趙嘉煜 楊自春 曹躍云 李昆鋒 司亞軍（海軍工程大學(xué) 武漢 430033）

緊急啟動(dòng)及停爐后增壓鍋爐熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度分析

趙嘉煜 楊自春 曹躍云 李昆鋒 司亞軍
（海軍工程大學(xué) 武漢 430033）

針對(duì)船用增壓鍋爐在頻繁啟、停爐過程中，熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)中的耐火材料易出現(xiàn)的斷裂、脫落等問題，采用有限元分析法對(duì)熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)度校核，分析出現(xiàn)損傷的結(jié)構(gòu)部件及耐火材料發(fā)生斷裂的原因，對(duì)增壓鍋爐的安全使用與預(yù)防損壞具有一定的參考意義。

增壓鍋爐 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu) 溫度場 應(yīng)力場 強(qiáng)度分析

增壓鍋爐依靠能建立高增壓的軸流式壓氣機(jī)向爐膛中連續(xù)輸送空氣，在減小體積的同時(shí)，增大了爐膛內(nèi)的氣壓，使空氣與燃油燃燒更加充分，但這也使得增壓鍋爐爐膛內(nèi)的工作環(huán)境更加復(fù)雜。作為整個(gè)增壓鍋爐支撐部分的熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)要承受多種載荷作用，極易受復(fù)雜環(huán)境如超高溫反復(fù)作用的影響造成耐火材料熔融流淌，出現(xiàn)斷裂、脫落的情況，進(jìn)而導(dǎo)致熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的垮塌，造成增壓鍋爐的損毀[1]。

導(dǎo)致熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)出現(xiàn)斷裂情況的原因有很多，其中由于高溫高壓煙氣的熱沖擊作用產(chǎn)生的熱應(yīng)力是最主要的原因。國內(nèi)外眾多學(xué)者針對(duì)各種耐火陶瓷材料的強(qiáng)度問題，尤其是碳化硅耐火磚進(jìn)行了大量研究，從其微觀結(jié)構(gòu)特征到宏觀物理性質(zhì)都做出了較為詳細(xì)的探索，取得了大量科研成果[2-4]。同時(shí)，對(duì)于增壓鍋爐的各個(gè)組成部分，也有學(xué)者做了大量的研究工作[5-8]。增壓鍋爐中的熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)是由多材料多部件組成的一個(gè)整體，在工作時(shí)彼此間存在互相影響，任何一部分都有可能發(fā)生失效進(jìn)而導(dǎo)致增壓鍋爐的破壞。本文將熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)作為一個(gè)整體進(jìn)行熱結(jié)構(gòu)耦合分析，對(duì)其在緊急啟動(dòng)工況以及緊急停爐后降溫的過程中可能出現(xiàn)的不滿足強(qiáng)度要求的情況加以分析。

1 模型的建立

增壓鍋爐中的熱防護(hù)磚襯是由多種材料、多種部件組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，如圖1所示，從迎火工作面由內(nèi)向外依次是SiC結(jié)合Si3N4的耐火磚、耐火可塑料、復(fù)合氧化鋁纖維絕熱板、14Cr23Ni18號(hào)耐熱鋼制成的內(nèi)爐板以及作為固定用的弓形夾和銷釘。具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)示意圖

運(yùn)用CAD軟件建立熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的三維模型，如圖2所示。

圖2 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)三維簡化模型

2 材料物性參數(shù)的確定

熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)各組成材料的物理參數(shù)見表1、表

2[9-11]。

表1 材料屬性值

表2 碳化硅耐火磚部分材料屬性

溫度/°C 200 400 600 800 1200 1400熱膨脹系數(shù)°C-11.67E-064.47E-064.82E-065E-06- -熱導(dǎo)率/ (W/m·C) 19.8 17.31 15.75 15.72 14.85 14.81

