1 000 MW燃煤鍋爐水冷壁管道結構力學特性研究

熊 偉 邵林芳 李來春 李曉燕 羅利佳 王銀成

（1.華能（浙江）能源開發有限公司玉環分公司 臺州 317604）

（2.浙江工業大學 機械工程學院 杭州 310023）

水冷壁是電站鍋爐的重要構件，對鍋爐的汽水循環至關重要，其作用是將爐膛內高溫煙氣和火焰的熱量傳遞給管道內的鍋爐水[1，2]，產生高溫高壓的蒸汽。膜式水冷壁是電站鍋爐水冷壁的常用結構型式之一，是將鋼管與扁鋼（鰭片）交替排列并拼焊在一起組成的管屏結構，具有密封性好、對爐墻的保護作用強、受熱面積大、結構簡單、維修方便等特點[3]。在超超臨界機組中，水冷壁的服役環境十分惡劣，其鋼管內部承受鍋爐水的壓力、腐蝕和沖刷作用，外部向火側要承受爐膛內高溫煙氣的熱輻射、腐蝕以及煙氣中固體顆粒的磨損作用[1]，此外還要承受由向火側和背火側之間的高溫差產生的溫差應力。長期服役的水冷壁會發生失效破壞，其失效的主要形式有變形、開裂、腐蝕、磨損等[4]，嚴重時會引發爆管、泄漏事故，威脅機組的安全穩定運行。因此，研究水冷壁的失效機制和防治措施具有重要意義。

國內學者對水冷壁爆管和泄漏的失效原因進行了深入的分析研究，結果表明導致鍋爐水冷壁爆管和泄漏事故的主要原因有應力腐蝕開裂[2，5，6]、焊接缺陷[3]、疲勞開裂[7-10]、過熱超溫[11-14]、應力撕裂[15-17]、磨損減薄[18]以及腐蝕[19]等。由此可見，大部分的水冷壁失效原因都與應力有關，如應力和腐蝕共同作用下的開裂、焊接缺陷造成的局部應力集中、交變應力導致的疲勞開裂、局部超溫導致的熱應力過大、應力過大導致的撕裂等。水冷壁由于受結構非線性、載荷不均勻性和約束多變性的影響，其應力狀態極其復雜，除了承受自身的重力載荷、鋼管內水的內壓以及向火側和背火側溫度差引起的熱應力外，還疊加了由受熱不均勻、局部膨脹受阻等造成的附加應力。此外，在機組大范圍調峰過程中，水冷壁的工況會發生劇烈波動，產生交變應力。這些應力共同作用在水冷壁構件上，既增加水冷壁失效的可能性，也加大了防止水冷壁失效的難度。因此，結合水冷壁的結構特點和服役工況，找出水冷壁結構的應力集中部位，對于預防應力破壞至關重要。張進等人[20]采用流-熱-固耦合的方法對膜式水冷壁的應力場進行了數值模擬研究，發現水冷壁管內壓力和溫度場決定了應力的大小及分布，最大應力在鰭片與水冷壁管的焊接處，最大應力值隨熱負荷波動發生交變可能是導致水冷壁拉裂的原因。另外，如果能夠對水冷壁的應力進行在線測量或監測，就可以利用應力值來評估失效可能性，但是現在缺乏直接測量應力的手段，而應變相對容易測量，可考慮通過測量應變來間接地測量應力。例如，張禹等人[21]將數字圖像相關技術用于水冷壁的應力測量，利用應變測量結果和材料的應力-應變關系，獲得了水冷壁管焊接接頭區域的應力場分布云圖。利用應變對應力進行間接測量的關鍵在于建立應力-應變之間的準確關系，最簡單的方法是采用材料的彈性模量來構建這一關系，然而這一簡單方法并沒有考慮水冷壁結構的非線性和非軸對稱性以及水冷壁在不同部位和不同方向上存在的差異性，可能帶來較大的誤差，降低應力測量的精度。目前國內外還鮮有對水冷壁結構的應力-應變關系進行研究的相關工作。

