摘要：針對(duì)超臨界直流爐水冷壁運(yùn)行中出現(xiàn)的拉裂問題，以貴州金元茶園電廠660 MW超臨界參數(shù)燃煤機(jī)組W火焰直流鍋爐為研究對(duì)象，采用Workbench平臺(tái)對(duì)爐膛標(biāo)高50 m處水冷壁及鰭片在深度調(diào)峰運(yùn)行模式下的溫度、變形及應(yīng)力分布進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。基于外加角鋼結(jié)構(gòu)預(yù)防性檢修方案，通過數(shù)值模擬對(duì)比了增加角鋼結(jié)構(gòu)前后水冷壁管壁的溫度、變形量及應(yīng)力分布的變化，驗(yàn)證方案的可行性。結(jié)果表明，增加角鋼結(jié)構(gòu)能夠有效降低水冷壁等效應(yīng)力和變形量，從而緩解拉裂風(fēng)險(xiǎn)。通過對(duì)這一預(yù)防性檢修方案的工程實(shí)施，證明了方案在實(shí)際運(yùn)行中的有效性，為超臨界直流鍋爐水冷壁的長周期安全穩(wěn)定運(yùn)行提供了重要技術(shù)支持。

關(guān)鍵詞：超臨界鍋爐；水冷壁；拉裂；外加角鋼；數(shù)值模擬

中圖分類號(hào)：TK221

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

“雙碳”目標(biāo)背景下［13］，能源結(jié)構(gòu)正發(fā)生著根本性變化［4］。新型電力系統(tǒng)中，新能源占比越來越高［5］，大容量、高參數(shù)常規(guī)燃煤發(fā)電機(jī)組的服務(wù)性功能逐漸顯現(xiàn)［6］。近年來，超臨界參數(shù)燃煤發(fā)電機(jī)組越來越多地承擔(dān)調(diào)峰任務(wù)，且調(diào)峰頻度和調(diào)峰深度的不斷提升［79］，動(dòng)力煤市場(chǎng)變化帶來的燃料品質(zhì)波動(dòng)，爐內(nèi)溫度場(chǎng)不均現(xiàn)象加劇，導(dǎo)致鍋爐水冷壁管發(fā)生拉裂的事故。水冷壁管拉裂勢(shì)必造成機(jī)組非計(jì)劃停機(jī)次數(shù)增加，嚴(yán)重影響電力生產(chǎn)的經(jīng)濟(jì)性和安全性。長期以來，火電機(jī)組普遍存在的水冷壁拉裂問題一直受到關(guān)注：劉宇［10］以巴威公司超臨界W火焰鍋爐為研究對(duì)象，研究了剛性梁變形和溫度分布對(duì)水冷壁應(yīng)力水平影響；錢均等［11］對(duì)某660 MW超超臨界鍋爐垂直管圈水冷壁焊縫交錯(cuò)區(qū)域進(jìn)行了溫度場(chǎng)模型構(gòu)建，并探討了熱應(yīng)力對(duì)裂紋形成的影響；常偉等［12］研究了深度調(diào)峰對(duì)煤電機(jī)組鍋爐受熱面管的影響；于濤等［13］對(duì)超臨界循環(huán)流化床鍋爐水冷壁的熱應(yīng)力進(jìn)行了分析；楊睿等［14］通過數(shù)值模擬的辦法研究了附加鰭片對(duì)某超臨界鍋爐水冷壁管屏熱變形的影響；FAN等［15］通過對(duì)試樣管進(jìn)行宏觀形貌、化學(xué)成分、顯微組織、維氏硬度和斷口形貌觀察，判定深度調(diào)峰是引起超（超）臨界鍋爐水冷壁翅片角焊縫疲勞開裂失效的根本原因。

