紧急启动及停炉后增压锅炉热防护砖衬结构的强度分析

赵嘉煜 杨自春 曹跃云 李昆锋 司亚军（海军工程大学 武汉 430033）

紧急启动及停炉后增压锅炉热防护砖衬结构的强度分析

赵嘉煜 杨自春 曹跃云 李昆锋 司亚军
（海军工程大学 武汉 430033）

针对船用增压锅炉在频繁启、停炉过程中，热防护砖衬结构中的耐火材料易出现的断裂、脱落等问题，采用有限元分析法对热防护砖衬结构进行强度校核，分析出现损伤的结构部件及耐火材料发生断裂的原因，对增压锅炉的安全使用与预防损坏具有一定的参考意义。

增压锅炉 热防护砖衬结构 温度场 应力场 强度分析

增压锅炉依靠能建立高增压的轴流式压气机向炉膛中连续输送空气，在减小体积的同时，增大了炉膛内的气压，使空气与燃油燃烧更加充分，但这也使得增压锅炉炉膛内的工作环境更加复杂。作为整个增压锅炉支撑部分的热防护砖衬结构要承受多种载荷作用，极易受复杂环境如超高温反复作用的影响造成耐火材料熔融流淌，出现断裂、脱落的情况，进而导致热防护砖衬结构的垮塌，造成增压锅炉的损毁[1]。

导致热防护砖衬结构出现断裂情况的原因有很多，其中由于高温高压烟气的热冲击作用产生的热应力是最主要的原因。国内外众多学者针对各种耐火陶瓷材料的强度问题，尤其是碳化硅耐火砖进行了大量研究，从其微观结构特征到宏观物理性质都做出了较为详细的探索，取得了大量科研成果[2-4]。同时，对于增压锅炉的各个组成部分，也有学者做了大量的研究工作[5-8]。增压锅炉中的热防护砖衬结构是由多材料多部件组成的一个整体，在工作时彼此间存在互相影响，任何一部分都有可能发生失效进而导致增压锅炉的破坏。本文将热防护砖衬结构作为一个整体进行热结构耦合分析，对其在紧急启动工况以及紧急停炉后降温的过程中可能出现的不满足强度要求的情况加以分析。

1 模型的建立

增压锅炉中的热防护砖衬是由多种材料、多种部件组成的复合结构，如图1所示，从迎火工作面由内向外依次是SiC结合Si3N4的耐火砖、耐火可塑料、复合氧化铝纤维绝热板、14Cr23Ni18号耐热钢制成的内炉板以及作为固定用的弓形夹和销钉。具体结构如图1所示。

图1 热防护砖衬结构示意图

运用CAD软件建立热防护砖衬结构的三维模型，如图2所示。

图2 热防护砖衬结构三维简化模型

2 材料物性参数的确定

热防护砖衬结构各组成材料的物理参数见表1、表

2[9-11]。

表1 材料属性值

表2 碳化硅耐火砖部分材料属性

温度/°C 200 400 600 800 1200 1400热膨胀系数°C-11.67E-064.47E-064.82E-065E-06- -热导率/ (W/m·C) 19.8 17.31 15.75 15.72 14.85 14.81

3 热防护砖衬结构强度分析

本文通过有限元法，对热防护砖衬结构在紧急启动工况下的温度场分布进行分析，再将分析结果作为结构分析的载荷施加到热防护砖衬结构上，分析由温度变化引起的热应力。首先使得增压锅炉在室温下紧急启动，15min后达到稳定工况，随后工作1h停炉，经过5000s自然冷却降温，分析流程如图3所示。

图3 热防护砖衬结构安全性分析流程

3.1 锅炉炉膛中热交换的物理模型

锅炉炉膛中的温度很高：燃烧基点的火焰温度高达1800～1900℃，出口处烟气温度达1200～1500℃，而烟气的运动速度不高，因此辐射热交换起着主导作用[1]。可以把炉膛看成两个进行辐射热交换的物体，分别是外表面等于炉膛壁表面的火焰与热防护砖衬结构。为了简化分析的过程，笔者做出以下两点假设：

