沙遠超， 韋紅旗， 汪 超， 胡善苗

(東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院， 南京 210096)

水冷壁是電廠鍋爐重要的蒸發(fā)受熱面之一，水冷壁泄漏是造成電廠非正常停機最常見的原因之一，也是影響電廠安全穩(wěn)定運行的技術(shù)難題[1]。水冷壁裂紋失效的原因主要有管壁超溫、化學(xué)腐蝕、燃燒方式不當(dāng)、熱負荷變動、結(jié)垢堵塞等[2]。

筆者針對某電廠660 MW機組，從剛性梁角部連接裝置的結(jié)構(gòu)設(shè)計及角部裝置中的刀板對水冷壁的作用力方面進行分析探討和優(yōu)化改造，以探究如何防止水冷壁管裂紋失效。

1 問題概況

1.1 水冷壁失效情況

該電廠4臺660 MW機組鍋爐均為超臨界參數(shù)變壓直流爐。鍋爐為單爐膛塔式布置，爐膛由膜式水冷壁組成，采用螺旋段加垂直段的布置方式。自運行以來，垂直段水冷壁的四角位置處多次出現(xiàn)水冷壁管裂紋失效。從爐外觀察為背火側(cè)縱向裂紋失效，具體位置在水冷壁角部與剛性梁角部連接裝置的連接處。4臺鍋爐水冷壁在不同部位多次出現(xiàn)泄漏，主要原因有異物堵塞造成水冷壁管長期過熱、管壁疲勞裂紋擴展、水冷壁管存在原始焊接缺陷、水冷壁管疲勞損壞。

對4臺鍋爐刀板附近水冷壁失效情況進行觀察，得到主要失效部位見圖1，刀板端部位置水冷壁裂紋失效見圖2。在鍋爐水冷壁角部與刀板角部連接位置處的水冷壁管(角部1號管)失效或存在裂紋的情況較多；在刀板端部后的第一根水冷壁管(端部40號管)處也存在裂紋失效，但此處出現(xiàn)裂紋失效的情況較少，主要還是集中在角部1號管附近。

圖1 水冷壁管裂紋失效主要位置

圖2 刀板端部位置水冷壁裂紋失效

剛性梁角部結(jié)構(gòu)對于水冷壁裂紋失效的影響很大，因此在進行模擬分析之前需要對鍋爐的剛性梁系統(tǒng)進行分析。

1.2 剛性梁系統(tǒng)

為防止鍋爐在事故工況下因爐膛壓力變化造成受熱面損壞或永久變形，鍋爐剛性梁裝置設(shè)計所能承受的壓力為-5 800～+5 800 Pa。鍋爐剛性梁具有提高管墻的剛度、降低爐膛低頻振動及傳遞導(dǎo)向載荷等作用[3]。剛性梁分為垂直剛性梁和水平剛性梁，而水平剛性梁又分為主剛性梁和中間剛性梁，主剛性梁具有角部裝置。塔式鍋爐剛性梁有部分剛性梁采用不成圈布置，其角部結(jié)構(gòu)為特殊的單角部結(jié)構(gòu)[4]，該廠垂直段水冷壁剛性梁角部結(jié)構(gòu)就采用了該結(jié)構(gòu)。簡化的單角部結(jié)構(gòu)見圖3。

圖3 簡化的單角部結(jié)構(gòu)

對角部裝置中的刀板重點進行分析，經(jīng)統(tǒng)計該鍋爐水冷壁裂紋失效部位集中在標(biāo)高為70～78 m的部位處。典型刀板結(jié)構(gòu)見圖4。失效部位刀板結(jié)構(gòu)都采用了S1型刀板和N1型刀板，兩者通過焊接形成一個L型刀板，焊接在水冷壁管和豎形填塊上，其中豎形填塊焊接在兩根水冷壁管之間，不與水冷壁鰭片焊接。

圖4 典型刀板結(jié)構(gòu)

