基于二維和三維耦合模型的垃圾焚燒爐水冷壁熱應(yīng)力分析

倪進(jìn)飛，李景生，羅小平，李東航

(1.廣州特種承壓設(shè)備檢測研究院，廣東 廣州 510663； 2.華南理工大學(xué) 機(jī)械與汽車工程學(xué)院，廣東 廣州 510640)

水冷壁是電站鍋爐重要的受熱蒸發(fā)部分，承擔(dān)著穩(wěn)定燃燒與保護(hù)爐墻的作用[1]。水冷壁通常布置于鍋爐爐膛四周，水冷壁管道內(nèi)是水或水蒸氣，外壁面吸收爐膛燃燒煙氣與火焰的輻射熱[2]。垃圾焚燒發(fā)電廠運(yùn)行過程中面臨的突出問題就是水冷壁管道因溫度過高或是應(yīng)力集中引起的管道破裂，甚至引發(fā)爆管事故，水冷壁故障會造成發(fā)電廠非計劃停運(yùn)，嚴(yán)重威脅著垃圾焚燒廠的安全高效運(yùn)行[3-4]，針對熱應(yīng)力導(dǎo)致的故障，國內(nèi)外許多學(xué)者進(jìn)行了大量的研究。

范旭宸等[5]研究發(fā)現(xiàn)，在80%負(fù)荷情況下，距離布風(fēng)板30米高度處熱應(yīng)力分布極為不均勻，計算區(qū)域水冷壁向下膨脹，向火側(cè)朝向爐內(nèi)凸起變形。最大變形量為1.14 mm，頻繁形變?nèi)菀自斐杀苁鹿?。徐青藍(lán)等[6]研究了鍋爐水冷壁異形鰭片區(qū)域的熱應(yīng)力分布，結(jié)果表明，異形鰭片附近管道壁面向火側(cè)頂點(diǎn)處的等效應(yīng)力最大，鍋爐運(yùn)行負(fù)荷變化會產(chǎn)生熱應(yīng)力，導(dǎo)致鰭片產(chǎn)生橫向裂紋。Li等[7]對拱形焚燒爐的壁面熱應(yīng)力分布與爐內(nèi)傳熱過程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，檢測了爐墻的應(yīng)力應(yīng)變，測得的應(yīng)力較大區(qū)域和高溫區(qū)域的分布與實(shí)際鍋爐的變形位置比較吻合，壁面溫度高低與熱應(yīng)力的大小之間具有顯著相關(guān)性，通過改善傳熱過程能夠降低壁面發(fā)生變形的風(fēng)險。Khadem等[8]通過壁厚測量、硬度測量、掃描電子顯微鏡、XRD等手段對某石化廠內(nèi)的發(fā)電鍋爐管道進(jìn)行了失效分析，并運(yùn)用有限元分析方法對管道進(jìn)行了模擬計算，結(jié)果表明，高溫和管壁變薄是管道破壞的主要因素，管壁升溫過快會引起壁面熱應(yīng)力增加，導(dǎo)致管壁失效破壞。Jan等[9]針對目前鍋爐表面熱應(yīng)力計算方法精度不高的問題提出一種新的確定方法，該法首先根據(jù)熱傳導(dǎo)方程反解出內(nèi)表面溫度，然后計算壁面應(yīng)力大小。作者利用該方法對鍋爐進(jìn)行了大量的計算試驗(yàn)，并與實(shí)際測量值進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)即使在流體溫度變化較快的情況下，計算精度也比較高。