貴州金元茶園發(fā)電有限責(zé)任公司（以下簡(jiǎn)稱“茶園電廠”）近兩年2臺(tái)鍋爐水冷壁管拉裂停爐檢修實(shí)踐及原因分析表明：鍋爐復(fù)雜多變工況下，水冷壁管屏膨脹不暢、屏內(nèi)管間溫差加大所引起的機(jī)械應(yīng)力與應(yīng)力疊加后應(yīng)力超限，以及交變應(yīng)力的共同作用，導(dǎo)致鰭片與水冷壁管結(jié)合部產(chǎn)生裂紋；當(dāng)鰭片致裂應(yīng)力水平更高時(shí)，水冷壁管基材受損，進(jìn)一步造成水冷壁管產(chǎn)生裂紋，可能是此類事故發(fā)生的根本原因?；诖朔治?，考慮在易拉裂部位水冷壁背火側(cè)焊接三角形角鋼以減小水冷壁管拉裂風(fēng)險(xiǎn)，但外加角鋼對(duì)減小水冷壁拉裂風(fēng)險(xiǎn)的有效性缺乏理論支撐。因此，本文以茶園電廠660 MW超臨界直流爐為研究對(duì)象，選取1號(hào)爐標(biāo)高50 m處水冷壁進(jìn)行方案預(yù)實(shí)施前后壁溫、變形量及應(yīng)力分布情況為研究?jī)?nèi)容，模擬研究外加角鋼對(duì)水冷壁的保護(hù)作用機(jī)制，并以該預(yù)防性檢修措施實(shí)施后鍋爐機(jī)組的實(shí)際運(yùn)行情況進(jìn)行效果驗(yàn)證。

1鍋爐和水冷壁概況

茶園電廠1、2爐為東方鍋爐股份有限公司生產(chǎn)的DG2020/2531Ⅱ12型660 MW超臨界變壓直流爐，其主要型式為單爐膛、平衡通風(fēng)、一次中間再熱、W型火焰燃燒、尾部雙煙道、垂直管圈水冷壁、尾部擋板調(diào)節(jié)再熱汽溫、固態(tài)排渣、全鋼構(gòu)架、全懸吊結(jié)構(gòu)的Π型露天布置鍋爐，其主要參數(shù)見表1。

鍋爐水冷壁分上部水冷壁和下部水冷壁，下爐膛水冷壁采用Φ318×55 mm 的優(yōu)化內(nèi)螺紋管，材質(zhì)為SA213T12; 上爐膛采用全焊接膜式光管水冷壁，管子規(guī)格為Φ31 8×7 mm，材質(zhì)為12Cr1MoVG。在上、下水冷壁之間采用了全混合的中間混合集箱，以減小水冷壁的出口蒸汽溫度偏差。本文研究對(duì)象為標(biāo)高50 m處水冷壁，該處屬于上爐膛部分，12Cr1MoVG物性參數(shù)如表2所示。

2模型及邊界條件

21幾何模型及網(wǎng)格劃分

選取茶園電廠1號(hào)爐標(biāo)高50 m處的水冷壁管作為研究對(duì)象，水冷壁管幾何結(jié)構(gòu)及網(wǎng)格劃分示意圖如圖1所示。劃分后共有60 330個(gè)網(wǎng)格單元，節(jié)點(diǎn)數(shù)為102 391，單元質(zhì)量最小值為0245 27，最大值為0999 87，平均單元質(zhì)量達(dá)到0899 70。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性檢查，網(wǎng)格設(shè)置滿足計(jì)算精度要求。

22數(shù)學(xué)模型

221傳熱模型

水冷壁向火側(cè)壁面受到爐內(nèi)高溫?zé)煔獾妮椛?、與爐內(nèi)固體顆粒接觸時(shí)的導(dǎo)熱、爐內(nèi)煙氣以對(duì)流方式進(jìn)行的傳熱，熱量通過水冷壁管以導(dǎo)熱的形式向水冷壁管內(nèi)壁傳遞，管內(nèi)壁與管內(nèi)流體以對(duì)流的方式進(jìn)行換熱。水冷壁在二維、穩(wěn)態(tài)、無內(nèi)熱源時(shí)的導(dǎo)熱微分方程如下：