2 水冷壁裂紋失效分析

當(dāng)鍋爐爐膛內(nèi)部處于正壓或負壓時，水冷壁會相應(yīng)地向外膨脹或向內(nèi)收縮，水冷壁外部的剛性梁起到加固作用，可以吸收水冷壁膨脹力，防止水冷壁變形。主剛性梁角部結(jié)構(gòu)將垂直剛性梁傳遞的壓力荷載通過兩端的角部裝置傳遞到刀板上。當(dāng)爐膛內(nèi)部壓力為正壓時，水冷壁向外膨脹，中間剛性梁受到向外的推力，垂直剛性梁將力傳遞到主剛性梁，主剛性梁又將力傳至刀板，因此刀板會受到向外的拉力。當(dāng)爐膛內(nèi)部壓力為負壓時，刀板會受到向內(nèi)的壓力。刀板受力會傳遞給水冷壁。因此，從水冷壁角部與刀板的連接部位結(jié)構(gòu)設(shè)計的合理性，以及剛性梁對水冷壁作用力的方面著手，采用ANSYS Workbench軟件分析水冷壁裂紋失效的原因。

2.1 幾何模型

在確定研究對象后，首先要對水冷壁部分進行幾何建模。剛性梁角部刀板幾何模型和水冷壁管編號見圖5。該墻面為左側(cè)墻，角部第一根管為1號管，與刀板末端相連的管為40號管，依次序排列，另一面墻(前墻)排序同左側(cè)墻，兩面墻共計87根水冷壁管。由于垂直段水冷壁管排數(shù)很多，難以實現(xiàn)所有的管排按1∶1進行建模，因此選取垂直段水冷壁在某一高度區(qū)間上的1/4模型，并適當(dāng)減少管排數(shù)，但完整保留角部的刀板與豎形填塊等重要部分。水冷壁模型選取垂直段水冷壁下部(高度為67～81 m)的某一段，按照設(shè)計值取水冷壁管外徑為35 mm、厚度為7 mm，水冷壁管間距為55 mm，水冷壁管排高度取600 mm，刀板為S1型和N1型的組合。

圖5 剛性梁角部刀板幾何模型和水冷壁管編號

2.2 邊界條件

2.2.1 受力情況和約束分析

刀板受力主要來自于主剛性梁，因此需要首先估算主剛性梁上的受力。計算方法以70～79 m段剛性梁為例，剛性梁分布見圖6。3根主剛性梁自頂向下分別為1號、2號、3號，爐墻受力面近似為平面，2號主剛性梁受力等效面積為1號與3號主剛性梁之間面積的一半。由于主剛性梁兩端各有一個角部裝置，因此每個角部裝置的受力為主剛性梁受力的一半。取爐內(nèi)壓力為設(shè)計承壓最大值(5 800 Pa)，每個剛性梁端部的刀板受力載荷設(shè)計值為140 kN。

圖6 剛性梁分布

模擬不考慮刀板及水冷壁的自重，針對2種工況進行分析，其中：工況1是爐膛極端壓力為+5 800 Pa(正壓)、刀板受拉力載荷為140 kN的情況；工況2是爐膛極端壓力為-5 800 Pa(負壓)、刀板受壓力載荷為140 kN的情況。

對于水冷壁的約束條件，考慮約束水冷壁的膨脹中心位置，膨脹中心設(shè)置在鍋爐的對稱中心，由于模型減少了管排數(shù)，因此取前墻和左側(cè)墻的末端位置為膨脹中心(即44號管)。同時，考慮到水冷壁角部位置對管排有限位作用，因此除了約束膨脹中心外，對角部1號管也加以約束。

2.2.2 材料設(shè)置

水冷壁管材料為12Cr1MoVG；水冷壁鰭片、豎形填塊及刀板屬于鋼板，材料均為15CrMo。2種材料的熱物理性質(zhì)見表1[5]。按照電廠某運行參數(shù)，模型所在的垂直段水冷壁壁溫取300 ℃，材料的物性參數(shù)取對應(yīng)溫度下的參數(shù)。

