范旭宸， 陳 曄， 鄭 雄， 王泉海， 李建波， 盧嘯風(fēng)

(重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400030)

循環(huán)流化床(CFB)鍋爐具有燃料適應(yīng)性極佳、運(yùn)行性能良好以及環(huán)保性能優(yōu)異的優(yōu)點(diǎn)[1]。在一般燃燒方式下難以正常燃燒的石煤、煤矸石、泥煤、油頁(yè)巖、低熱值無(wú)煙煤以及各種工農(nóng)業(yè)垃圾等劣質(zhì)燃料都可在循環(huán)流化床鍋爐中有效燃燒。此外，循環(huán)流化床鍋爐還具有良好的負(fù)荷調(diào)節(jié)性能和低負(fù)荷運(yùn)行性能，能適應(yīng)調(diào)峰機(jī)組的要求[2]。

2013年4月，我國(guó)在四川白馬投運(yùn)了600 MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐，標(biāo)志著我國(guó)大型循環(huán)流化床鍋爐技術(shù)達(dá)到了領(lǐng)先水平。超臨界循環(huán)流化床鍋爐采用了低質(zhì)量流率的垂直水冷壁管技術(shù)(本生技術(shù))，即采用小管徑水冷壁管，使欠飽和爐水一次性流過(guò)水冷壁管并全部轉(zhuǎn)變成過(guò)熱蒸汽。超臨界直流條件下水冷壁管內(nèi)流體的溫度隨管內(nèi)外換熱強(qiáng)度的變化而不斷變化，管壁溫度也隨之變化，本生技術(shù)水冷壁管周向溫度偏差和熱應(yīng)力高于亞臨界自然水循環(huán)條件下的溫度偏差和熱應(yīng)力。國(guó)內(nèi)多臺(tái)超臨界循環(huán)流化床鍋爐實(shí)爐運(yùn)行情況亦表明較大的熱應(yīng)力、較小的水冷壁管徑以及爐內(nèi)正壓燃燒條件，易造成水冷壁變形，加劇水冷壁磨損。

筆者通過(guò)實(shí)測(cè)600 MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐運(yùn)行時(shí)的水冷壁溫度分布，建立了相關(guān)的計(jì)算模型，重點(diǎn)對(duì)距離布風(fēng)板30 m高度處4.6 m×2 m區(qū)域的水冷壁管屏進(jìn)行了熱應(yīng)力分析。

1 實(shí)爐水冷壁壁溫的測(cè)量及數(shù)值模擬概況

1.1 600 MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐本體

四川白馬600 MW超臨界循環(huán)流化床鍋爐為低質(zhì)量流率的一次中間再熱鍋爐，爐膛采用單爐膛褲衩腿、雙布風(fēng)板的布置方式。

爐膛尺寸為27.9 m×15.03 m，爐膛高度(即布風(fēng)板至爐膛出口中心線(xiàn)的距離)為55 m。爐膛內(nèi)蒸發(fā)受熱面采用一次垂直上升管膜式水冷壁結(jié)構(gòu)。水冷壁管管徑為28.2 mm，壁厚為5.8 mm，節(jié)距為38.2 mm。

鍋爐主蒸汽/再熱蒸汽壓力為25.4 MPa/4.9 MPa，主蒸汽/再熱蒸汽溫度為571 ℃/569 ℃。鍋爐負(fù)荷在30%以上時(shí)為直流運(yùn)行工況，鍋爐負(fù)荷在75%以上時(shí)為超臨界工況。

1.2 實(shí)爐測(cè)量工況

鍋爐設(shè)計(jì)及運(yùn)行參數(shù)表明，80%負(fù)荷左右水冷壁的運(yùn)行條件最?lèi)毫印Ｒ虼?，?shí)爐測(cè)量選取80%負(fù)荷，主要運(yùn)行參數(shù)如表1所示。

表1 試驗(yàn)工況主要運(yùn)行參數(shù)

1.3 實(shí)爐壁溫測(cè)量方法

如圖1所示，鍋爐前墻及右墻水冷壁背火側(cè)在不同高度(Lev1～Lev5)上共布置74個(gè)測(cè)點(diǎn)，每一層的溫度測(cè)點(diǎn)等間距布置。圖2為測(cè)點(diǎn)安裝示意圖，每個(gè)測(cè)點(diǎn)上的K型熱電偶[12]安裝于水冷壁背火側(cè)管頂部以及鰭片中線(xiàn)，水冷壁管出口溫度取自分布式控制系統(tǒng)(DCS)。

