張振華，史建新，李小龍，曾慶鵬，宿興東，李晨碩，李彥軍

(1.哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001；2.中國船舶重工集團公司第718研究所,河北 邯鄲 056027)

利用渦輪增壓機組的渦輪機驅(qū)動壓氣機替代鼓風機向鍋爐爐膛輸送壓縮空氣的鍋爐稱為增壓鍋爐[1]。與常規(guī)電站鍋爐相比，增壓鍋爐在重量體積方面的優(yōu)勢極為突出。同時，憑借其在可靠性、機動性、經(jīng)濟性和維修性等各項指標上的優(yōu)越表現(xiàn)，逐步取代常規(guī)鍋爐為大型船舶提供動力[2]。實際運行過程中，鍋筒內(nèi)部充斥著高溫高壓的飽和工質(zhì)，受力狀態(tài)極其復雜。尤其在啟動、停爐等變工況下運行時，鍋筒內(nèi)工質(zhì)的壓力和溫度在短時間內(nèi)會發(fā)生較大變化，導致鍋筒受頻繁波動的機械應力和熱應力的作用，產(chǎn)生疲勞損傷[3]。因此，對變工況運行條件下的鍋筒進行熱-機械分析，并依據(jù)強度理論對其進行疲勞壽命計算，對于指導鍋爐的安全運行非常必要。

國內(nèi)外學者對于電站鍋爐鍋筒的強度和疲勞壽命分析開展較早，且研究成果相對完善[4-7]。增壓鍋爐由于結(jié)構(gòu)及換熱方式的復雜性，鍋筒應力方面的研究開展較晚，且已有研究多局限于鍋爐穩(wěn)態(tài)運行或小波動下，對起爐等大波動工況下鍋筒的瞬態(tài)性能研究較少。邵亞西等[8-9]對小型增壓鍋爐鍋筒溫度、應力和疲勞壽命進行了系統(tǒng)的分析，對增壓鍋爐鍋筒邊界條件的確定方法、結(jié)構(gòu)強度的評估方式都進行了較詳細的介紹。但仍存在管束與管板接觸形式和模型約束方式不合理造成危險點位置與應力值大小失真的問題。

為解決上述問題，本文在前人工作的基礎上建立與實際增壓鍋爐鍋筒相同的模型，采用更加合理的模型約束方式，以增壓鍋爐冷態(tài)啟動工況下的實測溫度和壓力作為邊界條件，進行鍋筒應力三維有限元模擬，所得結(jié)果對指導鍋爐的安全運行具有重要的參考價值。

1 鍋爐模型

1.1 物理模型

為建立鍋筒的物理模型，作如下簡化假設：

1)鍋筒內(nèi)部存在著進行汽水分離、蒸汽清洗和排污等操作的復雜結(jié)構(gòu)?？紤]到這些裝置對鍋筒應力和疲勞影響較小，計算時主要考慮筒體、管束和連接方式等，所建鍋筒實體模型如圖1所示。

圖1 鍋筒實體模型

2)忽略封頭對鍋筒應力造成的影響[10]。

3)鍋筒管板區(qū)域管束外伸長度為管自身外徑的2倍[9]。

其中，鍋筒筒體采用BHW35低合金強度鋼，下降管采用20 G碳素鋼，水冷壁、對流蒸發(fā)管束和過熱管束采用12Cr1MoV低合金鋼。

1.2 熱傳導

鍋爐啟動過程鍋筒壁的導熱為非穩(wěn)態(tài)，利用無內(nèi)熱源三維非穩(wěn)態(tài)導熱微分方程進行熱求解[11]：

1.3 熱應力

對于圓筒結(jié)構(gòu)，其最大的彎曲熱應力計算式[12]為：

式中：a為材料的線膨脹系數(shù)；E為彈性模量；t為溫差；μ為泊松比。

1.4 機械應力

對于由內(nèi)壓引起的圓筒切向應力的最大值，可由拉梅公式求解[13]：

式中：r1和r2分別為圓筒的內(nèi)外半徑；pi和p0分別為筒的內(nèi)外壓力。

2 邊界條件

鍋爐啟動過程中，部件溫度隨工質(zhì)壓力的上升而上升。而部件溫度梯度取決于工質(zhì)溫度和壓力的變化幅度，這直接影響部件的應力水平。且對于增壓鍋爐啟動過程，當鍋筒壓力達到運行要求后，需要短暫停爐將爐膛供風方式由離心風機供風切換為渦輪增壓裝置供風，載荷的快速變化將帶來更高的失效風險，對冷態(tài)啟動過程開展研究具有重要意義。冷態(tài)啟動過程各測點溫度及鍋筒壓力的實驗測量數(shù)據(jù)[9]如圖2所示。