在計(jì)算過程中，向火側(cè)邊界條件視作傳熱第二類邊界條件處理，熱流密度為定值，則

式中：t為溫度，K；n為指膜式水冷壁向火側(cè)表面法線的方向；q0為作用在膜式水冷壁向火側(cè)表面上的熱流密度量；λ為水冷壁管和鰭片的導(dǎo)熱系數(shù)。

水冷壁管內(nèi)傳熱視為傳熱第三類邊界條件，則

式中：h為水冷壁管內(nèi)壁面和工質(zhì)間的換熱系數(shù)；Tw為鍋爐膜式水冷壁管的溫度分布；td為管內(nèi)蒸汽的溫度。

222彈塑性力學(xué)模型

通過Workbench軟件下SteadyState Heat模塊和Static Structure模塊實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)交互，仿真得到的溫度分布與結(jié)構(gòu)力學(xué)方程進(jìn)行耦合計(jì)算，從而得到鍋爐膜式水冷壁的變形量、等效應(yīng)力分布。計(jì)算公式如下：

式中：σ為應(yīng)力；ε為應(yīng)變；γ為角應(yīng)變；τ為剪切應(yīng)力；αT為熱膨脹系數(shù)；ΔT為溫度的變化。

223等效應(yīng)力模型

等效應(yīng)力又稱為Von Miss應(yīng)力。Von Miss應(yīng)力是第四強(qiáng)度理論中的屈服標(biāo)準(zhǔn)之一。應(yīng)力的等值線常常在Von Miss模型中被用來表示應(yīng)力分布，這樣可以精確地發(fā)現(xiàn)模型中不安全的區(qū)域。Von Miss應(yīng)力模型主應(yīng)力和應(yīng)變的關(guān)系如下：

式中：σe為等效應(yīng)力；εe為等效應(yīng)變；σ1、σ2、σ3分別為第一、第二、第三主應(yīng)力；v′為泊松比。

水冷壁應(yīng)力學(xué)邊界條件為水冷壁向火側(cè)可向爐膛內(nèi)自由膨脹，水冷壁管內(nèi)壁受管內(nèi)流體壓力。針對(duì)本文研究對(duì)象，管內(nèi)為高壓蒸汽，對(duì)水冷壁管位移的約束可忽略不計(jì)，視為可自由膨脹。水冷壁背火側(cè)表面被保溫材料所包裹，限制膨脹，設(shè)為固定約束。

3結(jié)果分析及工程效果驗(yàn)證

31水冷壁數(shù)值模擬結(jié)果分析

數(shù)值模擬研究基于茶園電廠鍋爐理論可承擔(dān)的極限調(diào)峰深度BMCR—30%BMCR開展。不同負(fù)荷下水冷壁管溫度、變形量、等效應(yīng)力分布分別如圖2、圖3、圖4所示。由圖2發(fā)現(xiàn)：隨著負(fù)荷從30%BMCR逐步增加至BMCR，水冷壁管溫度呈現(xiàn)逐漸上升的趨勢(shì)，其中壁面平均溫度依次為34659、36111、37555、38904、41097、42693 ℃。特別地，最高溫度在BMCR負(fù)荷下達(dá)到46909 ℃，仍位于材料的安全使用溫度范圍內(nèi)。盡管最高溫度維持在材料的安全使用范圍，但從30%BMCR到BMCR的負(fù)荷變化引起壁溫分布的溫度變化值最高約110 ℃，最低約70 ℃。當(dāng)鍋爐負(fù)荷發(fā)生變化時(shí)，較大的溫度偏差會(huì)影響水冷壁機(jī)械性能，水冷壁會(huì)因溫度變化不均勻產(chǎn)生熱應(yīng)力和變形，導(dǎo)致水冷壁拉裂的風(fēng)險(xiǎn)增加。