本文采用試驗測量和數值仿真相結合的方法，研究了水冷壁管道鰭片結構在常溫和高溫情況下的力學特性，建立了軸向拉伸時水冷壁管道外壁面的應力-應變關系，揭示了管內壁結構不連續部位的應力變化規律。此外，本文還通過試驗研究了水冷壁管道鰭片結構的熱膨脹特性，建立了膨脹伸長量與溫度之間的關系。本文的研究結果可用于水冷壁的結構應力分析以及應變、應力和膨脹量的測算。

1 管道試樣及試驗方案

1.1 管道試樣

管道試樣是由華能集團玉環電廠1 000 MW火電機組中使用的水冷壁管道二次加工制作而成，材質為SA213T12，管道外徑為28.6 mm，壁厚為5.8 mm。管道內部開有螺紋，螺紋頭數為4，倒角為30°，環向寬度為4.8 mm，縱向寬度為8.5 mm，高度為0.85 mm，節距為21.55 mm。管道兩側焊接了8 mm的鰭片，鰭片厚度為6 mm，材質為15CrMo。管道試樣總長為280 mm，標距段為115 mm，為了便于在拉伸試驗機上夾持，對管道兩端進行了削平處理，削平部分的長度為52 mm，寬度為20.5 mm，如圖1所示。

圖1 水冷壁管道試樣

1.2 試驗設備及方案

本文分別開展了水冷壁管樣的拉伸試驗和熱膨脹試驗。拉伸試驗所用的設備為力試（上海）科學儀器有限公司所生產的微機控制電子萬能試驗機，型號為LD26.305，見圖2（a）。拉伸試驗分別在室溫和高溫450 ℃下進行，采用載荷控制方法，加載速率為500 N/s，室溫拉伸的最大載荷為70 kN，高溫拉伸的最大載荷為65 kN。高溫拉伸和熱膨脹試驗時使用電磁感應加熱設備對管道試樣進行加熱，見圖2（b），通過在管道外壁上粘貼熱電偶來控制加熱溫度。

圖2 試驗設備圖

在常溫拉伸試驗中，使用江蘇東華測試技術有限公司生產的DH3818N-2靜態應變儀對管壁的應變進行測量，選取上、中、下3個測點粘貼應變片，同時測量軸向應變和周向應變，見圖2（c）。為了避免夾具間隙對測量結果的影響，先對管樣施加2.5 kN的預緊載荷，然后對應變儀進行調零后再進行拉伸試驗。在拉伸和熱膨脹試驗中，利用數字圖像相關（Digital Image Correlation，DIC）法測量管道試樣的應變場，測量設備為聯恒光科（蘇州）智能技術有限公司生產的三維全場應變測量系統，見圖2（d）。試驗前先使用高溫漆在管樣上制作散斑，試驗過程中使用雙目相機拍攝散斑圖像，并利用計算機軟件處理散斑圖像，獲得三維應變數據。

2 數值仿真計算

2.1 仿真模型

根據水冷壁管道試樣的實際尺寸，利用三維制圖軟件建立水冷壁管道的幾何模型，如圖3所示，管道模型總長為150 mm。水冷壁管道的材料為SA213T12，屬于Cr1Mo0.5的耐熱鋼，查閱ASME BPⅤC.II.D.M—2023《鍋爐和壓力容器規范》可知室溫時其彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3；450 ℃時其彈性模量為174 GPa，泊松比為0.306，材料密度均取7 800 kg/m3。

圖3 水冷壁管道幾何模型

2.2 網格劃分與邊界條件

采用ABAQUS軟件進行仿真模擬，將水冷壁管道的幾何模型導入ABAQUS軟件中，首先對模型進行幾何修復，刪除多余的線條和頂點，然后創建SA213T12的材料屬性并將材料屬性賦予管道模型。為了方便網格的劃分，首先在ABAQUS軟件中對管道模型進行分割。由于管道內部螺紋倒角只有0.3 mm，若采用六面體網格，將導致模型網格數量過大，所以螺紋處采用四面體網格，并對螺紋倒角處進行網格加密，網格類型為C3D10，見圖4（a）。模型其余部分采用結構化六面體網格，網格類型為C3D8R，見圖4（b）。模型的網格總數為265 810個。