圖1 測(cè)點(diǎn)布置示意圖

圖2 測(cè)點(diǎn)安裝示意圖

1.4 計(jì)算模型

采用間接法對(duì)水冷壁進(jìn)行熱應(yīng)力分析，即先進(jìn)行熱分析，得到計(jì)算區(qū)域水冷壁管的溫度場(chǎng)分布，然后將其施加到結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析中,求解應(yīng)力及應(yīng)變分布。

基于前人的研究可知,爐膛對(duì)膜式水冷壁的垂直熱流是爐內(nèi)傳熱的主要影響因素，因而建立如圖3所示的膜式水冷壁計(jì)算模型。建模時(shí)進(jìn)行如下假設(shè)：(1)沿水冷壁高度方向的軸向?qū)峥梢院雎圆挥?jì)；(2)任一截面的管內(nèi)壁與工質(zhì)的對(duì)流換熱系數(shù)和工質(zhì)溫度不變；(3)金屬的導(dǎo)熱系數(shù)不隨時(shí)間變化，只與溫度變化相關(guān)；(4)經(jīng)爐墻絕熱材料散失的熱量可忽略不計(jì)；(5)管壁與鰭片具有相同的導(dǎo)熱性。

圖3 膜式水冷壁管壁計(jì)算模型

水冷壁管溫度場(chǎng)的邊界條件如下：

(1)

式中：tw為金屬溫度，℃；tp為管內(nèi)工質(zhì)溫度，℃；λ為金屬管壁和鰭片的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；hv為管內(nèi)對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；q(x)為向火側(cè)管外壁熱流密度,W/m2。q(x)及hv可由張志正的“背火側(cè)兩點(diǎn)法”計(jì)算得到[13]。

q(x)=q0·Ψ(x)

(2)

式中：q0為計(jì)算區(qū)域平均輻射熱負(fù)荷；Ψ(x)為管壁和鰭片接受火焰的角系數(shù)，隨x的變化而變化，計(jì)算方法見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。

水冷壁管熱應(yīng)力的邊界條件為：管屏頂端沿爐膛高度方向的垂直位移UZ=0；固定梁與水冷壁管屏接觸部分沿向火側(cè)方向的垂直位移UY=0；管屏兩端有固定梁限制部分的位移UX=0。圖4所示為計(jì)算區(qū)域邊界條件分布,其中固定梁位于背火側(cè)。

視水冷壁管材料為各向同性材料，其熱物理特性見(jiàn)表2。

圖4 計(jì)算區(qū)域邊界條件分布示意圖

表2 水冷壁材料的熱物理特性

計(jì)算中取材料的線(xiàn)膨脹系數(shù)α=1.412×10-5K-1，泊松比為0.28。

2 水冷壁壁溫實(shí)爐測(cè)量及熱應(yīng)力與熱變形模擬結(jié)果

2.1 水冷壁壁溫測(cè)量結(jié)果及分析

實(shí)爐測(cè)量得到的80%負(fù)荷下的水冷壁壁溫分布如圖5所示。

由于第1層測(cè)點(diǎn)(Lev1)位于二次風(fēng)風(fēng)口上部(距耐火澆注料約1 m)，且各管進(jìn)水溫度相同，故此時(shí)第一層測(cè)點(diǎn)的溫度高低反映了管內(nèi)工質(zhì)流量的大小。溫度越高，管內(nèi)工質(zhì)流量越??；溫度越低，管內(nèi)工質(zhì)流量越大。至鍋爐上部區(qū)域(Lev4～Lev5)時(shí)，管內(nèi)工質(zhì)經(jīng)過(guò)充分換熱，溫度高低反映了受熱的強(qiáng)弱。溫度越高，管壁受熱越強(qiáng)；溫度越低，管壁受熱越弱。由圖5可知，在第2層測(cè)點(diǎn)(Lev2)處測(cè)得的溫度較高的水冷壁管在上部區(qū)域(Lev4～Lev5)溫度較低，結(jié)合前文分析可知，受熱弱的水冷壁管管內(nèi)工質(zhì)流量小，在80%負(fù)荷下，水冷壁管仍具有正的流量響應(yīng)特性。

在爐膛前墻下部(Lev1～Lev3)，水冷壁壁溫在靠近爐膛邊角和中心線(xiàn)處較高，而兩者之間區(qū)域的壁溫較低，如圖5(a)所示。這是由于爐膛邊角處邊角效應(yīng)的存在以及前墻中心線(xiàn)處中隔墻的存在導(dǎo)致兩者之間區(qū)域的熱流密度偏小[15]。圖5(b)表明在爐膛右墻下部(Lev1～Lev3)邊角處的壁溫高，中間區(qū)域的壁溫相對(duì)較低。在右墻第4層測(cè)點(diǎn)(Lev4)處布置有旋風(fēng)分離器進(jìn)口通道，此處的水冷壁管進(jìn)行了“讓管”處理，以形成爐膛出口煙道。為防止磨損，該處的水冷壁敷設(shè)有耐磨層，導(dǎo)致其吸熱量減少，形成3處溫度較低的區(qū)域。

