楊 睿， 陳 曄， 盧嘯風(fēng)， 陽明君， 史君林， 李 濤

(1. 四川輕化工大學(xué) 過程裝備與控制工程四川省高校重點實驗室， 四川自貢 643000；2. 重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點實驗室， 重慶 400044)

超臨界循環(huán)流化床(CFB)鍋爐機組發(fā)展面臨的關(guān)鍵問題之一是爐膛水冷壁在運行過程中的安全性是否可靠。在超臨界CFB鍋爐運行時爐內(nèi)會有大量物料沖刷爐膛水冷壁受熱面，為了防止水冷壁管磨損，同時確保水冷壁管的充分冷卻，水冷壁管內(nèi)工質(zhì)只能采用具備正流量響應(yīng)特性的低質(zhì)量流率技術(shù)(本生技術(shù))。但水冷壁管內(nèi)工質(zhì)采用低質(zhì)量流率技術(shù)后，管內(nèi)工質(zhì)傳熱系數(shù)降低，為了將水加熱至過熱蒸汽溫度，只能提高管子周長與截面面積之比，即采用小管徑的水冷壁管，但其機械強度明顯下降。此外，由于超臨界工質(zhì)的傳熱特性，超臨界CFB鍋爐膜式水冷壁管屏間的周向溫差和熱應(yīng)力會遠(yuǎn)高于亞臨界自然水循環(huán)鍋爐，從而導(dǎo)致管屏熱變形增加，致使管屏附加磨損與撕裂的可能性增大。因此，為保障超臨界CFB鍋爐的經(jīng)濟安全運行，開展對超臨界CFB鍋爐熱工狀況及熱變形狀況的研究十分必要。

國內(nèi)外關(guān)于膜式水冷壁管屏應(yīng)力應(yīng)變的研究多集中在單膜式水冷壁管傳熱條件研究，通常是建立膜式水冷壁管的傳熱數(shù)學(xué)模型，分析管內(nèi)傳熱系數(shù)與受熱面熱流密度對管壁溫度分布的影響規(guī)律[1-4]。DI Pasquantonio等[5-11]建立了膜式水冷壁管熱變形數(shù)值計算模型，提出了一些適用于工程計算的膜式水冷壁管溫度場和應(yīng)力應(yīng)變計算方法。但現(xiàn)有文獻(xiàn)中的研究主要適用于煤粉鍋爐，對于CFB鍋爐水冷壁管熱變形的研究卻較為罕見。

研究表明，在膜式水冷壁管背火側(cè)焊接一塊附加鰭片能減小膜式水冷壁管熱變形[12]，但這只是定性的結(jié)果，關(guān)于附加鰭片對減小熱變形是否真實有效，以及附加鰭片具體尺寸的影響和作用機理未見報道。因此，筆者在世界首臺600 MW超臨界CFB鍋爐實爐運行數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，針對距離布風(fēng)板20～35 m水冷壁管屏出現(xiàn)嚴(yán)重變形磨損的邊角區(qū)域，開展了膜式水冷壁管屏熱變形量計算工作，同時定量分析了背火側(cè)附加鰭片對減小膜式水冷壁管屏熱變形的作用。

1 有限元模型建立

1.1 膜式水冷壁管屏模型

所研究的世界首臺600 MW超臨界CFB鍋爐的膜式水冷壁管最大連續(xù)蒸發(fā)量(BMCR)為1 900 t/h，過熱、再熱蒸汽壓力分別為25.4 MPa、4.51 MPa，過熱、再熱蒸汽溫度分別為571 ℃、569 ℃，水冷壁的熱變形取決于熱邊界條件以及約束條件。根據(jù)該鍋爐運行過程中曾出現(xiàn)過的水冷壁磨損情況，選擇鍋爐9～55 m高度范圍內(nèi)，位于前墻與右墻交接處的5塊4.6 m(高度)×2 m(寬度)大小的膜式水冷壁管屏，利用ANSYS軟件進行管屏熱變形數(shù)值計算。水冷壁由直徑為28.2 mm、壁厚為5.6 mm，鰭片厚度為7 mm、截距為38.2 mm，材料為15GrMoG的膜式水冷壁管圍繞而成。計算區(qū)域及計算模型分別見圖1和圖2(其中Ux、Uy、Uz分別為x、y、z方向的位移)。水冷壁管受到水平剛性梁、相鄰水冷壁管、管屏自身重力及管內(nèi)流體壓力的作用，因此計算模型施加的約束如圖2(a)中A～G面施加約束所示。采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為確保計算精度及計算速度，水冷壁管屏計算模型的網(wǎng)格數(shù)為48.3萬。

圖1 水冷壁管屏熱變形計算區(qū)域Fig.1 Calculation section of thermal deformation of water wall tubes