圖4 水冷壁管道模型的網格劃分

根據水冷壁管樣的拉伸試驗條件設置仿真的載荷和邊界條件。仿真中設置分析步，步長為140 s，幾何非線性選擇打開。模擬軸向加載時，將管道上表面耦合到一個點（RP1），然后對該點施加集中力，力的施加方式為每秒增加500 N，到140 s時力為70 kN，管道底部設置為固定邊界條件。

3 結果與討論

3.1 室溫拉伸性能

圖5為室溫拉伸試驗時利用應變儀測得的管壁3個測點處的軸向和周向應變與拉伸載荷之間的關系曲線。從圖中可以看出，應變與拉伸載荷之間近似為線性關系，二者關系的非線性部分主要是由于管道具有局部非線性結構（如兩側焊接鰭片和內螺紋）導致的。表1對比了不同拉伸載荷下3個測點處的周向和軸向應變值，在同一拉伸載荷下，3個測點處的應變值相差不大，由于測點2在管道中間位置，拉伸時變形最大，其周向和軸向應變值都稍大于測點1和測點3處的應變值。表1還列出了不同載荷情況下3個測點處的周向和軸向應變比及其平均值，可見管道周向與軸向應變比的平均值約為0.318，比SA213T12材料的泊松比0.3稍大，這一偏差可能是由管道的結構非線性造成的。根據拉伸載荷可以算出軸向應力，對軸向上的應力-應變關系進行線性擬合得到擬合關系式，如圖5所示。對比3個測點處的軸向應力-應變擬合關系式可以發現，三者的斜率相差不大，平均斜率約為2 135，若換算成彈性模量則為213.5 GPa，這與材料的彈性模量210 GPa相差不大。

表1 不同拉伸載荷下3個測點處的周向和軸向應變值及應變比

圖5 管壁3個測點處的軸向和周向應變與拉伸載荷之間的關系曲線

圖6（a）為當軸向拉伸載荷為70 kN時利用DIC方法測得的水冷壁管道外壁的應變場，可見管道外壁的應變值集中在0～0.14 %之間，整個面上的應變整體上比較均勻，局部應變較大。在管道標距段內上、下位置取兩點，可以利用DIC方法的測量結果計算得到兩點之間沿軸向的應力-應變關系曲線，如圖6（b）所示。由DIC方法測得的應力-應變曲線呈現波動上升的趨勢，這一波動主要是由于加載時試驗機的抖動引起管道壁面上的點發生周期性橫向移動導致的。對DIC方法的測量數據進行線性擬合得到軸向的應力-應變關系式，該關系式的斜率為2 050。圖7對比了分別由應變儀（測點2）、DIC方法和數值仿真獲得的應力-應變關系曲線，可見3條直線的斜率相差不大，其中數值仿真獲得的直線斜率為2 100，與應變儀和DIC方法獲得的直線斜率相比，誤差分別為3.6%和2.4 %，證明數值仿真結果的準確性較好。

圖6 常溫拉伸時水冷壁管道應變的DIC測量結果

圖7 仿真與試驗結果對比圖

利用數值仿真計算得到當軸向拉伸載荷為70 kN時水冷壁管道內壁的應變云圖，結果如圖8（a）所示。由于水冷壁管道內壁開有4頭螺旋型的螺紋，有螺紋處的壁厚大于無螺紋處的壁厚，因此有螺紋處的應變小于無螺紋處的應變。圖8（b）為管道內壁在軸向上的應力變化曲線，可見有螺紋處的應力要比無螺紋處的應力小17 MPa左右，螺紋根部倒角處有應力集中，倒角處的最大應力約為176 MPa，對應的無螺紋處管內壁的應力值約為117 MPa，因此螺紋根部倒角處的應力集中系數約為1.50。