綜上所述，鍋爐水冷壁管道發(fā)生斷裂或爆管故障的原因是在長期的高溫工作環(huán)境中，換熱設(shè)備在頻繁開關(guān)車或溫度梯度等因素引起的熱應(yīng)力作用下，發(fā)生熱疲勞斷裂，并且管道所處的腐蝕性煙氣環(huán)境加速了管道的斷裂速度。但是當(dāng)前研究主要是對普通鍋爐換熱部件的熱應(yīng)力分析，而對垃圾焚燒爐水冷壁管道進(jìn)行的熱應(yīng)力分析較少?；诖?，本研究針對焚燒爐水冷壁管道進(jìn)行熱應(yīng)力特性研究，建立垃圾焚燒爐水冷壁二維和三維模型，使用ANSYS Workbench軟件的熱-結(jié)構(gòu)耦合分析模塊對垃圾焚燒爐水冷壁進(jìn)行熱應(yīng)力研究。分析水冷壁管道熱應(yīng)力分布規(guī)律，最大熱應(yīng)力點(diǎn)的位置特點(diǎn)，最大熱應(yīng)力與鰭片厚度、節(jié)距長度和管壁厚度等的關(guān)系?？蔀樗浔谠O(shè)計和垃圾焚燒爐運(yùn)行優(yōu)化提供參考。

1 模型建立與邊界條件

ANSYS分析物體所受熱應(yīng)力的方法有直接耦合法和間接耦合法。直接耦合法是利用具有溫度與自由度的耦合單元，同時求解獲得熱分析與結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析的結(jié)果；間接耦合法是先對分析對象進(jìn)行熱分析，獲得各節(jié)點(diǎn)的溫度值，再把溫度值加載至結(jié)構(gòu)應(yīng)力計算過程中，最后計算該分析對象的應(yīng)力分布情況。本研究利用間接耦合法對垃圾焚燒爐水冷壁進(jìn)行熱應(yīng)力分析。研究對象為廣州市某垃圾焚燒廠內(nèi)機(jī)械爐排式垃圾焚燒爐，該焚燒爐日處理量為750 t，分為垃圾焚燒爐爐膛和余熱鍋爐兩部分。

1.1 幾何模型建立

利用ANSYS Workbench中的Steady-StateThermal模塊和Static Structural模塊對垃圾焚燒爐水冷壁進(jìn)行熱應(yīng)力分析，將這兩個分析模塊相連接，先對水冷壁進(jìn)行穩(wěn)態(tài)熱分析，計算得出水冷壁表面溫度分布情況，將熱分析的結(jié)果導(dǎo)入結(jié)構(gòu)分析模塊，實(shí)現(xiàn)對水冷壁的穩(wěn)態(tài)熱分析和結(jié)構(gòu)分析。本研究中水冷壁所用材料為20G高壓鍋爐管，其性能參數(shù)見表1。本研究的水冷壁管道外徑為60 mm，壁厚5.5 mm，鰭片的厚度為6 mm，節(jié)距為80 mm，水冷壁的相關(guān)尺寸如圖1(a)所示，部分管屏三維模型如圖1(b)所示。

表1 高壓鍋爐管物性參數(shù)

圖1 水冷壁示意圖

本次垃圾焚燒爐水冷壁網(wǎng)格劃分采用ANSYS中Mesh功能進(jìn)行網(wǎng)格劃分，它能夠依據(jù)模型存在的物理場與求解器劃分出對應(yīng)的網(wǎng)格。對水冷壁模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示，二維網(wǎng)格劃分后為的節(jié)點(diǎn)數(shù)為253 637，單元格數(shù)目為156 428；三維網(wǎng)格劃分后為的節(jié)點(diǎn)數(shù)為2 729 249，單元格數(shù)目為445 400。

圖2 垃圾焚燒爐水冷壁網(wǎng)格劃分

1.2 模型計算的邊界條件

運(yùn)用不同高度的熱力計算方法，通過分析不同高度的煙氣溫度，計算相應(yīng)的熱負(fù)荷大小，本文熱負(fù)荷計算結(jié)果如表2所示。對于三維模型，按照燃燒結(jié)果將熱流密度分布狀況加載到水冷壁壁面。管道內(nèi)流體的入口質(zhì)量流率為1 080 kg/(m2·s)。

表2 爐膛各個高度熱力參數(shù)

應(yīng)力計算邊界的施加：在熱分析結(jié)束后，進(jìn)入結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析模塊的計算，需要對水冷壁施加約束條件。水冷壁面通常為懸吊布置，這種布置方式使得水冷壁管屏可以相對自由的膨脹，降低因熱膨脹受阻導(dǎo)致的熱應(yīng)力過大。對于二維模型，管道壁面可以自由膨脹，鰭片管的兩端施加固定載荷。對于三維模型，在水冷壁面頂端添加位移約束z=0，在水冷壁交界位置處x、y方向位移為零，邊界條件設(shè)置如圖3所示。

