/Nf
2014- T6
缺口
2000
0.06
0.015
20000
0.06
0.02
1000000
0.06
0.05
4340钢
缺口
1000
0.076
0.25
20000
0.076
0.30
对开孔间韧带的热疲劳对蠕变的影响进行了系统的研究，并提出了所谓的三级评定方法。根据许多实验结果,结合探伤科学的发展，生产上采用了定期检验的办法来预防突发性的事故已取得了切实的效果。
2 三级评定方法
2.1 第一级评定方法
(1) 设计图纸、设计依据（含设计规范、规程）的审查。
(2) 外观检验。
(3) 对外观检验中发现的缺陷部位做无损检测（NDT检验）。
(4) 运行资料和载荷历史的审查。
检验人员根据有关检验规程和自身的经验进行粗略的判断，并在检验报告中示出检验结果和是否需要返修、挖补或进一步的评估或处理。也可称为初级评定方法，与现行的锅检工作对应。
2.2 第二级评定方法
(1) 运行资料和载荷历史的审查、运行工况的调查。
(2) NDT检验。
(3) 对高温构件进行抽样金相检验。
(4) 壁厚测量。
(5) 硬度测量。
(6) 按照规程进行一些经验或半经验的分析计算。
(7) 材料的常规性能试验。
(8) 了解材料的性能变化。
在检验与评估报告中，检验人员除了给出检验到的缺陷、材料组织变化等直接结果之外，还要根据有关检验规程、评定规程和自身的经验进行总体判断，决定是否需要更加深入的研究工作，或返修、挖补方案。这就是通常的寿命评定方法。
2.3 第三级评定方法
(1) 运行资料和载荷历史的审查。
(2) 外观检验。
(3) NDT检验。
(4) 对高温构件进行抽样金相检验。
(5) 壁厚测量。
(6) 硬度测量。
(7) 对结构、工况和运行历史作详尽的了解，并进行精确计算。
(8) 材料的常规性能试验。
(9) 取实际构件材料的进行力学性能试验。
(10) 对特殊问题进行专项试验或模拟试验。
检验人员根据有关检验规程、评定规程和试验结果、计算结果进行全面地分析给出是否能够继续安全运行、返修、挖补等结论。若能继续安全运行，则给出剩余寿命及安全运行期内的维护措施，否则提出更换依据。这种方法可称为高级评定方法或完整性评定方法。
上述的三级评定法是一般而言，针对不同的问题，检验的内容不同，需要由评定人员根据具体问题和用户的要求及生产的需要来确定。高级评定方法与初级评定方法的差别在于高级评定方法对实际构件的危险部位的应力应变了解的准确性和精度更高。实际上，对电厂材料而言，各国都已积累了许多疲劳、蠕变和断裂性能数据。预测的准确性很大程度上取决于评定人员对评定对象的工况、缺陷尺寸和实际受力状态的了解程度。对于无缺陷的构件，主要由危险部位的应力应变确定寿命预测的精度。
汽包和集箱方面，国内到20世纪80年代才开始做一些疲劳研究工作，并在不少电厂应用。从进行19Mn5焊缝材料的疲劳性能试验、某电厂锅炉汽包八字裂纹的寿命评估及汽包下降管缺陷的评定开始，到现在已经历了20多年，并在补充焊缝疲劳性能的基础上，形成了自己的疲劳曲线和寿命评定方法。
3 高井发电厂5号炉汽包计算模型
3.1 汽包的特点
高井发电厂5号炉是由哈尔滨锅炉厂生产的国产第1台410 t/h汽包锅炉。型号为：HG－410/100－I型锅炉，其汽包设计计算参数为：压力P＝10.78
MPa，计算壁温317 ℃，1968年8月正式投产。至2003年9月大修已累计运行了262 215 h，启停1
489次。由于3号机组进行了汽机部分增容改造，为确保继续留用设备的安全运行，必须对这些设备进行寿命评定，为运行的安全性提供依据，因此有必要对该炉汽包进行寿命评估，以确定是否可以继续安全运行。与现代大型锅炉汽包不同的是该炉汽包的下降管是分散布置的，因此，必须经过应力计算来确定最大应力部位。
