外加角鋼對超臨界鍋爐水冷壁拉裂影響的數值模擬研究

摘要：針對超臨界直流爐水冷壁運行中出現的拉裂問題，以貴州金元茶園電廠660 MW超臨界參數燃煤機組W火焰直流鍋爐為研究對象，采用Workbench平臺對爐膛標高50 m處水冷壁及鰭片在深度調峰運行模式下的溫度、變形及應力分布進行了數值模擬分析。基于外加角鋼結構預防性檢修方案，通過數值模擬對比了增加角鋼結構前后水冷壁管壁的溫度、變形量及應力分布的變化，驗證方案的可行性。結果表明，增加角鋼結構能夠有效降低水冷壁等效應力和變形量，從而緩解拉裂風險。通過對這一預防性檢修方案的工程實施，證明了方案在實際運行中的有效性，為超臨界直流鍋爐水冷壁的長周期安全穩定運行提供了重要技術支持。

關鍵詞：超臨界鍋爐；水冷壁；拉裂；外加角鋼；數值模擬

中圖分類號：TK221

文獻標志碼：A

“雙碳”目標背景下［13］，能源結構正發生著根本性變化［4］。新型電力系統中，新能源占比越來越高［5］，大容量、高參數常規燃煤發電機組的服務性功能逐漸顯現［6］。近年來，超臨界參數燃煤發電機組越來越多地承擔調峰任務，且調峰頻度和調峰深度的不斷提升［79］，動力煤市場變化帶來的燃料品質波動，爐內溫度場不均現象加劇，導致鍋爐水冷壁管發生拉裂的事故。水冷壁管拉裂勢必造成機組非計劃停機次數增加，嚴重影響電力生產的經濟性和安全性。長期以來，火電機組普遍存在的水冷壁拉裂問題一直受到關注：劉宇［10］以巴威公司超臨界W火焰鍋爐為研究對象，研究了剛性梁變形和溫度分布對水冷壁應力水平影響；錢均等［11］對某660 MW超超臨界鍋爐垂直管圈水冷壁焊縫交錯區域進行了溫度場模型構建，并探討了熱應力對裂紋形成的影響；常偉等［12］研究了深度調峰對煤電機組鍋爐受熱面管的影響；于濤等［13］對超臨界循環流化床鍋爐水冷壁的熱應力進行了分析；楊睿等［14］通過數值模擬的辦法研究了附加鰭片對某超臨界鍋爐水冷壁管屏熱變形的影響；FAN等［15］通過對試樣管進行宏觀形貌、化學成分、顯微組織、維氏硬度和斷口形貌觀察，判定深度調峰是引起超（超）臨界鍋爐水冷壁翅片角焊縫疲勞開裂失效的根本原因。

貴州金元茶園發電有限責任公司（以下簡稱“茶園電廠”）近兩年2臺鍋爐水冷壁管拉裂停爐檢修實踐及原因分析表明：鍋爐復雜多變工況下，水冷壁管屏膨脹不暢、屏內管間溫差加大所引起的機械應力與應力疊加后應力超限，以及交變應力的共同作用，導致鰭片與水冷壁管結合部產生裂紋；當鰭片致裂應力水平更高時，水冷壁管基材受損，進一步造成水冷壁管產生裂紋，可能是此類事故發生的根本原因。基于此分析，考慮在易拉裂部位水冷壁背火側焊接三角形角鋼以減小水冷壁管拉裂風險，但外加角鋼對減小水冷壁拉裂風險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象，選取1號爐標高50 m處水冷壁進行方案預實施前后壁溫、變形量及應力分布情況為研究內容，模擬研究外加角鋼對水冷壁的保護作用機制，并以該預防性檢修措施實施后鍋爐機組的實際運行情況進行效果驗證。

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、一次中間再熱、W型火焰燃燒、尾部雙煙道、垂直管圈水冷壁、尾部擋板調節再熱汽溫、固態排渣、全鋼構架、全懸吊結構的Π型露天布置鍋爐，其主要參數見表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 的優化內螺紋管，材質為SA213T12; 上爐膛采用全焊接膜式光管水冷壁，管子規格為Φ31 8×7 mm，材質為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。本文研究對象為標高50 m處水冷壁，該處屬于上爐膛部分，12Cr1MoVG物性參數如表2所示。

2模型及邊界條件

21幾何模型及網格劃分

選取茶園電廠1號爐標高50 m處的水冷壁管作為研究對象，水冷壁管幾何結構及網格劃分示意圖如圖1所示。劃分后共有60 330個網格單元，節點數為102 391，單元質量最小值為0245 27，最大值為0999 87，平均單元質量達到0899 70。經網格無關性檢查，網格設置滿足計算精度要求。