3 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)強(qiáng)度分析

本文通過有限元法，對(duì)熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)在緊急啟動(dòng)工況下的溫度場分布進(jìn)行分析，再將分析結(jié)果作為結(jié)構(gòu)分析的載荷施加到熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)上，分析由溫度變化引起的熱應(yīng)力。首先使得增壓鍋爐在室溫下緊急啟動(dòng)，15min后達(dá)到穩(wěn)定工況，隨后工作1h停爐，經(jīng)過5000s自然冷卻降溫，分析流程如圖3所示。

圖3 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)安全性分析流程

3.1 鍋爐爐膛中熱交換的物理模型

鍋爐爐膛中的溫度很高：燃燒基點(diǎn)的火焰溫度高達(dá)1800～1900℃，出口處煙氣溫度達(dá)1200～1500℃，而煙氣的運(yùn)動(dòng)速度不高，因此輻射熱交換起著主導(dǎo)作用[1]?？梢园褷t膛看成兩個(gè)進(jìn)行輻射熱交換的物體，分別是外表面等于爐膛壁表面的火焰與熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)。為了簡化分析的過程，筆者做出以下兩點(diǎn)假設(shè)：

1)火焰將整個(gè)爐膛的空間占滿，火焰和高溫?zé)煔獾妮椛浞艧峋哂幸粋€(gè)平均溫度Thy。

2)輻射通量在計(jì)算表面上的照射是均勻分布的。

基于上述條件下，得出增壓鍋爐爐膛內(nèi)的熱輻射傳熱數(shù)量，見式(1)：式中：αT——推算出的爐膛黑度；

σ0——斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)；

Ffs——輻射受熱面積；

Thv——火焰即煙氣的溫度；

Tzb——耐火磚磚壁的溫度。

則得到輻射熱量趨勢圖如圖4所示。

圖4 耐火磚迎火面輻射換熱量

3.2 邊界條件、初始條件及約束的確定

根據(jù)式(1)計(jì)算得出的輻射熱交換量得出溫度上升趨勢，可大致得出耐火磚表面的升溫情況，如圖5所示：

圖5 耐火磚磚壁溫度

同時(shí)，在熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)背部鋼板處，快速通過受到預(yù)加熱處理的空氣，其溫度為100℃，實(shí)現(xiàn)與熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的熱交換，根據(jù)外掠平壁層流強(qiáng)迫對(duì)流換熱近似解可得到對(duì)流換熱系數(shù)見式（2）：

式中：Rex——以x為特征長度的雷諾數(shù)；

Pr——普朗特?cái)?shù)；λ——流體導(dǎo)熱系數(shù)。

根據(jù)上式及操作手冊(cè)可得到對(duì)流換熱系數(shù)約為100W/m2·K。

在增壓鍋爐停止工作后，一般情況下通過自然冷卻。分析在溫度下降過程中所產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)于整個(gè)熱防護(hù)磚襯的影響，方式為輻射換熱，發(fā)射率為0.8。而在背部內(nèi)爐板處，也停止通入預(yù)熱空氣，同樣通過輻射換熱的方式使內(nèi)爐板溫度降低，發(fā)射率為0.7。

第一類邊界條件：物體邊界上的溫度已知，用式(3)表示為：

第三類邊界條件：與物體相接觸的流體介質(zhì)的溫度和換熱系數(shù)已知，用式(4)表示：

式中：fT——流體介質(zhì)的溫度；α——換熱系數(shù)。

初始條件是指傳熱過程開始時(shí)，物體在整個(gè)區(qū)域中所具有的溫度為已知值，用式(5)表示：

式中： ),( yx? ——已知溫度函數(shù)。在本文中，將初始溫度設(shè)為室溫22℃。

在結(jié)構(gòu)分析中，還需要對(duì)熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)添加約束，首先需要對(duì)固定整個(gè)結(jié)構(gòu)的螺栓施加螺栓預(yù)緊力，由于材料采用鎳鉻合金鋼，所以其強(qiáng)度等級(jí)為12.9級(jí)，通過實(shí)驗(yàn)可測得螺栓預(yù)緊力約為100N。