圖3 水冷壁三維模型施加約束

2 二維模型熱應(yīng)力計算結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力分布

對10、15、20、25、30 m五種不同高度位置處的水冷壁鰭片管進(jìn)行熱應(yīng)力分析，計算結(jié)果如圖4所示。由圖4可知，不同高度位置處的熱應(yīng)力分布規(guī)律基本相同，熱應(yīng)力值沿著徑向由內(nèi)向外逐漸減小，最大熱應(yīng)力均位于管道內(nèi)壁向火側(cè)的頂點(diǎn)附近區(qū)域，分析結(jié)果與焚燒廠水冷壁破裂的情況一致，通過對水冷壁破裂管道的分析發(fā)現(xiàn)，管道向火側(cè)表面存在裂紋，文獻(xiàn)[10]通過對水冷壁管道的金相和機(jī)械分析也證實(shí)了這一點(diǎn)。這是因?yàn)樵搮^(qū)域熱負(fù)荷較高，向火側(cè)管道外壁面溫度較高，而管道內(nèi)的流體溫度較低，管壁兩側(cè)出現(xiàn)了較大的溫度差，在向火側(cè)壁面膨脹和管道壁面結(jié)構(gòu)應(yīng)力的作用下，產(chǎn)生了應(yīng)力集中，因此，必須加強(qiáng)對水冷壁向火側(cè)管道內(nèi)壁面熱應(yīng)力的監(jiān)測，防止出現(xiàn)應(yīng)力過大。

圖4 不同高度鰭片管應(yīng)力分布云圖

五種高度位置處鰭片管的熱應(yīng)力最大值分別為129.63、134.81、124.45、119.27、117.19 MPa，最大熱應(yīng)力隨高度的變化趨勢如圖5所示，由圖5可知，管壁最大熱應(yīng)力隨著高度的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢，15 m位置處達(dá)到最大值，這是因?yàn)槿急M風(fēng)的進(jìn)入增加了余熱鍋爐段的氧氣含量，使可燃煙氣再次發(fā)生燃燒，但是燃盡風(fēng)溫度較低，會對燃盡風(fēng)口附近區(qū)域的煙氣產(chǎn)生降溫的作用，因此在余熱鍋爐段煙氣溫度呈現(xiàn)出先增加后減小的變化趨勢，15 m位置處燃燒溫度最高，因此該處的熱應(yīng)力值最大。

圖5 不同高度位置管壁最大應(yīng)力變化曲線

2.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對最大熱應(yīng)力的影響

2.2.1 鰭片厚度對熱應(yīng)力的影響

保持其他參數(shù)不變，通過改變鰭片厚度來研究該結(jié)構(gòu)參數(shù)對水冷壁熱應(yīng)力大小的影響，鰭片厚度設(shè)置為5、5.5、6、6.5、7 mm，計算結(jié)果如圖6所示。由圖6可知，水冷壁最大熱應(yīng)力與鰭片厚度的變化趨勢呈線性關(guān)系，最大熱應(yīng)力隨著鰭片厚度的增加線性減小，鰭片厚度每增加1 mm，最大熱應(yīng)力降低0.91 MPa左右。這是因?yàn)轹捚穸鹊脑龃髮?dǎo)致其熱阻不斷增大，熱量沿著管壁方向進(jìn)行傳遞，鰭片內(nèi)部的溫度也隨之降低，鰭片厚度的增加使溫度分布更加均勻，減小了壁面溫度差，管道壁面的熱應(yīng)力值逐漸減小。