由實驗結(jié)果(圖2)可知，冷態(tài)啟動過程中根據(jù)鍋筒內(nèi)工質(zhì)所處狀態(tài)可分為未飽和階段和飽和階段。增壓鍋爐冷態(tài)啟動過程中從第590 s開始鍋筒內(nèi)壁的壓力開始上升，表明第590 s前鍋筒內(nèi)的工質(zhì)仍處于未飽和狀態(tài)，隨后鍋筒內(nèi)開始有蒸汽產(chǎn)生，此時工質(zhì)處于飽和狀態(tài)。

圖2 冷態(tài)啟動過程筒壁溫度及壓力曲線

在鍋爐的冷態(tài)啟動階段，鍋筒內(nèi)蒸汽溫度和壓力分別達到251.1 ℃、3.72 MPa，大約3 300 s時達到穩(wěn)定運行狀態(tài)。鍋筒壁面換熱方式復雜，為更合理的確定各區(qū)域的邊界條件，需對其進行分區(qū)處理，如圖3所示。其中，鍋筒保溫層外壁熱邊界條件由各測點溫度擬合得到，其他區(qū)域外壁溫依據(jù)其具體換熱方式經(jīng)熱力計算確定；鍋筒內(nèi)壁熱邊界認為在工質(zhì)達到飽和狀態(tài)前溫度呈線性增長，達到飽和狀態(tài)時為當前工質(zhì)的飽和溫度；內(nèi)壁壓力邊界條件取各時刻實際測量壓力參數(shù)。

圖3 鍋筒區(qū)域劃分

為了能夠反映鍋筒的真實位移情況，且避免在約束端面產(chǎn)生應力集中，影響計算結(jié)果，筒體兩側(cè)端面建立遠端約束，允許筒體發(fā)生平移和轉(zhuǎn)動。為證明該約束方式的可靠性，分別選取距離約束端面中心點3、4和5 m的位置作為約束點。計算結(jié)果表明，該約束方式不會在約束端面產(chǎn)生應力集中，且改變約束距離對危險點的出現(xiàn)位置及應力值大小未產(chǎn)生影響，因此最終選定距離端面4 m處作為遠端約束點，進行后續(xù)的結(jié)構(gòu)分析，如圖4所示。

圖4 遠端位移約束

3 結(jié)果討論與分析

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

由于鍋筒管板區(qū)域的結(jié)構(gòu)不連續(xù)性和大量管孔的存在，使得此區(qū)域的應力和疲勞損傷最為嚴重，是研究的重點。為保證網(wǎng)格劃分的可靠性，在該區(qū)域內(nèi)選取2個位置作為基準點，如圖5所示。在保證其他區(qū)域網(wǎng)格合理的情況下，通過改變孔板區(qū)域網(wǎng)格的尺寸，并得到兩基準位置的應力值如圖6所示。最終確定管板區(qū)域網(wǎng)格尺寸為3 mm。

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證點選取

圖6 網(wǎng)格無關(guān)性驗證曲線

3.2 冷態(tài)啟動過程鍋筒溫度場計算及分析

為更加清晰地描述冷態(tài)啟動過程中溫度場分布規(guī)律，分別取未飽和階段和飽和階段某一典型時刻進行分析。當工質(zhì)處于非飽和階段時，鍋筒內(nèi)部無蒸汽產(chǎn)生，筒壁換熱方式以導熱為主，各時刻溫度分布趨于一致，取第396 s時刻筒壁溫度進行分析，如圖7所示。此刻鍋筒以水平中心面為界兩側(cè)溫度存在明顯分區(qū)，下側(cè)壁面直接受火焰輻射和高溫煙氣對流換熱作用溫度較高，且越靠近輻射區(qū)溫度呈升高趨勢，最高為125.2 ℃。上側(cè)區(qū)域外壁覆蓋保溫層且無蒸汽產(chǎn)生，其主要獲取熱量的方式為來自下側(cè)高溫區(qū)的周向?qū)?，使得該區(qū)域溫度較低，最低為24.0 ℃，但溫度分布相對均勻。

圖7 第396 s溫度分布

工質(zhì)處于飽和階段時，鍋筒內(nèi)部工質(zhì)以飽和水和飽和蒸汽的形式存在，內(nèi)壁面均可受到良好換熱，各時刻溫度分布趨勢相同，取第1 910 s時刻溫度場進行分析，如圖8所示。此階段上下側(cè)區(qū)域溫度分布相對均勻，且整體溫度明顯高于非飽和階段。溫度最高點仍出現(xiàn)在筒壁的輻射區(qū)，最高溫可達261.39 ℃。

圖8 第1 910 s溫度分布

上述結(jié)果表明，非飽和階段中，鍋筒壁較大的溫差和溫度梯度是熱應力產(chǎn)生的主因。而飽和階段鍋筒壁溫分布相對均勻，但隨著蒸汽含量的增加鍋筒內(nèi)壓力不斷增大，這是機械應力產(chǎn)生的主因。

