趙嘉煜 楊自春 曹躍云 李昆鋒 司亞軍（海軍工程大學 武漢 430033）

緊急啟動及停爐后增壓鍋爐熱防護磚襯結構的強度分析

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

針對船用增壓鍋爐在頻繁啟、停爐過程中，熱防護磚襯結構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熱防護磚襯結構進行強度校核，分析出現(xiàn)損傷的結構部件及耐火材料發(fā)生斷裂的原因，對增壓鍋爐的安全使用與預防損壞具有一定的參考意義。

增壓鍋爐 熱防護磚襯結構 溫度場 應力場 強度分析

增壓鍋爐依靠能建立高增壓的軸流式壓氣機向爐膛中連續(xù)輸送空氣，在減小體積的同時，增大了爐膛內的氣壓，使空氣與燃油燃燒更加充分，但這也使得增壓鍋爐爐膛內的工作環(huán)境更加復雜。作為整個增壓鍋爐支撐部分的熱防護磚襯結構要承受多種載荷作用，極易受復雜環(huán)境如超高溫反復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，進而導致熱防護磚襯結構的垮塌，造成增壓鍋爐的損毀[1]。

導致熱防護磚襯結構出現(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)生的熱應力是最主要的原因。國內外眾多學者針對各種耐火陶瓷材料的強度問題，尤其是碳化硅耐火磚進行了大量研究，從其微觀結構特征到宏觀物理性質都做出了較為詳細的探索，取得了大量科研成果[2-4]。同時，對于增壓鍋爐的各個組成部分，也有學者做了大量的研究工作[5-8]。增壓鍋爐中的熱防護磚襯結構是由多材料多部件組成的一個整體，在工作時彼此間存在互相影響，任何一部分都有可能發(fā)生失效進而導致增壓鍋爐的破壞。本文將熱防護磚襯結構作為一個整體進行熱結構耦合分析，對其在緊急啟動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磚襯是由多種材料、多種部件組成的復合結構，如圖1所示，從迎火工作面由內向外依次是SiC結合Si3N4的耐火磚、耐火可塑料、復合氧化鋁纖維絕熱板、14Cr23Ni18號耐熱鋼制成的內爐板以及作為固定用的弓形夾和銷釘。具體結構如圖1所示。

圖1 熱防護磚襯結構示意圖

運用CAD軟件建立熱防護磚襯結構的三維模型，如圖2所示。

圖2 熱防護磚襯結構三維簡化模型

2 材料物性參數(shù)的確定

熱防護磚襯結構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- -熱導率/ (W/m·C) 19.8 17.31 15.75 15.72 14.85 14.81

3 熱防護磚襯結構強度分析

本文通過有限元法，對熱防護磚襯結構在緊急啟動工況下的溫度場分布進行分析，再將分析結果作為結構分析的載荷施加到熱防護磚襯結構上，分析由溫度變化引起的熱應力。首先使得增壓鍋爐在室溫下緊急啟動，15min后達到穩(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 熱防護磚襯結構安全性分析流程

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：燃燒基點的火焰溫度高達1800～1900℃，出口處煙氣溫度達1200～1500℃，而煙氣的運動速度不高，因此輻射熱交換起著主導作用[1]?？梢园褷t膛看成兩個進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磚襯結構。為了簡化分析的過程，筆者做出以下兩點假設：

1)火焰將整個爐膛的空間占滿，火焰和高溫煙氣的輻射放熱具有一個平均溫度Thy。

2)輻射通量在計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，在熱防護磚襯結構背部鋼板處，快速通過受到預加熱處理的空氣，其溫度為100℃，實現(xiàn)與熱防護磚襯結構的熱交換，根據(jù)外掠平壁層流強迫對流換熱近似解可得到對流換熱系數(shù)見式（2）：

式中：Rex——以x為特征長度的雷諾數(shù)；

Pr——普朗特數(shù)；λ——流體導熱系數(shù)。

根據(jù)上式及操作手冊可得到對流換熱系數(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)生的應力對于整個熱防護磚襯的影響，方式為輻射換熱，發(fā)射率為0.8。而在背部內爐板處，也停止通入預熱空氣，同樣通過輻射換熱的方式使內爐板溫度降低，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的溫度和換熱系數(shù)已知，用式(4)表示：

式中：fT——流體介質的溫度；α——換熱系數(shù)。

初始條件是指傳熱過程開始時，物體在整個區(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，將初始溫度設為室溫22℃。

在結構分析中，還需要對熱防護磚襯結構添加約束，首先需要對固定整個結構的螺栓施加螺栓預緊力，由于材料采用鎳鉻合金鋼，所以其強度等級為12.9級，通過實驗可測得螺栓預緊力約為100N。

由于熱防護磚襯結構的背部鋼板是通過焊接的方式固定在墻上，所以對鋼板的四周假設固定邊界條件約束，同時對通過螺栓及銷釘?shù)目资┘庸潭s束，如圖6，圖7所示，

圖6 螺栓預緊力

圖7 內爐板四周固定邊界約束

3.3 熱防護磚襯結構溫度場分析

對上述確定的邊界條件進行分析，首先將熱防護磚襯結構三維模型進行網(wǎng)格劃分如下，為了減小計算量，對于重點分析的部件如耐火磚采用六面體網(wǎng)格，而對分析結果過影響不大的部件如耐火泥則采用四面體網(wǎng)格，具體結果如圖8所示。