表1 2種材料的熱物理性質(zhì)

2.3 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分采用Workbench Mesh模塊自動對模型進行六面體網(wǎng)格劃分，總網(wǎng)格數(shù)為73 384，最終模型的網(wǎng)格見圖7。邊界條件設(shè)置完成后，對爐內(nèi)極端正壓和極端負壓工況進行模擬。

圖7 模型網(wǎng)格結(jié)構(gòu)的劃分

2.4 模擬結(jié)果

對原模型的2種工況進行模擬驗證，原結(jié)構(gòu)工況1的模擬結(jié)果見圖8。

圖8 原結(jié)構(gòu)工況1的模擬結(jié)果

由圖8可得：水冷壁模型的應(yīng)力最大位置始終在1號管與刀板的焊接處，最大值為421 MPa，遠遠高于許用應(yīng)力。工況2的模擬結(jié)果與工況1相似，應(yīng)力集中區(qū)域不變，仍然在1號管和40號管附近，1號管所受應(yīng)力最大，最大值為408 MPa，后續(xù)統(tǒng)一在工況1下進行模擬分析。

水冷壁管材料在該溫度下的許用應(yīng)力為151 MPa，水冷壁管部分區(qū)域高于允許應(yīng)力，應(yīng)力最大位置與現(xiàn)場情況很接近，模擬結(jié)果得到了驗證。

綜合刀板結(jié)構(gòu)處水冷壁應(yīng)力計算結(jié)果，可以得出：40號管、1號管附近均存在較大的設(shè)計應(yīng)力，但實際運行工況中壓力波動遠小于設(shè)計值，故實際應(yīng)力比計算值小。金屬的疲勞壽命與受力直接相關(guān)，而刀板處水冷壁受力又與局部負壓波動相關(guān)，因此優(yōu)化方案應(yīng)從減小設(shè)計應(yīng)力延長金屬疲勞壽命，以及控制局部壓力波動的方面入手，故從減小設(shè)計應(yīng)力這一方面提出相應(yīng)的優(yōu)化措施。

3 優(yōu)化方案分析

3.1 優(yōu)化方案模擬結(jié)果

為了解決設(shè)計應(yīng)力過大的問題，需要同時解決1號管與40號管存在的應(yīng)力集中問題。解決思路是通過在應(yīng)力集中部位增加能夠分散應(yīng)力的肋板，或者將應(yīng)力集中的部分割斷，以達到減小應(yīng)力的效果。2種工況下應(yīng)力分布和應(yīng)力最大值相差不大，因此優(yōu)化方案統(tǒng)一按工況1進行，即刀板受拉力載荷作用。同時，模擬分析的重點是水冷壁管，因此采用優(yōu)化方案后，將重點分析水冷壁管的應(yīng)力分布，而不再分析水冷壁鰭片與刀板部分的應(yīng)力分布。通過多次數(shù)值模擬計算后，在多種優(yōu)化方案種選出2種最有效的優(yōu)化方案進行分析及對比。

3.1.1 優(yōu)化方案1

優(yōu)化方案1為：對于應(yīng)力集中區(qū)域1號管附近和40號管附近，通過增設(shè)肋板的方式將水冷壁管保護起來，避免水冷壁管與刀板直接焊接，增設(shè)的肋板首先焊接在水冷壁鰭片上，然后再將刀板與肋板焊接。優(yōu)化方案1的幾何模型見圖9。

圖9 優(yōu)化方案1的幾何模型

采用優(yōu)化方案1的模擬結(jié)果見圖10。

圖10 采用優(yōu)化方案1的模擬結(jié)果

由圖10可得：1號管與40號管附近應(yīng)力明顯降低，原本集中在1號管和40號管兩根水冷壁管的應(yīng)力通過肋板結(jié)構(gòu)很好地被分散給周圍的水冷壁管，整個模型最大應(yīng)力為66 MPa。優(yōu)化后的最大應(yīng)力無論是與原模型最大應(yīng)力還是和許用應(yīng)力相比，都有明顯的降低。因此，可以認(rèn)為采用合理的肋板結(jié)構(gòu)有助于改善應(yīng)力集中問題，能夠有效降低水冷壁管失效部位的應(yīng)力，保護水冷壁管安全運行。