由圖3可知：鍋爐熱負(fù)荷從30% BMCR到BMCR的變化過程中，隨著熱負(fù)荷的增加，水冷壁管整體的變形量也在逐漸增加，變化最大的位置位于水冷壁向火側(cè)頂點(diǎn)附近；在BMCR負(fù)荷時(shí)，水冷壁管向火側(cè)頂點(diǎn)的變形量達(dá)到最大值0455 mm，相對(duì)于30%BMCR工況，最大變形量差為0072 mm，最大相對(duì)變形量為1188，即最大變形量增加了188%。水冷壁管向火側(cè)的變形量大于背火側(cè)，這是因?yàn)楸郴饌?cè)溫度水平相對(duì)較低。

圖4顯示：在深度調(diào)峰期間，30%BMCR到BMCR的變化過程中，隨負(fù)荷增加，水冷壁管截面最大等效應(yīng)力水平也逐漸增大。此外，水冷壁管壁的等效應(yīng)力分布呈現(xiàn)不均勻性，尤其是背火側(cè)水冷壁管與鰭片接觸區(qū)域的等效應(yīng)力較集中，而向火側(cè)的水冷壁管等效應(yīng)力相對(duì)較小。盡管在深度調(diào)峰時(shí)期水冷壁所受的等效應(yīng)力未超過材料12Cr1MoVG的屈服強(qiáng)度，但在超臨界直流爐鍋爐頻繁進(jìn)行深度調(diào)峰操作，即負(fù)荷從30%BMCR至BMCR變化時(shí)，水冷壁經(jīng)歷交替變化的等效應(yīng)力，因溫度變化導(dǎo)致的截面最大等效應(yīng)力差為2855 MPa，最小等效應(yīng)力差為463 MPa。這種周期性的等效應(yīng)力變化會(huì)導(dǎo)致材料疲勞加速累積，增大了裂紋產(chǎn)生的風(fēng)險(xiǎn)。

32外加角鋼后溫度及應(yīng)力分布

管壁截面等效應(yīng)力是超臨界鍋爐的水冷壁鰭片與管壁結(jié)合處產(chǎn)生裂紋的原因之一。鍋爐實(shí)際運(yùn)行中，由于負(fù)荷大幅度變化和燃料品質(zhì)波動(dòng)會(huì)造成管內(nèi)工質(zhì)流量分配不均，加劇熱偏差程度，造成管屏內(nèi)管間膨脹差異產(chǎn)生應(yīng)力，進(jìn)一步增加了水冷壁金屬鰭片與管壁結(jié)合處拉裂風(fēng)險(xiǎn)，損傷水冷壁管基材，造成管壁爆裂的風(fēng)險(xiǎn)。常見的解決辦法有開縫、鉆止裂孔。在機(jī)組運(yùn)行期間，重點(diǎn)監(jiān)控水冷壁壁溫分布情況，避免水冷壁壁溫大幅波動(dòng)以及相鄰水冷壁產(chǎn)生較大溫差；控制鍋爐熄火次數(shù)、鍋爐上水速率（一般情況控制在4 h以上）、鍋爐冷卻速率（啟風(fēng)機(jī)強(qiáng)制冷卻時(shí)間推遲12 h）。然而，上述方法均存在一定弊端，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)地考察和電廠專業(yè)人員的實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，設(shè)計(jì)了一種外加角鋼結(jié)構(gòu)。即在容易拉裂的位置，在鰭片容易拉裂位置的背火側(cè)通過焊接角鋼的方式來緩解水冷壁所受應(yīng)力，角鋼夾角為90°。焊接位置位于水冷壁鰭片中心，具體長度可根據(jù)實(shí)際需求進(jìn)行調(diào)整。外加角鋼設(shè)計(jì)如圖5所示。外加角鋼采用和水冷壁相同的材料，角鋼厚度為3 mm，角鋼中間鏤空設(shè)計(jì)，頂部和底部采用相同材料進(jìn)行密封設(shè)計(jì)，防止帶出多余熱量影響爐內(nèi)正常運(yùn)行。