圖8 熱防護磚襯結構的網(wǎng)格劃分

緊急啟動工況下熱防護磚襯結構計算結果如圖9～圖12所示：

圖9 t=300s時溫度場分布

圖10 t=900s時溫度場分布

圖11 t=2000s時溫度場分布

圖12 t=4500s時溫度場分布

由圖9～圖12可看出，在增壓鍋爐緊急啟動時，爐膛內溫度迅速升高，由于耐火磚與銷釘、弓形夾等導熱系數(shù)較大，而耐火泥與絕熱板導熱系數(shù)較小，所以隨著時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，所以熱防護磚襯結構背部的鋼板受到很好的保護，其溫度由圖中可以看出約為115℃，與實際工作中所測得的110℃基本相符，滿足安全性需要。對于銷釘及弓形夾，當熱防護磚襯結構達到穩(wěn)定時，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引起金屬材料受高溫而發(fā)生的蠕變行為，對于熱防護磚襯結構是安全的。

對于增壓鍋爐停爐后的冷卻情況，根據(jù)實際運行情況，需要大約24h可恢復至室溫狀態(tài)。在降溫的初始階段熱防護磚襯結構產(chǎn)生的應力最大，也最容易對其造成破壞，應該重點分析。下面是停爐后前5000s熱防護磚襯結構的溫度分布，如圖14～圖17所示。

圖14 t=500s時溫度場分布

圖15 t=1800s時溫度場分布

圖16 t=4000s時溫度場分布

圖17 t=5000s時溫度場分布

由圖14～圖17可看出，在停爐后，由于增壓鍋爐爐膛內仍存在大量高溫煙氣，影響耐火磚對外輻射，使得熱防護磚襯結構的冷卻過程是一個相對漫長的過程，但是背部內爐板由于停止通過預熱空氣后，環(huán)境溫度下降迅速，所以冷卻速度相對較快。

3.4 熱防護磚襯結構應力場分析

將溫度場的分布結果導入結構應力分析模塊中，得到熱防護磚襯結構在升溫與降溫過程中的應力分布情況。因為耐火磚是直接承受熱沖擊的部件，所以重點分析耐火磚與鉚固件的應力情況。

首先是升溫過程，當耐火磚受熱時，由于熱傳導的原因，表面與內部溫度并不相同，造成溫度梯度，溫度高的部分會有膨脹的趨勢，但是內部溫度低的部分會產(chǎn)生一種相對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力的作用，不會對其產(chǎn)生損壞。對于背部鋼板，由于磚襯結構受熱產(chǎn)生向外膨脹的趨勢，在螺栓預緊力的作用下，會在螺母與鋼板接觸處產(chǎn)生應力集中，需要對其應力進行強度校核，根據(jù)計算可知，在熱防護磚襯結構溫度達到穩(wěn)定時所產(chǎn)生的拉應力最大，如圖18所示，

圖18 內爐板所受應力分布

其最大應力可達410MPa，接近其屈服極限約480MPa，雖然仍在許用范圍內，但極有可能發(fā)生塑形變形情況，造成對磚襯結構的破壞，在實際運行增壓鍋爐時應注意避免出現(xiàn)這種狀況。對于弓形夾部分，所受的拉應力很小，遠遠達不到屈服極限，屬于安全范圍內。對于銷釘，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受到周圍耐火泥的約束，使得銷釘沿軸向受到壓應力，同時由于耐火磚的受熱變形，也會使得銷釘在徑向產(chǎn)生一定的剪應力，其大小如圖19～圖20所示。

圖19 銷釘所受壓應力

圖20 銷釘所受剪應力

其所受壓應力與剪應力都很小，遠低于其屈服極限，符合強度要求。

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，而內部溫度下降慢。會導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，分析結果如圖21所示，

圖21 耐火磚表面拉應力

圖21 中所示最大主應力方向為Z向，其大小約為50MPa，接近耐火磚高溫平均抗折強度45MPa，即產(chǎn)生裂紋的主要原因，如果增壓鍋爐反復啟動停爐的話，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)擴展的情況，導致耐火磚斷裂脫落，進而使得熱防護磚襯結構安全性降低。斷裂強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合力：

式中，σth——理論斷裂強度；

——表面能。

想要得到高強度的固體，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)計算結果可知耐火磚所受應力遠小于其斷裂應力，所以在緊急工況下或停爐降溫降時不會發(fā)生脆性斷裂，滿足結構安全性要求。

4 結論

本文通過對增壓鍋爐爐膛內的熱防護磚襯結構在緊急啟動工況下及迅速冷卻情況下的熱-結構耦合分析，得出溫度場與應力場的分布，對影響結構安全性的重點部位進行分析，得出在此工況下熱防護磚襯結構的整體安全性符合使用需要，但局部仍存在一定風險，可能導致結構失效，是在以后的使用過程中應當盡量避免的問題。

同時，在對實際情況進行模擬時采取了許多簡化方法，可能導致計算結果與實際情況有一定出入，但是計算時的假定情況相較于實際對其安全性要求更高，所以可以作為實際工作中結構安全性的參照。

另外，由于熱防護磚襯結構涉及到多材料多物體的組成，其中一些細節(jié)如接觸面間的熱傳導率、剛度函數(shù)等因素沒有過多考慮，但是他們也會對結構整體的溫度場分布與應力變化產(chǎn)生影響，是以后應研究分析的重點。

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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，主要研究方向為動力及熱力系統(tǒng)的科學管理。

2014-05-15）