3.3 冷態(tài)啟動過程鍋筒應力場計算及分析

數(shù)值模擬結(jié)果表明，鍋筒壁輻射區(qū)的應力值明顯高于其他區(qū)域，且在冷態(tài)啟動的2個階段，危險點的位置并未發(fā)生變化，其應力值大小隨溫度和壓力增加而增加。圖9(a)為冷態(tài)啟動過程最終時刻鍋筒管板整體應力分布情況，由圖可知，危險點位于鍋筒輻射區(qū)第2排第1根管孔邊緣，這是由于鍋筒自身結(jié)構(gòu)的不對稱性造成，使得在整個數(shù)值計算過程中危險點位置多集中于管板邊緣，這也是增壓鍋筒區(qū)別于電站鍋爐鍋筒的地方，無法對結(jié)構(gòu)進行對稱簡化。同時受管束與孔板之間剪切力作用，促使管孔邊緣產(chǎn)生大的應力集中，是造成鍋筒和管束發(fā)生破壞的主要作用形式。

圖9 第3 300 s管板應力分布

冷態(tài)啟動過程中危險點處應力值隨時間的變化如圖10所示，在冷態(tài)啟動過程中鍋筒應力值有2次大幅度增加。冷態(tài)啟動初期，受爐膛對鍋筒壁快速加熱作用，鍋筒應力快速增大，第220 s時危險點總應力增大到 232.32 MPa，隨后總應力增長率大幅度減小。進入飽和階段后，應力值相對平穩(wěn)，在第2 300 s時鍋爐送風方式由送風機切換為壓氣機送風，送風方式的改變極大地提高了爐膛內(nèi)的燃燒效率，一方面促使鍋筒壁溫增加，另一方面提高鍋筒內(nèi)部工質(zhì)的溫度和壓力。這些參數(shù)的改變均對鍋筒的應力產(chǎn)生直接影響。

圖10 危險點應力變化

為進一步分析危險點(圖9(b))所在區(qū)域應力的分布規(guī)律，按逆時針方向提取管孔周向位置應力得到如圖11所示的應力變化曲線。結(jié)果表明單個管孔周向位置應力分布對稱，其中管孔0°位置為危險點，與其相對的180°位置處應力值略小，而在90°和270°位置應力值近似相等但明顯小于0°和180°位置的應力值。

圖11 管孔周向應力分布

該應力分布特點是由于鍋筒管板處軸向位置管束數(shù)量明顯多于圓周方向管束，且在圓周方向管束與管板接觸位置的相對高度不同，使得在圓周方向鍋筒受力不均易發(fā)生周向轉(zhuǎn)動，致其周向應力明顯大于軸向應力。同時輻射區(qū)兩側(cè)分別為下降管區(qū)和煙氣對流換熱區(qū)，其中輻射區(qū)管板圓周方向溫度分布不均，越靠近煙氣對流區(qū)溫度越高，熱應力也隨之增大，而軸向位置溫度變化相對均勻，熱應力變化較小，這都致使鍋筒周向應力較大。鍋筒下降管區(qū)由下降管與管板相連，其管徑和壁厚較大，煙氣對流換熱區(qū)由對流管束和過熱管束2種管束與管板相連，2種管束管徑和壁厚明顯小于下降管，結(jié)構(gòu)強度較弱。且煙氣對流區(qū)管束壁溫更高，高溫下金屬的結(jié)構(gòu)強度會明顯降低。這種結(jié)構(gòu)強度上的差異進一步增大鍋筒向?qū)α鲹Q熱區(qū)發(fā)生轉(zhuǎn)動的趨勢，促使靠近對流換熱區(qū)側(cè)管孔邊緣承受更大的力。

3.4 冷態(tài)啟動過程鍋筒疲勞壽命分析

通過采用雨流計數(shù)法對冷態(tài)啟動過程中危險點處應力值進行統(tǒng)計，發(fā)現(xiàn)整個冷態(tài)啟動過程中平均應力幅34.24、30.94和116.16 MPa各出現(xiàn)了一次?；诘谌龔姸壤碚搶﹀佂参ｋU區(qū)域進行疲勞壽命評估，得到冷態(tài)啟動過程鍋筒疲勞壽命如表1所示。由表可知，單次冷態(tài)啟動時間為55 min，最大應力值可達281.47 MPa,該過程造成的累計疲勞損耗為0.000 012 3。

表1 冷態(tài)啟動過程鍋筒疲勞壽命

4 結(jié)論

1)管板輻射區(qū)應力相對較大，在管孔邊緣存在明顯的應力集中，且沿鍋筒周向應力明顯大于軸向應力。

2)冷態(tài)啟動過程鍋筒疲勞損傷主要發(fā)生在未飽和階段，此階段總應力主要由鍋筒壁面溫差產(chǎn)生的熱應力造成，危險點的應力幅值最大達到116.16 MPa。

3)冷態(tài)啟動飽和階段鍋筒危險點的總應力受機械應力和熱應力共同影響，危險點最大應力幅值為34.24 MPa。