22數學模型

221傳熱模型

水冷壁向火側壁面受到爐內高溫煙氣的輻射、與爐內固體顆粒接觸時的導熱、爐內煙氣以對流方式進行的傳熱，熱量通過水冷壁管以導熱的形式向水冷壁管內壁傳遞，管內壁與管內流體以對流的方式進行換熱。水冷壁在二維、穩態、無內熱源時的導熱微分方程如下：

在計算過程中，向火側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表面法線的方向；q0為作用在膜式水冷壁向火側表面上的熱流密度量；λ為水冷壁管和鰭片的導熱系數。

水冷壁管內傳熱視為傳熱第三類邊界條件，則

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

222彈塑性力學模型

通過Workbench軟件下SteadyState Heat模塊和Static Structure模塊實現數據交互，仿真得到的溫度分布與結構力學方程進行耦合計算，從而得到鍋爐膜式水冷壁的變形量、等效應力分布。計算公式如下：

式中：σ為應力；ε為應變；γ為角應變；τ為剪切應力；αT為熱膨脹系數；ΔT為溫度的變化。

223等效應力模型

等效應力又稱為Von Miss應力。Von Miss應力是第四強度理論中的屈服標準之一。應力的等值線常常在Von Miss模型中被用來表示應力分布，這樣可以精確地發現模型中不安全的區域。Von Miss應力模型主應力和應變的關系如下：

式中：σe為等效應力；εe為等效應變；σ1、σ2、σ3分別為第一、第二、第三主應力；v′為泊松比。

水冷壁應力學邊界條件為水冷壁向火側可向爐膛內自由膨脹，水冷壁管內壁受管內流體壓力。針對本文研究對象，管內為高壓蒸汽，對水冷壁管位移的約束可忽略不計，視為可自由膨脹。水冷壁背火側表面被保溫材料所包裹，限制膨脹，設為固定約束。

3結果分析及工程效果驗證

31水冷壁數值模擬結果分析

數值模擬研究基于茶園電廠鍋爐理論可承擔的極限調峰深度BMCR—30%BMCR開展。不同負荷下水冷壁管溫度、變形量、等效應力分布分別如圖2、圖3、圖4所示。由圖2發現：隨著負荷從30%BMCR逐步增加至BMCR，水冷壁管溫度呈現逐漸上升的趨勢，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負荷下達到46909 ℃，仍位于材料的安全使用溫度范圍內。盡管最高溫度維持在材料的安全使用范圍，但從30%BMCR到BMCR的負荷變化引起壁溫分布的溫度變化值最高約110 ℃，最低約70 ℃。當鍋爐負荷發生變化時，較大的溫度偏差會影響水冷壁機械性能，水冷壁會因溫度變化不均勻產生熱應力和變形，導致水冷壁拉裂的風險增加。

由圖3可知：鍋爐熱負荷從30% BMCR到BMCR的變化過程中，隨著熱負荷的增加，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頂點附近；在BMCR負荷時，水冷壁管向火側頂點的變形量達到最大值0455 mm，相對于30%BMCR工況，最大變形量差為0072 mm，最大相對變形量為1188，即最大變形量增加了188%。水冷壁管向火側的變形量大于背火側，這是因為背火側溫度水平相對較低。

圖4顯示：在深度調峰期間，30%BMCR到BMCR的變化過程中，隨負荷增加，水冷壁管截面最大等效應力水平也逐漸增大。此外，水冷壁管壁的等效應力分布呈現不均勻性，尤其是背火側水冷壁管與鰭片接觸區域的等效應力較集中，而向火側的水冷壁管等效應力相對較小。盡管在深度調峰時期水冷壁所受的等效應力未超過材料12Cr1MoVG的屈服強度，但在超臨界直流爐鍋爐頻繁進行深度調峰操作，即負荷從30%BMCR至BMCR變化時，水冷壁經歷交替變化的等效應力，因溫度變化導致的截面最大等效應力差為2855 MPa，最小等效應力差為463 MPa。這種周期性的等效應力變化會導致材料疲勞加速累積，增大了裂紋產生的風險。