1)火焰将整个炉膛的空间占满，火焰和高温烟气的辐射放热具有一个平均温度Thy。

2)辐射通量在计算表面上的照射是均匀分布的。

基于上述条件下，得出增压锅炉炉膛内的热辐射传热数量，见式(1)：式中：αT——推算出的炉膛黑度；

σ0——斯蒂芬-玻尔兹曼常数；

Ffs——辐射受热面积；

Thv——火焰即烟气的温度；

Tzb——耐火砖砖壁的温度。

则得到辐射热量趋势图如图4所示。

图4 耐火砖迎火面辐射换热量

3.2 边界条件、初始条件及约束的确定

根据式(1)计算得出的辐射热交换量得出温度上升趋势，可大致得出耐火砖表面的升温情况，如图5所示：

图5 耐火砖砖壁温度

同时，在热防护砖衬结构背部钢板处，快速通过受到预加热处理的空气，其温度为100℃，实现与热防护砖衬结构的热交换，根据外掠平壁层流强迫对流换热近似解可得到对流换热系数见式（2）：

式中：Rex——以x为特征长度的雷诺数；

Pr——普朗特数；λ——流体导热系数。

根据上式及操作手册可得到对流换热系数约为100W/m2·K。

在增压锅炉停止工作后，一般情况下通过自然冷却。分析在温度下降过程中所产生的应力对于整个热防护砖衬的影响，方式为辐射换热，发射率为0.8。而在背部内炉板处，也停止通入预热空气，同样通过辐射换热的方式使内炉板温度降低，发射率为0.7。

第一类边界条件：物体边界上的温度已知，用式(3)表示为：

第三类边界条件：与物体相接触的流体介质的温度和换热系数已知，用式(4)表示：

式中：fT——流体介质的温度；α——换热系数。

初始条件是指传热过程开始时，物体在整个区域中所具有的温度为已知值，用式(5)表示：

式中： ),( yxϕ ——已知温度函数。在本文中，将初始温度设为室温22℃。

在结构分析中，还需要对热防护砖衬结构添加约束，首先需要对固定整个结构的螺栓施加螺栓预紧力，由于材料采用镍铬合金钢，所以其强度等级为12.9级，通过实验可测得螺栓预紧力约为100N。

由于热防护砖衬结构的背部钢板是通过焊接的方式固定在墙上，所以对钢板的四周假设固定边界条件约束，同时对通过螺栓及销钉的孔施加固定约束，如图6，图7所示，

图6 螺栓预紧力

图7 内炉板四周固定边界约束

3.3 热防护砖衬结构温度场分析

对上述确定的边界条件进行分析，首先将热防护砖衬结构三维模型进行网格划分如下，为了减小计算量，对于重点分析的部件如耐火砖采用六面体网格，而对分析结果过影响不大的部件如耐火泥则采用四面体网格，具体结果如图8所示。

图8 热防护砖衬结构的网格划分

紧急启动工况下热防护砖衬结构计算结果如图9～图12所示：

图9 t=300s时温度场分布

图10 t=900s时温度场分布

图11 t=2000s时温度场分布

图12 t=4500s时温度场分布

由图9～图12可看出，在增压锅炉紧急启动时，炉膛内温度迅速升高，由于耐火砖与销钉、弓形夹等导热系数较大，而耐火泥与绝热板导热系数较小，所以随着时间的推移逐渐形成温度梯度，耐火砖与销钉、弓形夹温度升高较快，而耐火泥与绝热板温度升高较慢。由于绝热板的隔热效果良好，所以热防护砖衬结构背部的钢板受到很好的保护，其温度由图中可以看出约为115℃，与实际工作中所测得的110℃基本相符，满足安全性需要。对于销钉及弓形夹，当热防护砖衬结构达到稳定时，其温度如图13所示，

图13 铆固件温度分布

从图13可以看出最高温度为680℃左右销钉，由于部件材料为镍铬合金耐热钢，其最高可承受约900℃的高温，所以在此工况下不会引起金属材料受高温而发生的蠕变行为，对于热防护砖衬结构是安全的。

对于增压锅炉停炉后的冷却情况，根据实际运行情况，需要大约24h可恢复至室温状态。在降温的初始阶段热防护砖衬结构产生的应力最大，也最容易对其造成破坏，应该重点分析。下面是停炉后前5000s热防护砖衬结构的温度分布，如图14～图17所示。