3.2 汽包的应力计算
3.2.1 EFM计算模型与网格划分
汽包立体图的一半图示如图1所示，按左右对称沿汽包中心面将其分为两部分，右端面为一对称面。为了简化计算模型，在不失一般性的基础上，对汽包外壁，我们选择了绝热边界模型，对汽包内壁，选择等温边界条件。由于汽包结构局部不完全对称，受有弯曲载荷的作用，所以必须采用立体模型。起初选用整体模型，如图1所示。由于汽包下降管分散布置，管子较多，且计算中包括热应力分析，致使单元数过多。对结构进行初步分析发现，安全阀管座处和汽包中部下降管孔处为危险应力点，为此我们对结构进行了适当的简化，简化后的计算实体模型结构如图2所示。计算中我们选用热机耦合场单元SOLID98，为4～6面体自适应单元，可以同时计算温度场和应力场。对模型中可能的危险应力点所在的体积内选用小尺寸单元细分网格，对其他部分选用较粗的单元，这样可以提高危险点附近的计算精度。图3给出了单元的划分结果。经过简化后，模型总的有限单元数为63364个，节点数为112577个。由于最大应力点不在汽水分界面上，在不失一般性的基础上，偏于安全的考虑是将内部温度边界条件定为均匀水温（或汽温），不考虑介质与汽包内壁的温差。鉴于问题考虑的是瞬态过程，关注的是瞬态温差引起的热应力，为了简化起见，将汽包外壁设置为绝热边界条件，在计算范围内，由此引入的计算误差很小。
图1 汽包立体图
为了充分描述最大应力点附近和各应力沿壁厚的变化情况，设置了3个路径，重点对这3个路径上的应力及温度变化进行讨论。这3个路径分别为安全阀管座内壁与前后对称面的交线Path1，前后对称面与封头和汽包圆筒的结合面的上交线Path2，以及汽包靠中间处下降水管所在的横截面与前后对称面的交线Path3，如图2和图3所示。
图2 简化后计算实体模型
图3 计算实体模型单元的划分结果
3.2.2 应力计算结果
将上述模型输入软件，得出的计算结果为，快速启动工况（升温速度为3℃/min）下，最大等效应力位于安全阀管座靠近汽包外壁处，最大MISES等效应力为403.66
MPa，不同工况载荷作用下的最大应力计算结果见表2。安全阀管靠近汽包外壁处的最大等效应力分布图如图4所示。
表2 不同工况载荷作用下的最大应力
压力/MPa
0
2.2
4.4
6.6
8.8
11
最大等效应力/MPa
0
120.251
192.046
263.571
333.096
403.66
最大第一主应力/MPa
0
105.138
168.495
238.071
305.116
376.542
图4 安全阀管靠近汽包外壁处的最大等效应力分布图
3.2.3 强度校验计算
5号炉汽包的膜应力为
σ=P×(R2w+R2n)/(R2w-R2n)
=10.78×(0.92+0.82)／(0.92-0.82)
=91.95 MPa
应力计算结果给出：实际薄膜应力小于许用应力101.56 MPa；峰值应力小于2倍屈服极限，仍满足设计要求,且构件是稳定的。强度校核合格。
3.3 高井电厂5号炉汽包的现场检验
3.3.1 资料审查
查阅锅炉运行台账后发现，自投运至2003年9月大修止已累计运行了262215h，启停1489次。无重大事故记录。
3.3.2 壁厚测量
测得最小壁厚为88.7 mm，仍然大于最小理论计算壁厚87 mm。
3.3.3 硬度检验
采用EQUOTIP Proceq型硬度仪对内外壁表面上的34个测点进行测量，硬度值在104～140HB，属正常范围内。
3.3.4 无损探伤检验