32外加角鋼后溫度及應力分布

管壁截面等效應力是超臨界鍋爐的水冷壁鰭片與管壁結合處產生裂紋的原因之一。鍋爐實際運行中，由于負荷大幅度變化和燃料品質波動會造成管內工質流量分配不均，加劇熱偏差程度，造成管屏內管間膨脹差異產生應力，進一步增加了水冷壁金屬鰭片與管壁結合處拉裂風險，損傷水冷壁管基材，造成管壁爆裂的風險。常見的解決辦法有開縫、鉆止裂孔。在機組運行期間，重點監控水冷壁壁溫分布情況，避免水冷壁壁溫大幅波動以及相鄰水冷壁產生較大溫差；控制鍋爐熄火次數、鍋爐上水速率（一般情況控制在4 h以上）、鍋爐冷卻速率（啟風機強制冷卻時間推遲12 h）。然而，上述方法均存在一定弊端，結合現場實地考察和電廠專業人員的實踐經驗，設計了一種外加角鋼結構。即在容易拉裂的位置，在鰭片容易拉裂位置的背火側通過焊接角鋼的方式來緩解水冷壁所受應力，角鋼夾角為90°。焊接位置位于水冷壁鰭片中心，具體長度可根據實際需求進行調整。外加角鋼設計如圖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，角鋼中間鏤空設計，頂部和底部采用相同材料進行密封設計，防止帶出多余熱量影響爐內正常運行。

數值模擬時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象，二維幾何模型如圖6所示，網格劃分如圖7所示。為保證研究結果的準確性，網格劃分時單元尺寸與21節一致。網格劃分后總網格數達到250 533，節點數為574 935，平均單元質量為0889 70。

水冷壁管內以及爐膛內部傳熱邊界條件、力學邊界條件與未加角鋼時一致，不同的是背火側角鋼部分暴露在空氣中，視為與空氣進行自然對流換熱，環境溫度設為25 ℃。為驗證水冷壁外加角鋼結構的可行性，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、變形量以及應力分布情況。

外加角鋼后，不同負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與未加角鋼時基本一致，表明外加角鋼對水冷壁原始性能基本沒影響，不會影響水冷壁的正常運行。加角鋼前的40%BMCR（深度調峰能力負荷）、60%BMCR（雙機組運行典型負荷）及75%BMCR（單機組運行典型負荷）的水冷壁壁面平均溫度（只計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 ℃。當負荷分別從75%BMCR和60%BMCR變化至40%BMCR時，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荷響應限制，提高了機組的靈活運行能力。

外加角鋼后，不同負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頂點附近，這一分布規律與未加角鋼時一致。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比如圖10所示。由圖10可知：相比于未加角鋼時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，分別對應減小了0022、0026、0027、0032、0029、0024 mm。結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，進而減小了水冷壁的最大變形量。

外加角鋼后，不同負荷下水冷壁壁面等效應力分布如圖11所示。圖11顯示：在深度調峰期間，在30% BMCR到BMCR的變化過程中，水冷壁管截面等效應力與未加角鋼分布規律相似，整體水平隨負荷增加也逐漸增大，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力對比如圖12所示。由圖12可知：外加角鋼在不同熱負荷下均能有效減小壁面最大等效應力，外加角鋼后水冷壁管最大應力從30%BMCR工況到BMCR工況最大等效應力分別減小572、619、651、703、634、607 MPa，外加角鋼對最大等效應力影響趨勢和水冷壁截面平均溫度具有一致性。

33工程實施方案效果驗證

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

4結論

1）未加角鋼時，水冷壁熱負荷從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力值都會逐漸變大，在BMCR時最大，最大值對應為46909 ℃、42693 ℃、0455 mm、17422 MPa，均在12Cr1MoVG屈服強度范圍內。在深度調峰過程中，水冷壁溫度和應力等交替變化，增加水冷壁的疲勞損傷程度，最終導致水冷壁拉裂風險增加。

2）通過對比30% BMCR到BMCR 6個工況下水冷壁壁面平均溫度、變形量以及最大等效應力發現，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荷響應限制，降低了水冷壁及鰭片的變形量和應力水平，可有效減少水冷壁拉裂的潛在風險，說明外加角鋼這一預防性檢修方案是可行的。

3）經數值模擬論證的外加角鋼預防性檢修方案實施于國家電投金元茶園發電有限公司1號爐特定部位。運行情況表明，方案產生了切實的效果，有效減少了非計劃停機次數，該方案可以在同型鍋爐推廣應用。

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（責任編輯：周曉南）

文章編號10005269（2025）02006408

DOI：10.15958/j.cnki.gdxbzrb.2025.02.08

收稿日期：20241118

基金項目：國家電投集團貴州金元茶園發電有限責任公司科技資助項目（CPCECZCB1320221611）

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

*通訊作者：錢進，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.