由于熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的背部鋼板是通過焊接的方式固定在墻上，所以對(duì)鋼板的四周假設(shè)固定邊界條件約束，同時(shí)對(duì)通過螺栓及銷釘?shù)目资┘庸潭s束，如圖6，圖7所示，

圖6 螺栓預(yù)緊力

圖7 內(nèi)爐板四周固定邊界約束

3.3 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)溫度場分析

對(duì)上述確定的邊界條件進(jìn)行分析，首先將熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)三維模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分如下，為了減小計(jì)算量，對(duì)于重點(diǎn)分析的部件如耐火磚采用六面體網(wǎng)格，而對(duì)分析結(jié)果過影響不大的部件如耐火泥則采用四面體網(wǎng)格，具體結(jié)果如圖8所示。

圖8 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的網(wǎng)格劃分

緊急啟動(dòng)工況下熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)計(jì)算結(jié)果如圖9～圖12所示：

圖9 t=300s時(shí)溫度場分布

圖10 t=900s時(shí)溫度場分布

圖11 t=2000s時(shí)溫度場分布

圖12 t=4500s時(shí)溫度場分布

由圖9～圖12可看出，在增壓鍋爐緊急啟動(dòng)時(shí)，爐膛內(nèi)溫度迅速升高，由于耐火磚與銷釘、弓形夾等導(dǎo)熱系數(shù)較大，而耐火泥與絕熱板導(dǎo)熱系數(shù)較小，所以隨著時(shí)間的推移逐漸形成溫度梯度，耐火磚與銷釘、弓形夾溫度升高較快，而耐火泥與絕熱板溫度升高較慢。由于絕熱板的隔熱效果良好，所以熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)背部的鋼板受到很好的保護(hù)，其溫度由圖中可以看出約為115℃，與實(shí)際工作中所測得的110℃基本相符，滿足安全性需要。對(duì)于銷釘及弓形夾，當(dāng)熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，其溫度如圖13所示，

圖13 鉚固件溫度分布

從圖13可以看出最高溫度為680℃左右銷釘，由于部件材料為鎳鉻合金耐熱鋼，其最高可承受約900℃的高溫，所以在此工況下不會(huì)引起金屬材料受高溫而發(fā)生的蠕變行為，對(duì)于熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)是安全的。

對(duì)于增壓鍋爐停爐后的冷卻情況，根據(jù)實(shí)際運(yùn)行情況，需要大約24h可恢復(fù)至室溫狀態(tài)。在降溫的初始階段熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的應(yīng)力最大，也最容易對(duì)其造成破壞，應(yīng)該重點(diǎn)分析。下面是停爐后前5000s熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的溫度分布，如圖14～圖17所示。

圖14 t=500s時(shí)溫度場分布

圖15 t=1800s時(shí)溫度場分布

圖16 t=4000s時(shí)溫度場分布

圖17 t=5000s時(shí)溫度場分布

由圖14～圖17可看出，在停爐后，由于增壓鍋爐爐膛內(nèi)仍存在大量高溫?zé)煔?，影響耐火磚對(duì)外輻射，使得熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的冷卻過程是一個(gè)相對(duì)漫長的過程，但是背部內(nèi)爐板由于停止通過預(yù)熱空氣后，環(huán)境溫度下降迅速，所以冷卻速度相對(duì)較快。

3.4 熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)應(yīng)力場分析

將溫度場的分布結(jié)果導(dǎo)入結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析模塊中，得到熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)在升溫與降溫過程中的應(yīng)力分布情況。因?yàn)槟突鸫u是直接承受熱沖擊的部件，所以重點(diǎn)分析耐火磚與鉚固件的應(yīng)力情況。