圖8 水冷壁管道的常溫拉伸模擬結果

3.2 高溫拉伸性能

圖9（a）為當溫度為450 ℃、軸向拉伸載荷為65 kN時利用DIC方法測得的水冷壁管道外壁的應變場。雖然高溫時的拉伸載荷比常溫時的拉伸載荷小5 kN，但高溫時材料的彈性模量降低，同時高溫也會產生額外的溫差應力，這些影響相互抵消，結果高溫拉伸時管道外壁的應變范圍與常溫拉伸[見圖6（a）]時相差不大。高溫時管外壁面上的應變分布不均勻程度增加，出現更多的應變較大區域，這可能是管壁溫度不均勻產生的局部溫差應力導致的。圖9（b）為管道上、下兩點之間的軸向應力-應變關系曲線。與常溫拉伸類似，高溫拉伸時管道外壁上的點也會發生橫向移動，導致DIC方法測得的應力-應變曲線呈現波動上升的趨勢。擬合DIC方法的測量數據得到軸向應力-應變的線性關系，其斜率為1 897，比室溫下的斜率2 050[見圖6（b）]要小，這是由于材料的彈性模量隨溫度的升高而降低導致的。試驗獲得的應力-應變關系的斜率與數值仿真得到的斜率1 794相差不大，誤差約為5.4 %，比常溫時的誤差稍大，導致誤差增大的原因可能是仿真沒有考慮局部溫差應力。

圖9 高溫拉伸時水冷壁管道應變的DIC測量結果

對水冷壁管道高溫拉伸進行仿真模擬，計算得到當軸向拉伸載荷為70 kN時管道內壁的應變云圖，結果見圖10（a）。與常溫拉伸的結果相比[見圖8（a）]，高溫拉伸時管道內壁的應變整體增大，這是由高溫時材料的彈性模量降低導致的。圖10（b）為管道內壁在軸向上的應力變化曲線，可見螺紋倒角處的最大應力約為184 MPa，對應無螺紋處管內壁的應力值約為117 MPa，因此螺紋根部倒角處的應力集中系數為1.57，略高于常溫時的應力集中系數。

圖10 水冷壁管道的高溫拉伸模擬結果

3.3 熱膨脹性能

水冷壁管道在無外力情況下從室溫加熱到450 ℃，升溫過程中利用DIC方法測量管道外壁的應變。圖11為450 ℃時管道外壁的應變云圖，在加熱區域內管道外壁的應變分布比較均勻，加熱線圈之間區域的應變稍大于線圈外區域的應變，這是由于線圈之間的溫度稍高于線圈外的溫度而在管道中產生溫差應力導致的。圖12為管道外壁的應變與溫度之間的關系圖，可見管道外壁的應變隨溫度的增高而線性增大，對試驗數據進行擬合得到應變-溫度線性關系的斜率約為13.84×10-6，該斜率值可用于計算不同溫度下水冷壁管道的膨脹伸長量。

圖11 450 ℃時管道外壁的應變云圖

圖12 管道外壁的應變-溫度關系

4 結論

本文通過試驗測量和仿真模擬研究了水冷壁管道鰭片結構的力學特性，建立了軸向拉伸時管外壁的應力-應變關系以及受熱自然膨脹時管外壁的應變-溫度關系，分析了管內壁的應力變化規律，獲得了管內螺紋根部的應力集中系數。通過分析試驗和仿真結果得出如下結論：

1）當承受軸向拉伸載荷時，水冷壁管道外壁的軸向應力-應變關系近似呈線性關系，其斜率換算成彈性模量后與管材的彈性模量相差不大，而周向應變與軸向應變的比值接近管材的泊松比。

2）由于管道內部開有螺旋型的螺紋，管內壁面上的應力分布不均勻，螺紋頂端的應力小于無螺紋處管內壁的應力，螺紋根部的應力集中系數在1.5左右。

3）當水冷壁管道受熱自然膨脹時，管道外壁面上的應變分布比較均勻，且應變隨壁溫的升高而線性增大，應變-溫度線性關系的斜率約為13.84×10-6。