數(shù)值模擬時(shí)選取外加角鋼部分水冷壁及其左右各一根水冷壁管為研究對(duì)象，二維幾何模型如圖6所示，網(wǎng)格劃分如圖7所示。為保證研究結(jié)果的準(zhǔn)確性，網(wǎng)格劃分時(shí)單元尺寸與21節(jié)一致。網(wǎng)格劃分后總網(wǎng)格數(shù)達(dá)到250 533，節(jié)點(diǎn)數(shù)為574 935，平均單元質(zhì)量為0889 70。

水冷壁管內(nèi)以及爐膛內(nèi)部傳熱邊界條件、力學(xué)邊界條件與未加角鋼時(shí)一致，不同的是背火側(cè)角鋼部分暴露在空氣中，視為與空氣進(jìn)行自然對(duì)流換熱，環(huán)境溫度設(shè)為25 ℃。為驗(yàn)證水冷壁外加角鋼結(jié)構(gòu)的可行性，模擬外加角鋼后在30%BMCR、40%BMCR、50%BMCR、60%BMCR、75%BMCR和BMCR工況下水冷壁管溫度、變形量以及應(yīng)力分布情況。

外加角鋼后，不同負(fù)荷下水冷壁管溫度分布如圖8所示。在外加角鋼后，壁面最高溫度、最低溫度和溫度分布趨勢(shì)與未加角鋼時(shí)基本一致，表明外加角鋼對(duì)水冷壁原始性能基本沒影響，不會(huì)影響水冷壁的正常運(yùn)行。加角鋼前的40%BMCR（深度調(diào)峰能力負(fù)荷）、60%BMCR（雙機(jī)組運(yùn)行典型負(fù)荷）及75%BMCR（單機(jī)組運(yùn)行典型負(fù)荷）的水冷壁壁面平均溫度（只計(jì)算水冷壁管和鰭片部分）分別為36111、38904、41297 ℃，加角鋼后壁面平均溫度分別為35361、38002、40333 ℃。當(dāng)負(fù)荷分別從75%BMCR和60%BMCR變化至40%BMCR時(shí)，未加角鋼前壁面平均溫度變化幅度分別為5186 ℃和2793 ℃，加角鋼后分別為4972 ℃和2641 ℃。加角鋼后平均溫度變化幅度有所降低，表明外加角鋼一定程度上減小了由于水冷壁管壁溫度變化幅度造成的負(fù)荷響應(yīng)限制，提高了機(jī)組的靈活運(yùn)行能力。

外加角鋼后，不同負(fù)荷下壁面最大變形量如圖9所示。從圖9可以看出：水冷壁壁面最大變形量位于水冷壁向火側(cè)頂點(diǎn)附近，這一分布規(guī)律與未加角鋼時(shí)一致。從30%BMCR到BMCR 6種不同工況下水冷壁壁面最大變形量分別為0361、0369、0378、0381、0398、0431 mm。

外加角鋼前后水冷壁壁面最大變形量對(duì)比如圖10所示。由圖10可知：相比于未加角鋼時(shí)水冷壁壁面最大變形量0383、0395、0407、0413、0427、0455 mm，加入角鋼后水冷壁壁面最大變形量整體減小，分別對(duì)應(yīng)減小了0022、0026、0027、0032、0029、0024 mm。結(jié)合外加角鋼后水冷壁截面平均溫度有所降低可知，外加角鋼減緩了水冷壁截面上的溫度梯度，進(jìn)而減小了水冷壁的最大變形量。

外加角鋼后，不同負(fù)荷下水冷壁壁面等效應(yīng)力分布如圖11所示。圖11顯示：在深度調(diào)峰期間，在30% BMCR到BMCR的變化過程中，水冷壁管截面等效應(yīng)力與未加角鋼分布規(guī)律相似，整體水平隨負(fù)荷增加也逐漸增大，從30% BMCR到BMCR 6種不同工況下水冷壁壁面等效應(yīng)力分別為13995、14556、15112、15462、16276、16815 MPa。外加角鋼前后水冷壁壁面最大等效應(yīng)力對(duì)比如圖12所示。由圖12可知：外加角鋼在不同熱負(fù)荷下均能有效減小壁面最大等效應(yīng)力，外加角鋼后水冷壁管最大應(yīng)力從30%BMCR工況到BMCR工況最大等效應(yīng)力分別減小572、619、651、703、634、607 MPa，外加角鋼對(duì)最大等效應(yīng)力影響趨勢(shì)和水冷壁截面平均溫度具有一致性。