首先是升溫過程，當(dāng)耐火磚受熱時(shí)，由于熱傳導(dǎo)的原因，表面與內(nèi)部溫度并不相同，造成溫度梯度，溫度高的部分會(huì)有膨脹的趨勢，但是內(nèi)部溫度低的部分會(huì)產(chǎn)生一種相對(duì)力阻止這種膨脹趨勢，所以耐火磚的受熱表面在升溫過程中受到的是壓應(yīng)力的作用，不會(huì)對(duì)其產(chǎn)生損壞。對(duì)于背部鋼板，由于磚襯結(jié)構(gòu)受熱產(chǎn)生向外膨脹的趨勢，在螺栓預(yù)緊力的作用下，會(huì)在螺母與鋼板接觸處產(chǎn)生應(yīng)力集中，需要對(duì)其應(yīng)力進(jìn)行強(qiáng)度校核，根據(jù)計(jì)算可知，在熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)溫度達(dá)到穩(wěn)定時(shí)所產(chǎn)生的拉應(yīng)力最大，如圖18所示，

圖18 內(nèi)爐板所受應(yīng)力分布

其最大應(yīng)力可達(dá)410MPa，接近其屈服極限約480MPa，雖然仍在許用范圍內(nèi)，但極有可能發(fā)生塑形變形情況，造成對(duì)磚襯結(jié)構(gòu)的破壞，在實(shí)際運(yùn)行增壓鍋爐時(shí)應(yīng)注意避免出現(xiàn)這種狀況。對(duì)于弓形夾部分，所受的拉應(yīng)力很小，遠(yuǎn)遠(yuǎn)達(dá)不到屈服極限，屬于安全范圍內(nèi)。對(duì)于銷釘，由于在升溫過程中，銷釘?shù)臒崤蛎浵禂?shù)大于耐火泥的熱膨脹系數(shù)，所以銷釘受熱膨脹時(shí)受到周圍耐火泥的約束，使得銷釘沿軸向受到壓應(yīng)力，同時(shí)由于耐火磚的受熱變形，也會(huì)使得銷釘在徑向產(chǎn)生一定的剪應(yīng)力，其大小如圖19～圖20所示。

圖19 銷釘所受壓應(yīng)力

圖20 銷釘所受剪應(yīng)力

其所受壓應(yīng)力與剪應(yīng)力都很小，遠(yuǎn)低于其屈服極限，符合強(qiáng)度要求。

在增壓鍋爐停爐后的降溫過程中，由于耐火磚表面溫度下降快，而內(nèi)部溫度下降慢。會(huì)導(dǎo)致耐火磚外表面受到拉力作用，容易產(chǎn)生裂紋，甚至出現(xiàn)脆性斷裂情況，分析結(jié)果如圖21所示，

圖21 耐火磚表面拉應(yīng)力

圖21 中所示最大主應(yīng)力方向?yàn)閆向，其大小約為50MPa，接近耐火磚高溫平均抗折強(qiáng)度45MPa，即產(chǎn)生裂紋的主要原因，如果增壓鍋爐反復(fù)啟動(dòng)停爐的話，耐火磚表面由于受到循環(huán)載荷的作用，極易出現(xiàn)裂紋萌生甚至裂紋失穩(wěn)擴(kuò)展的情況，導(dǎo)致耐火磚斷裂脫落，進(jìn)而使得熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)安全性降低。斷裂強(qiáng)度是陶瓷本身的重要特征參數(shù)[12]，主要取決于原子間的結(jié)合力：

式中，σth——理論斷裂強(qiáng)度；

——表面能。

想要得到高強(qiáng)度的固體，要求E和Sγ大，0a小，表面能Sγ可近似表示為

可得σth≈0.1E。根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知耐火磚所受應(yīng)力遠(yuǎn)小于其斷裂應(yīng)力，所以在緊急工況下或停爐降溫降時(shí)不會(huì)發(fā)生脆性斷裂，滿足結(jié)構(gòu)安全性要求。