3.1.2 優(yōu)化方案2

優(yōu)化方案1施加肋板的方法雖然有效果，但是現(xiàn)場施工可能存在不便，因此優(yōu)化方案2將1號管附近的肋板結(jié)構(gòu)替換成尺寸更小的護瓦結(jié)構(gòu)，護瓦緊貼著水冷壁管，但是并不與水冷壁管焊接，僅在護瓦兩邊與水冷壁鰭片相焊。因此，在模擬的接觸設(shè)置中將護瓦內(nèi)表面和管子的接觸面設(shè)置為摩擦約束，摩擦因數(shù)取0.5。在40號管附近，沒有類似1號管處的轉(zhuǎn)角結(jié)構(gòu)，施工相對方便，因此采用模擬效果較好的肋板設(shè)計。優(yōu)化方案2的幾何模型見圖11。

圖11 優(yōu)化方案2的幾何模型

采用優(yōu)化方案2的模擬結(jié)果見圖12。

圖12 采用優(yōu)化方案2的模擬結(jié)果

由圖12可得：1號管采用護瓦結(jié)構(gòu)和40號管采用肋板結(jié)構(gòu)的組合，使水冷壁管整體的應(yīng)力分布都有所下降，最大應(yīng)力位置在1號管，最大應(yīng)力為83 MPa。與原結(jié)構(gòu)相比，1號管附近應(yīng)力明顯下降，可以作為有效方案。

3.2 優(yōu)化方案對比

2種優(yōu)化方案的對比見表2。由表2可得：采用2種優(yōu)化方案后，最大應(yīng)力均小于許用應(yīng)力。2種優(yōu)化方案都能夠減小應(yīng)力，保證水冷壁在設(shè)計的極端壓力情況下也能安全運行，并且優(yōu)化方案1的效果較明顯。

表2 2種優(yōu)化方案的對比

對計算結(jié)果進行對比和分析，同時結(jié)合現(xiàn)場施工的可行性，針對刀板端部水冷壁管(40號管)附近的應(yīng)力集中問題，可以通過增設(shè)相應(yīng)的肋板，有效降低水冷壁管所受應(yīng)力；而針對刀板角部水冷壁管(1號管)附近的應(yīng)力集中問題，建議先將其與刀板結(jié)合部位割開，增設(shè)肋板或護瓦，進一步降低應(yīng)力。水冷壁管應(yīng)力降低后，可大大延長金屬部件的疲勞壽命，解決刀板結(jié)構(gòu)處水冷壁失效問題。

4 結(jié)語

筆者運用ANSYS Workbench軟件分析了某電廠660 MW機組鍋爐水冷壁角部與剛性梁刀板連接處裂紋失效的原因，并且驗證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性，同時對水冷壁角部的剛性梁刀板結(jié)構(gòu)進行優(yōu)化改造，得到的結(jié)論為：

(1) 剛性梁角部連接裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計不合理，主要體現(xiàn)在水冷壁角部與剛性梁角部裝置中的刀板相互連接處，個別水冷壁管出現(xiàn)應(yīng)力集中，造成水冷壁管出現(xiàn)裂紋失效現(xiàn)象，使鍋爐在運行過程中存在一定的安全隱患。

(2) 根據(jù)數(shù)值模擬的計算結(jié)果，提出了在主要失效部位采用肋板、護瓦等結(jié)構(gòu)替代現(xiàn)有的豎形填塊的方法。該方法能夠有效解決現(xiàn)存的應(yīng)力集中現(xiàn)象，使水冷壁管所受應(yīng)力減小，保護水冷壁管不被破壞，從而解決目前刀板結(jié)構(gòu)處水冷壁裂紋失效等問題。