33工程實(shí)施方案效果驗(yàn)證

2018年10月至2020年11月，1號(hào)爐前墻水冷壁管共發(fā)生8次拉裂，2019年是該爐A修年份，發(fā)生1次，2018與2020這2年平均每年發(fā)生35次。局部的水冷壁管拉裂故障，導(dǎo)致停爐搶修，給企業(yè)正常的電力生產(chǎn)造成了影響。采取外加角鋼這一預(yù)防性檢修措施后，機(jī)組運(yùn)行至今，檢修記錄表明，1號(hào)爐未因前述部位發(fā)生水冷管拉裂故障而造成非計(jì)劃停爐，機(jī)組運(yùn)行的可靠性及靈活性得到了有效提升。

4結(jié)論

1）未加角鋼時(shí)，水冷壁熱負(fù)荷從30% BMCR到BMCR工況變化過程中，水冷壁壁面最高溫度、平均溫度、最大變形量和最大等效應(yīng)力值都會(huì)逐漸變大，在BMCR時(shí)最大，最大值對(duì)應(yīng)為46909 ℃、42693 ℃、0455 mm、17422 MPa，均在12Cr1MoVG屈服強(qiáng)度范圍內(nèi)。在深度調(diào)峰過程中，水冷壁溫度和應(yīng)力等交替變化，增加水冷壁的疲勞損傷程度，最終導(dǎo)致水冷壁拉裂風(fēng)險(xiǎn)增加。

2）通過對(duì)比30% BMCR到BMCR 6個(gè)工況下水冷壁壁面平均溫度、變形量以及最大等效應(yīng)力發(fā)現(xiàn)，外加角鋼后一定程度上減小了由于水冷壁管壁溫度變化幅度造成的負(fù)荷響應(yīng)限制，降低了水冷壁及鰭片的變形量和應(yīng)力水平，可有效減少水冷壁拉裂的潛在風(fēng)險(xiǎn)，說明外加角鋼這一預(yù)防性檢修方案是可行的。

3）經(jīng)數(shù)值模擬論證的外加角鋼預(yù)防性檢修方案實(shí)施于國家電投金元茶園發(fā)電有限公司1號(hào)爐特定部位。運(yùn)行情況表明，方案產(chǎn)生了切實(shí)的效果，有效減少了非計(jì)劃停機(jī)次數(shù)，該方案可以在同型鍋爐推廣應(yīng)用。

參考文獻(xiàn)：

[1]莫非. 服務(wù)“雙碳”目標(biāo) 構(gòu)建新型電力系統(tǒng)［N］. 中國電力報(bào)， 20240227（001）.

［2］ 李暉， 劉棟， 姚丹陽. 面向碳達(dá)峰碳中和目標(biāo)的我國電力系統(tǒng)發(fā)展研判［J］. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)， 2021， 41（18）： 62456259.

［3］ HUO T F， MA Y L， CAI W G， et al. Will the urbanization process influence the peak of carbon emissions in the building sector？ A dynamic scenario simulation［J］. Energy and Buildings， 2021， 232： 110590.1110590.13.

［4］ 紀(jì)艷菊， 張玉， 李翠. 可再生能源預(yù)測(cè)技術(shù)在電力系統(tǒng)中的實(shí)時(shí)應(yīng)用［J］. 現(xiàn)代工業(yè)經(jīng)濟(jì)和信息化， 2023， 13（12）： 143145.

［5］ 李冠稼， 盛仲翰. 國有企業(yè)新能源產(chǎn)業(yè)發(fā)展形勢(shì)與對(duì)策建議［J］. 產(chǎn)業(yè)與科技論壇， 2024， 23（24）： 2022.