4 結(jié)論

本文通過對(duì)增壓鍋爐爐膛內(nèi)的熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)在緊急啟動(dòng)工況下及迅速冷卻情況下的熱-結(jié)構(gòu)耦合分析，得出溫度場與應(yīng)力場的分布，對(duì)影響結(jié)構(gòu)安全性的重點(diǎn)部位進(jìn)行分析，得出在此工況下熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)的整體安全性符合使用需要，但局部仍存在一定風(fēng)險(xiǎn)，可能導(dǎo)致結(jié)構(gòu)失效，是在以后的使用過程中應(yīng)當(dāng)盡量避免的問題。

同時(shí)，在對(duì)實(shí)際情況進(jìn)行模擬時(shí)采取了許多簡化方法，可能導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況有一定出入，但是計(jì)算時(shí)的假定情況相較于實(shí)際對(duì)其安全性要求更高，所以可以作為實(shí)際工作中結(jié)構(gòu)安全性的參照。

另外，由于熱防護(hù)磚襯結(jié)構(gòu)涉及到多材料多物體的組成，其中一些細(xì)節(jié)如接觸面間的熱傳導(dǎo)率、剛度函數(shù)等因素沒有過多考慮，但是他們也會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)整體的溫度場分布與應(yīng)力變化產(chǎn)生影響，是以后應(yīng)研究分析的重點(diǎn)。

1 楊自春.xxx艦鍋爐新型耐火磚研究[R].武漢：海軍工程大學(xué)，2006.

2 Hawashima H, Miyahara M, Nagahata T, et al. Study of thermal stress in the refractories at the bottom of top and bottom lowing BOF[J]. Steelmaking Conference Proceedings. 1991: 305～312.

3 Andrade De, S O C, et al. Thermo-mechanical analysis of refractory lining in the blast furnace shaft.[J] Conr. Anu. Assoc. Bras. Metal. Mater. 1996, 51(1): 939～954.

4 Lanim A G, Deryawko II. Infuence of residul stresses on thermal stress resistance of refractory ceramic[J]. Journal of the European Ceramic Society. 2000, 20: 209～213.

5 李彥軍.增壓鍋爐熱力性能參數(shù)變化規(guī)律及動(dòng)態(tài)性能研究[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2006.

6 周國義，李忠根，李浩軍，等.增壓鍋爐爐內(nèi)檢測與輻射率計(jì)算[J].儀器儀表學(xué)報(bào)，2011，32（6）：287～291.

7 王永堂，吳少華，陳明，等.船用增壓鍋爐熱平衡及熱損失的計(jì)算方法[J].熱能動(dòng)力工程，2011,26 （1）：94～96.

8 楊曉峰.增壓鍋爐鍋筒應(yīng)力及疲勞壽命分析[D].哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2009.

9 趙爽.增壓鍋爐用SiC耐火磚墻的工程熱分析[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2009.

10 GB/T20878-2007，不銹鋼和耐熱鋼牌號(hào)及化學(xué)成分[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2007.

11 GB/T16400-2003，絕熱硅酸鋁棉及其制品[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社，2003.12

12 賈德昌,宋桂明.無機(jī)非金屬材料性能[M].北京：科學(xué)出版社，2008.

Strength Analysis of Thermal-protective Tiles Lining in the Supercharged Boiler under an Emergency Running and Stopping Condition

Zhao Jiayu Yang Zichun Cao Yueyun Li Kunfeng Si Yajun
(Naval University of Engineering Wuhan 430033 )

To solve problems like fracture and drop of the thermal-protective materials in the thermal-protective tiles lining when the suoercharged boiler runs and stops repeatedly.This paper uses the fi nite element method to check the strength of the thermal-protective tiles lining,finding out the components that may appear destruction and their reasons of the fracture.We can offer the guide how to run a suoercharged boiler safely and predict destructions.

Supercharged boiler Thermal-protective tiles lining Temperature field Stress field Strength analysis

X933

B

1673－257X(2014)10－48－07

10.3969/j.issn.1673-257X.2014.10.013

趙嘉煜（1989～)，男,碩士，主要研究方向?yàn)閯?dòng)力及熱力系統(tǒng)的科學(xué)管理。

2014-05-15）