图14 t=500s时温度场分布

图15 t=1800s时温度场分布

图16 t=4000s时温度场分布

图17 t=5000s时温度场分布

由图14～图17可看出，在停炉后，由于增压锅炉炉膛内仍存在大量高温烟气，影响耐火砖对外辐射，使得热防护砖衬结构的冷却过程是一个相对漫长的过程，但是背部内炉板由于停止通过预热空气后，环境温度下降迅速，所以冷却速度相对较快。

3.4 热防护砖衬结构应力场分析

将温度场的分布结果导入结构应力分析模块中，得到热防护砖衬结构在升温与降温过程中的应力分布情况。因为耐火砖是直接承受热冲击的部件，所以重点分析耐火砖与铆固件的应力情况。

首先是升温过程，当耐火砖受热时，由于热传导的原因，表面与内部温度并不相同，造成温度梯度，温度高的部分会有膨胀的趋势，但是内部温度低的部分会产生一种相对力阻止这种膨胀趋势，所以耐火砖的受热表面在升温过程中受到的是压应力的作用，不会对其产生损坏。对于背部钢板，由于砖衬结构受热产生向外膨胀的趋势，在螺栓预紧力的作用下，会在螺母与钢板接触处产生应力集中，需要对其应力进行强度校核，根据计算可知，在热防护砖衬结构温度达到稳定时所产生的拉应力最大，如图18所示，

图18 内炉板所受应力分布

其最大应力可达410MPa，接近其屈服极限约480MPa，虽然仍在许用范围内，但极有可能发生塑形变形情况，造成对砖衬结构的破坏，在实际运行增压锅炉时应注意避免出现这种状况。对于弓形夹部分，所受的拉应力很小，远远达不到屈服极限，属于安全范围内。对于销钉，由于在升温过程中，销钉的热膨胀系数大于耐火泥的热膨胀系数，所以销钉受热膨胀时受到周围耐火泥的约束，使得销钉沿轴向受到压应力，同时由于耐火砖的受热变形，也会使得销钉在径向产生一定的剪应力，其大小如图19～图20所示。

图19 销钉所受压应力

图20 销钉所受剪应力

其所受压应力与剪应力都很小，远低于其屈服极限，符合强度要求。

在增压锅炉停炉后的降温过程中，由于耐火砖表面温度下降快，而内部温度下降慢。会导致耐火砖外表面受到拉力作用，容易产生裂纹，甚至出现脆性断裂情况，分析结果如图21所示，

图21 耐火砖表面拉应力

图21 中所示最大主应力方向为Z向，其大小约为50MPa，接近耐火砖高温平均抗折强度45MPa，即产生裂纹的主要原因，如果增压锅炉反复启动停炉的话，耐火砖表面由于受到循环载荷的作用，极易出现裂纹萌生甚至裂纹失稳扩展的情况，导致耐火砖断裂脱落，进而使得热防护砖衬结构安全性降低。断裂强度是陶瓷本身的重要特征参数[12]，主要取决于原子间的结合力：

式中，σth——理论断裂强度；

——表面能。

想要得到高强度的固体，要求E和Sγ大，0a小，表面能Sγ可近似表示为

可得σth≈0.1E。根据计算结果可知耐火砖所受应力远小于其断裂应力，所以在紧急工况下或停炉降温降时不会发生脆性断裂，满足结构安全性要求。

4 结论

本文通过对增压锅炉炉膛内的热防护砖衬结构在紧急启动工况下及迅速冷却情况下的热-结构耦合分析，得出温度场与应力场的分布，对影响结构安全性的重点部位进行分析，得出在此工况下热防护砖衬结构的整体安全性符合使用需要，但局部仍存在一定风险，可能导致结构失效，是在以后的使用过程中应当尽量避免的问题。

同时，在对实际情况进行模拟时采取了许多简化方法，可能导致计算结果与实际情况有一定出入，但是计算时的假定情况相较于实际对其安全性要求更高，所以可以作为实际工作中结构安全性的参照。

另外，由于热防护砖衬结构涉及到多材料多物体的组成，其中一些细节如接触面间的热传导率、刚度函数等因素没有过多考虑，但是他们也会对结构整体的温度场分布与应力变化产生影响，是以后应研究分析的重点。

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11 GB/T16400-2003，绝热硅酸铝棉及其制品[S].北京：中国标准出版社，2003.12

12 贾德昌,宋桂明.无机非金属材料性能[M].北京：科学出版社，2008.

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

赵嘉煜（1989～)，男,硕士，主要研究方向为动力及热力系统的科学管理。

2014-05-15）