(a) 計算模型

(b) 網(wǎng)格圖2 膜式水冷壁管屏計算模型邊界條件及網(wǎng)格Fig.2 Boundary conditions and meshing of calculation model of water wall tubes

1.2 基本方程及邊界條件

針對膜式水冷壁管屏的結(jié)構(gòu)特征參數(shù)，利用ANSYS軟件建立三維有限元彈性力學(xué)模型，計算單元為PLAN55、SOLID70和SOLID185。在外力作用下，水冷壁的熱彈性應(yīng)力-應(yīng)變方程如下：

(1)

式中：σ為應(yīng)力，Pa；ε為應(yīng)變；u、v、w分別為x、y、z方向的速度, m/s；α為熱膨脹系數(shù)，℃-1；E為拉壓彈性模量，Pa；μ為泊松比；t為溫度，℃。

力學(xué)邊界條件可以確定為：在水冷壁管頂部的面位移為0，爐膛背火側(cè)剛性梁支撐部分位移為0 mm，管內(nèi)壁表面受到26.9 MPa的內(nèi)壓(表壓)作用，向火側(cè)外壁面受到約50 kPa的壓力(表壓)作用。熱邊界條件參考文獻(xiàn)[13]。

1.3 材料特性及鍋爐運行參數(shù)的確定

本文中膜式水冷壁的材料為15GrMoG，在計算中視為各向同性材料，其熱物理特性如表1所示。數(shù)值模擬時材料的物性參數(shù)采用線性插值進行計算。

表1 15GrMoG的物性參數(shù)Tab.1 Physical performance parameters of 15GrMoG

2 計算結(jié)果與分析

2.1 水冷壁管屏熱變形量計算結(jié)果

圖3為距離布風(fēng)板21 m高度處水冷壁管屏熱變形量分布。從圖3(a)和圖3(d)可以看出，由于管屏頂端受到水冷壁管屏懸吊裝置的約束(Uz=0 mm)，而底端沒有施加約束，因此水冷壁管屏主要以向爐膛底部方向的自由膨脹為主。計算區(qū)域水冷壁管屏整體向下膨脹(z方向)，熱變形至管屏底端時總熱變形量達(dá)到26.12 mm。而在管屏寬度方向(x方向)上的熱變形量僅約為0.05 mm，且與物料流動方向相同，水冷壁管屏磨損較小(見圖3(b))。

從圖3(b)還可以看出，水冷壁管屏在向火側(cè)的熱變形量分布非常不均勻，在水平剛性梁作用的部分，y方向的熱變形量相對較??；而在2塊水平剛性梁中間的水冷壁區(qū)域，y方向的熱變形量相對較大，主要表現(xiàn)為向爐膛內(nèi)部變形，最大熱變形量約為1.10 mm。在水冷壁管屏向下變形過程中，由于相鄰管子溫度不同，存在膨脹偏差，溫度高的水冷壁管無法向下額外膨脹，只能向爐膛外側(cè)或向爐膛內(nèi)側(cè)膨脹。剛性梁與水冷壁管屏接觸部分不發(fā)生位移(Uy=0 mm)，故而接觸部分的水冷壁管不會變形，而固定梁中間的區(qū)域沒有約束，可以自由膨脹，由于向火側(cè)管壁溫度更高，相對管壁溫度更低的背火側(cè)膨脹量更大，水冷壁管屏向爐內(nèi)向火側(cè)凸起，從而引起磨損。

(a) 總熱變形量

(b) x方向熱變形量

(c) y方向熱變形量

(d) z方向熱變形量圖3 21 m高度處水冷壁管屛向火側(cè)熱變形量計算結(jié)果Fig.3 Calculation results of fire-side thermal deformation of water wall tubes at the furnace height of 21 m

圖4為水冷壁管屏向火側(cè)最大熱變形量沿計算模型高度和爐膛高度方向的分布。從圖4(a)可以看出，在沿計算模型高度方向(z方向)上，水冷壁管屏向火側(cè)熱變形量分布是不均勻的，在爐內(nèi)額外造成凸起或凹陷，因而會加劇水冷壁管的磨損。由于傳熱條件不同，不同爐膛高度的水冷壁管屏向火側(cè)熱變形量各不相同，最大值為1.43 mm，位于爐膛高度39.5 m處。

(a) 計算模型高度方向

(b) 爐膛高度方向圖4 向火側(cè)最大熱變形量沿計算模型高度及爐膛高度方向的分布Fig.4 The maximum fire-side thermal deformation along the calculation model height and furnace height

2.2 附加鰭片對水冷壁管屏熱變形的影響

膜式水冷壁管屏在鍋爐運行中會存在熱偏差引起的熱變形，減小向火側(cè)熱變形將有效提升鍋爐運行的安全性及經(jīng)濟性。盧嘯風(fēng)等[12]定性地給出了一種減小超臨界CFB鍋爐膜式水冷壁管熱變形的方法，如圖5所示，但并未定量給出附加鰭片對膜式水冷壁管屏熱變形的減小量。依據(jù)圖5建立了三維熱變形計算模型，邊界條件的施加與未焊接附加鰭片時相同。