［6］ 殷金橋， 錢進(jìn)， 王康， 等. 火電行業(yè)清潔生產(chǎn)評(píng)價(jià)體系提級(jí)優(yōu)化研究［J］. 環(huán)境污染與防治， 2024， 46（1）： 134138.

［7］ 譚增強(qiáng)， 王一坤， 牛擁軍， 等. 雙碳目標(biāo)下煤電深度調(diào)峰及調(diào)頻技術(shù)研究進(jìn)展［J］. 熱能動(dòng)力工程， 2022， 37（8）： 18.

［8］ 陳曉利， 高繼錄， 鄭飛， 等. 多種深度調(diào)峰模式對(duì)火電機(jī)組性能影響分析［J］. 熱能動(dòng)力工程， 2020， 35（12）： 2630.

［9］ 張學(xué)延， 何國安， 曾立飛， 等. “雙碳”目標(biāo)下火電機(jī)組故障及應(yīng)對(duì)措施綜述［J］. 熱力發(fā)電， 2022， 51（12）： 1017.

［10］劉宇. 超臨界W火焰鍋爐水冷壁撕裂問題的應(yīng)力分析［D］. 哈爾濱： 哈爾濱工業(yè)大學(xué)， 2016.

［11］錢鈞， 嚴(yán)禎榮， 王化南， 等. 超超臨界鍋爐垂直管圈水冷壁焊縫交錯(cuò)區(qū)域溫度場(chǎng)建模及等效應(yīng)力模擬［J］. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào)， 2023， 43（3）： 307313.

［12］常偉， 徐賢， 魏然， 等. 煤電機(jī)組深度調(diào)峰對(duì)鍋爐受熱面管的影響［J］. 電力科技與環(huán)保， 2022， 38（6）： 458466.

［13］于濤， 錢進(jìn)， 趙威， 等. 超超臨界循環(huán)流化床鍋爐膜式水冷壁管溫度與應(yīng)力分析［J］. 熱力發(fā)電， 2022， 51（3）： 102108.

［14］楊睿， 陳曄， 盧嘯風(fēng)， 等. 附加鰭片對(duì)CFB鍋爐膜式水冷壁管屏熱變形影響的數(shù)值分析［J］. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào)， 2022， 42（6）： 493497.

［15］FAN Z D， WANG Q W， NIU K， et al. Water wall tube cracking in an ultrasupercritical boiler caused by deep peaking［J］. Transactions of the Indian Institute of Metals， 2022， 75（1）： 183191.

（責(zé)任編輯：周曉南）

文章編號(hào)10005269（2025）02006408

DOI：10.15958/j.cnki.gdxbzrb.2025.02.08

收稿日期：20241118

基金項(xiàng)目：國家電投集團(tuán)貴州金元茶園發(fā)電有限責(zé)任公司科技資助項(xiàng)目（CPCECZCB1320221611）

作者簡(jiǎn)介：王成遠(yuǎn)（1998—），男，在讀碩士，研究方向：熱能利用與節(jié)能工程，Email：wangcyworking@163.com.

*通訊作者：錢進(jìn)，Email：jqian@gzu.edu.cn.

Abstract：

This paper addresses the issue of cracking in the watercooled walls of supercritical direct current boilers during operation. It focuses on the 660 MW supercritical Wflame boiler at the Guizhou Jinyuan Tea Garden Power Plant. The numerical simulation analysis was conducted on the temperature， deformation， and stress distribution of the watercooled wall and fins at a furnace height of 50 m under deep peakshaving operational conditions using the Workbench platform. For the preventive maintenance program of the additional angle steel structure， this study compared the temperature， deformation， and stress distribution of the tube walls before and after additional an angle steel structure， so as to assess the feasibility of this scheme. Results indicate that the addition of the angle steel structure effectively reduces equivalent stress and deformation in the watercooled walls， thus mitigating cracking risks. Engineering implementation of this preventive maintenance plan confirmed its effectiveness in actual operation， providing essential technical support for the longterm， safe， and stable operation of supercritical oncethrough boiler watercooled walls.