(a) 前墻水冷壁壁溫分布

(b) 右墻水冷壁壁溫分布

圖6為各層測(cè)點(diǎn)平均溫度隨爐膛高度的分布。如圖6所示，水冷壁右墻的平均溫度比前墻的平均溫度高。在距離布風(fēng)板30 m高度處，壁溫隨爐膛高度的增加而變化減緩。故選取距離布風(fēng)板30 m處4.6 m×2 m區(qū)域的水冷壁管進(jìn)行熱應(yīng)力分析。

圖6 各層測(cè)點(diǎn)平均溫度隨爐膛高度的變化

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.2.1 水冷壁管與鰭片的熱應(yīng)力分布

用Ansys數(shù)值模擬軟件對(duì)距離布風(fēng)板30 m處4.6 m× 2 m區(qū)域的水冷壁管與鰭片進(jìn)行熱應(yīng)力分析，結(jié)果如圖7所示。熱應(yīng)力分布基本上以中心管束為對(duì)稱(chēng)軸呈左右對(duì)稱(chēng)，其中水冷壁管與固定梁接觸部分的熱應(yīng)力較大。這是因?yàn)樵谒浔诠芘蛎涍^(guò)程中，固定梁限制其變形，從而在接觸面上產(chǎn)生了較大的熱應(yīng)力。另一方面，鰭片上的熱應(yīng)力高于水冷壁管的熱應(yīng)力。這是由于水冷壁管壁在其內(nèi)部工質(zhì)的冷卻作用下，溫度低于鰭片，兩者的熱偏差造成了較大的熱應(yīng)力。正是由于壁溫分布的不均勻性，導(dǎo)致了水冷壁管熱應(yīng)力分布的不均勻。

圖7 計(jì)算得到的水冷壁管與鰭片的熱應(yīng)力分布

2.2.2 計(jì)算區(qū)域水冷壁管的變形量分布

計(jì)算區(qū)域管屏頂端的垂直位移UZ=0，底端沒(méi)有施加約束，可向下自由膨脹。計(jì)算區(qū)域水冷壁管整體向下膨脹，如圖8所示，變形量至管屏底端時(shí)可達(dá)26.30 mm。

圖8 計(jì)算區(qū)域水冷壁管Z向的變形量分布

水冷壁管在向下變形過(guò)程中，由于相鄰管的溫度不同，故存在膨脹偏差。溫度高的水冷壁管無(wú)法向下額外膨脹，只能向外或向內(nèi)側(cè)膨脹。水冷壁管Y向的變形量分布如圖9所示。固定梁與水冷壁管接觸部分的垂直位移UY=0，因而接觸部分的水冷壁管不會(huì)變形，而固定梁中間區(qū)域沒(méi)有約束，可自由膨脹，導(dǎo)致管屏向爐內(nèi)凸起。在計(jì)算區(qū)域中固定梁中間的區(qū)域，水冷壁向火側(cè)向爐膛內(nèi)部變形，最大變形量為1.14 mm。雖然水冷壁管屏向火側(cè)的變形量都很小，但是在實(shí)際鍋爐中，水冷壁橫向?qū)挾确謩e為15 m(前墻)和30 m(右墻)，不同區(qū)域的向火側(cè)膨脹變形存在疊加的可能性。這是水冷壁管向火側(cè)磨損加劇的主要原因之一。

圖9 計(jì)算區(qū)域水冷壁管Y向的變形量分布

3 結(jié) 論

(1)在80%負(fù)荷工況下，水冷壁管背火側(cè)溫度整體呈現(xiàn)出在爐膛下部邊角較高、中間較低，爐膛上部邊角較低、中間較高的分布。爐膛水冷壁上部和下部的壁溫分布趨勢(shì)相反，距離布風(fēng)板30 m高度處區(qū)域的水冷壁管溫度沿爐膛高度方向的變化率較大，熱應(yīng)力分布極不均勻。

(2)計(jì)算區(qū)域的水冷壁整體向下膨脹，最大變形量為26.30 mm。由于存在膨脹偏差，水冷壁向火側(cè)向爐內(nèi)凸起變形，最大變形量約為1.14 mm。對(duì)于整個(gè)水冷壁管屏而言，其尺寸遠(yuǎn)大于計(jì)算區(qū)域的尺寸，存在變形量疊加的可能，會(huì)加劇水冷壁磨損，甚至造成爆管事故。

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