1-管子； 2-鰭片； 3-背火側(cè)鰭片。圖5 附加鰭片布置方法(背火側(cè))Fig.5 Layout of extra fin on the backfire side

圖6為21 m高度處背火側(cè)焊接了附加鰭片的膜式水冷壁管屏熱變形量計算結(jié)果。從圖6(a)和圖6(c)可以看出，在膜式水冷壁管鰭片背火側(cè)焊接附加鰭片后，水冷壁管屏在相同受熱條件下的y方向熱變形量明顯減小，最大熱變形量從未加附加鰭

(a) 總熱變形量

(b) x方向熱變形量

(c) y方向熱變形量

(d) z方向熱變形量圖6 21 m高度處附加鰭片對水冷壁管屏向火側(cè)熱變形量的影響Fig.6 Influence of extra fin on fire-side thermal deformation of water wall tubes at the furnace height of 21 m

片的1.10 mm減至添加附加鰭片后的0.80 mm左右(附加鰭片尺寸寬度l×高度h為5 mm×3 mm)，向火側(cè)的熱變形量減小了近26%。同時沿著計算模型高度方向的熱變形量更為均勻(見圖7)，也減小了水冷壁管屏被磨損的危險。從計算結(jié)果可以看出，添加附加鰭片將有效減小水冷壁管屏的熱變形，其主要原因是附加鰭片的加入降低了鰭片與管壁之間的熱偏差，使管屏之間總的熱偏差降低，從而減小水冷壁管屏熱變形，達(dá)到保護管屏的作用。

圖7 21 m高度處水冷壁管屏焊接附加鰭片后沿計算模型高度方向向火側(cè)的y方向熱變形量Fig.7 Fire-side thermal deformation in y direction of water wall tubes along the calculation model height at the furnace height of 21 m after welding extra fin

通過計算發(fā)現(xiàn)，附加鰭片的尺寸對水冷壁管屏熱變形的影響明顯。圖8為附加鰭片對水冷壁管屏最大熱變形量的影響。由圖8可知，隨著附加鰭片寬度的增加，水冷壁管屏的最大熱變形量先減小后增大。針對本鍋爐的水冷壁管結(jié)構(gòu)參數(shù)，當(dāng)附加鰭片尺寸l×h為6 mm×4 mm時，水冷壁管屏y方向熱變形量達(dá)到最小值，為0.57 mm。當(dāng)附加鰭片尺寸過小時，附加鰭片對膜式水冷壁管的強化作用不明顯，y方向熱變形量仍然較大；隨著附加鰭片尺寸增加，附加鰭片能有效增大膜式水冷壁管的強度，減小鰭片與水冷壁管之間的應(yīng)力，從而達(dá)到減小水冷壁管屏熱變形的目的。而隨著附加鰭片尺寸進一步增加，附加鰭片底部的溫度與鰭片向火側(cè)的熱偏差會增大，附加鰭片、鰭片以及水冷壁管之間會產(chǎn)生較大的應(yīng)力，從而導(dǎo)致水冷壁管屏熱變形量增大。

圖8 附加鰭片尺寸對水冷壁管最大熱變形量的影響Fig.8 Influence of extra fin size on the maximum thermal deformation of water wall tubes

3 結(jié) 論

(1) 世界首臺600 MW超臨界CFB鍋爐水冷壁管屏熱應(yīng)力計算結(jié)果顯示，由于水平剛性梁的約束，水冷壁管屏最大應(yīng)力出現(xiàn)在水平剛性梁與水冷壁管接觸部位，此外鰭片與管壁之間較大的溫差也導(dǎo)致熱應(yīng)力較大，但上述2處位置的熱應(yīng)力均遠(yuǎn)低于水冷壁管鋼材的許用應(yīng)力和彎曲應(yīng)力。

(2) 水冷壁管屏主要以向爐膛下部的自由膨脹為主，而引起水冷壁磨損的向火側(cè)最大熱變形量主要出現(xiàn)在2根剛性梁之間水冷壁管屏的中間位置，同時水冷壁向火側(cè)熱變形量隨著爐膛高度的增加而先增大后減小，最大熱變形量位于距離布風(fēng)板39.5 m高度處，最大熱變形量為1.43 mm。

(3) 在膜式水冷壁管背火側(cè)鰭片中間位置焊接一塊附加鰭片，能明顯減小水冷壁管屏熱變形。當(dāng)附加鰭片尺寸l×h為6 mm×4 mm時，水冷壁管屏向火側(cè)熱變形量減至最小值(0.57 mm)。添加附加鰭片對減小水冷壁磨損、確保水冷壁安全有顯著的作用。