圖6 鰭片厚度對最大熱應(yīng)力的影響

2.2.2 節(jié)距長度對熱應(yīng)力的影響

保持其他參數(shù)不變，通過改變水冷壁兩管間的節(jié)距長度來研究該結(jié)構(gòu)參數(shù)對水冷壁面熱應(yīng)力大小的影響，節(jié)距長度設(shè)置為 70、75、80、85、90 mm，計算結(jié)果如圖7所示。由圖7可知，水冷壁管道最大熱應(yīng)力隨節(jié)距長度的增加呈線性增加趨勢，節(jié)距長度每增加1 mm，最大熱應(yīng)力升高 1.55 MPa。這是因?yàn)楣?jié)距長度的變化改變了所用管道的數(shù)目，當(dāng)水冷壁面尺寸一定時，管道間距越大，所需管道數(shù)目越少，鰭片長度增大，鰭片與管道間的熱傳遞過程減弱，管屏溫差增大，熱應(yīng)力增大。因此，在工程允許的范圍內(nèi)應(yīng)該適當(dāng)減小節(jié)距長度，增加管道的數(shù)目。

圖7 節(jié)距對最大熱應(yīng)力的影響

2.2.3 管壁厚度對熱應(yīng)力的影響

保持其他參數(shù)不變，通過改變水冷壁的管壁厚度來研究該結(jié)構(gòu)參數(shù)對熱應(yīng)力大小的影響，管壁厚度設(shè)置為 4.5、5、5.5、6、6.5 mm，計算結(jié)果如圖8所示。由圖8可知，隨著管道壁面厚度的增加，水冷壁最大熱應(yīng)力也隨之增加，壁厚每增加0.5 mm，最大熱應(yīng)力分別增加了 0.9、1.3、2.03、2.83 MPa，每毫米最大熱應(yīng)力的增加量逐漸增大。這是因?yàn)殡S著管道壁面厚度的增加，管道內(nèi)熱阻逐漸增大，導(dǎo)致內(nèi)外壁面?zhèn)鳠徇^程阻力增大，內(nèi)外壁面溫差增大，熱應(yīng)力逐漸增大。

圖8 管壁厚度對最大熱應(yīng)力的影響

3 三維模型熱應(yīng)力計算結(jié)果分析

二維模型的計算結(jié)果能夠直觀地看出熱應(yīng)力在管道壁面的分布情況，為了進(jìn)一步研究水冷壁面熱應(yīng)力分布規(guī)律，對管屏進(jìn)行了三維模擬計算，計算結(jié)果如圖9所示。由圖9可知，水冷壁面最大熱應(yīng)力為116.57 MPa，小于管道的許用應(yīng)力，最大熱應(yīng)力點(diǎn)位于壁面交界處的管道附近，這與所研究的垃圾焚燒廠的實(shí)際情況一致。最大熱應(yīng)力值比二維的計算結(jié)果小，這是因?yàn)殡S著計算域的擴(kuò)大，傳熱邊界的影響作用逐漸減小，水冷壁面的溫度分布更加接近真實(shí)情況，整個水冷壁和單個管道的尺寸比例很大，相鄰兩管之間熱流密度改變較小，所以管道之間的溫差較小。

圖9 水冷壁應(yīng)力分布云圖

受熱管道在熱應(yīng)力作用下出現(xiàn)裂紋或發(fā)生破裂的機(jī)制為：受熱管道在熱應(yīng)力的作用下，材料中的錯位在滑移面上運(yùn)動到達(dá)表面，形成了新的滑移臺階，對原來表面的鈍化膜產(chǎn)生破壞作用，于是在表面與滑移臺階的交界位置發(fā)生化學(xué)溶解，形成腐蝕坑，材料表面的腐蝕坑在熱應(yīng)力的作用下會向縱深方向發(fā)展，最終形成裂紋[11]。對于水冷壁而言，由于其壁面各處的溫度不同，因此水冷壁各處熱脹冷縮的程度不同，從而產(chǎn)生熱應(yīng)力。