使用仪器CTS－22；探头K1.0对所有纵环焊缝能够触接的部位进行超声波探伤，发现第4道（自1号炉端起向8号炉方向记数）环焊缝H4外表面扫查时，距上部顶端逆时针740mm位置焊缝部位发现一个深埋缺陷，评为I级。缺陷距焊缝（近5号环焊缝H5侧）边沿30mm，无可记录缺陷。
3.3.5 运行状态评估
根据审查设计计算和实际运行资料，发现该汽包设计计算留有较大余度、制造质量优良、运行工况良好。目前的运行状态良好。
4 高井电厂5号炉汽包的寿命评定
4.1 应力—应变幅值计算
保守起见,将整个汽包处于弹性状态,应变幅值直接由σ/E计算得出应变幅值为0.0022676，见表3。
表3 应力应变幅值（3℃/min）
位 置
应力幅/MPa
应变幅值
安全阀管
靠近外壁处
DL/T 654—1998
376.542
GB/T 9222—88
244.55
DL/T 654—1998
0.002 2676
在快速起停时，许多局部超过屈服极限，应变不能按虎克定律直接求取。此时，根据变形过程中应变能的平衡关系，并略去高阶小量，可得到材料进入屈服状态之后的应变，应变幅值按下式来计算：
式中， σS为材料的屈服极限；σb为材料的强度极限；σi为假想弹性应力；E为弹性模量。
代入σb=420 MPa、δ=24%等性能参数，算得
a＝803.8526；ε＝0.000 46
这就是考虑到局部屈服进行修正得到的应变幅值。
4.2 疲劳寿命计算
按照《火电厂超期服役机组寿命评估技术导则》DL/T 654—1998计算。
快速起停工况下的应力幅值在表3中列出。通常低周疲劳寿命曲线可由下式给出
式中，2N5为循环稳定应力下降5%所对应的循环数。A、B、m、n为材料常数。
按照疲劳设计曲线求出的快速起停工况相应的疲劳寿命周次为5 800次 (按GB/T 9222—1988)与1
551次(按DL/T 654—1998)。由疲劳设计曲线求得的断裂周次可见：即使按最保守的方案处理，3℃/min的启停工况下最危险的部位的最短疲劳寿命为1
551周次起停，比过去35年累计的启停次数1 489还多一些。按照过去每年起停1 489/35=42.5次的频率计算1
551/42.5=36.46年。这就是说：如果起停工况完全正常，则还应有和过去运行时间差不多相同的使用寿命。若按照每周一次的启停,即每年启停51次,则可继续运行1
551/51=30年。若考虑到计算最大应力376.542 MPa，已经局部塑性，进行修正计算。则修正后的应变幅值很低，求得的疲劳周次为高周疲劳的周次，即大于100
000次。按照《水管锅炉锅筒低周疲劳寿命计算》GB/T 9222—1988中的附录D计算。
4.3 模拟模型的裂纹扩展评定
因为探伤结果中没有可记录缺陷。这就是说，在所探的部位没有Φ2当量以上的缺陷，这可能是因为首台100 MW汽包在生产时受到极高的重视，缺陷较少。但不排除有漏检的可能性。在引言中已叙及缺陷尺寸范围很宽，没有探出可记录缺陷，只是表明在现有仪器的灵敏度范围内没有较显著的缺陷。为此假定汽包中存在2mm深的裂纹，并且认为裂纹就在最大应力所在的位置，且裂纹取向也正好是最危险的方位。按照这样的假定模型，对裂纹扩展进行分析，即认为 =2
mm。
4.3.1 许用裂纹尺寸
按照COD评定缺陷可用性时，许用裂纹尺寸am由下式确定
 (3)
e按CVDA—1984的办法由下式求得
由此可见，即使有漏检，只要缺陷深度小于2mm。缺陷也是可以接受的许用缺陷，可以带伤运行。
4.3.2 断裂韧度值
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