水冷壁變形量分布如圖10所示，由圖10可知，水冷壁面最大變形量為1.075 mm，在壁面交界處的變形量較小，變形較大的區(qū)域位于余熱鍋爐側(cè)墻中心區(qū)域，即余熱鍋爐橫截面長邊水冷壁面，該水冷壁面尺寸較大，受到的約束較少，水冷壁管道可以相對自由的膨脹，因此，該區(qū)域的變形量較大，熱應(yīng)力值較小。在水冷壁面交界處，管壁所受約束較多，管道壁面的膨脹會受到結(jié)構(gòu)應(yīng)力的作用，容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，因此在水冷壁面交界處的應(yīng)力值較大，變形量較小。由結(jié)構(gòu)參數(shù)對最大熱應(yīng)力的影響分析可知，結(jié)構(gòu)參數(shù)對水冷壁的熱應(yīng)力有較大影響，因此，可以通過改變水冷壁管道與鰭片的尺寸來改善水冷壁的換熱效果與安全性。

圖10 水冷壁變形量分布云圖

對所研究垃圾焚燒爐水冷壁進(jìn)行現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，水冷壁管道的主要故障模式有管道堵塞、管道破裂以及管道減薄，該廠管道堵塞的原因多與水質(zhì)有關(guān)，管道內(nèi)部結(jié)垢引起的管道堵塞雖然后果比較嚴(yán)重，但是發(fā)生頻率較低；該垃圾焚燒廠水冷壁管道減薄的原因主要是高溫?zé)煔鈱ζ浔砻娴母邷馗g作用，焚燒爐中的煙氣成分中含有硫化物等成分，因此為降低管道減薄的速率，必須對焚燒爐煙氣成分進(jìn)行監(jiān)測；調(diào)查分析該廠發(fā)生過的水冷壁管道破裂事故發(fā)現(xiàn)，水冷壁管道破裂的原因是管道表面產(chǎn)生熱應(yīng)力腐蝕性疲勞裂紋，導(dǎo)致裂紋產(chǎn)生的原因就是交變應(yīng)力。焚燒爐中的水冷壁吸收高溫?zé)煔獾妮椛錈?，管道?nèi)部介質(zhì)位置或密度發(fā)生改變，金屬溫度出現(xiàn)交替變化，金屬材料發(fā)生交替收縮或膨脹，導(dǎo)致其內(nèi)部產(chǎn)生交變應(yīng)力，在交變應(yīng)力的作用下，材料出現(xiàn)塑性變形的積累損傷而形成疲勞裂紋[10]。通過對所研究的垃圾焚燒爐水冷壁熱應(yīng)力分析，掌握了焚燒爐水冷壁面最大熱應(yīng)力點(diǎn)的位置以及熱應(yīng)力作用機(jī)理，為垃圾焚燒爐安全性研究提供了理論支撐。

4 結(jié) 論

本研究利用二維和三維兩種模型研究了垃圾焚燒爐水冷壁熱應(yīng)力分布狀況，并分析了水冷壁管屏結(jié)構(gòu)參數(shù)對熱應(yīng)力大小的影響，得到以下結(jié)論：

(1)對垃圾焚燒爐不同高度位置處的水冷壁管進(jìn)行熱應(yīng)力分析表明，熱應(yīng)力值沿著管道徑向由內(nèi)向外逐漸減小，最大熱應(yīng)力均位于管道內(nèi)壁向火側(cè)的頂點(diǎn)附近區(qū)域；管壁最大熱應(yīng)力隨著高度的增加呈現(xiàn)出先增大后減小的變化趨勢，在15 m位置處達(dá)到最大值。

(2)水冷壁最大熱應(yīng)力隨著鰭片厚度的增加呈線性減小的趨勢，鰭片厚度每增加1 mm，最大熱應(yīng)力降低0.91 MPa左右；水冷壁最大熱應(yīng)力隨節(jié)距長度的增加呈線性增加的趨勢，節(jié)距長度每增加1 mm，最大熱應(yīng)力升高1.55 MPa；水冷壁最大熱應(yīng)力隨管道壁面厚度的增加而增加，并且每毫米最大熱應(yīng)力的增加量逐漸增大。

(3)三維計算模型熱應(yīng)力分析發(fā)現(xiàn)，最大熱應(yīng)力點(diǎn)位于壁面交界處的管道附近，最大熱應(yīng)力為116.57 MPa；水冷壁面最大變形量為1.075 mm，變形較大的區(qū)域位于余熱鍋爐側(cè)墻中心區(qū)域。