1 000 MW燃煤锅炉水冷壁管道结构力学特性研究

熊 伟 邵林芳 李来春 李晓燕 罗利佳 王银成

（1.华能（浙江）能源开发有限公司玉环分公司 台州 317604）

（2.浙江工业大学 机械工程学院 杭州 310023）

水冷壁是电站锅炉的重要构件，对锅炉的汽水循环至关重要，其作用是将炉膛内高温烟气和火焰的热量传递给管道内的锅炉水[1，2]，产生高温高压的蒸汽。膜式水冷壁是电站锅炉水冷壁的常用结构型式之一，是将钢管与扁钢（鳍片）交替排列并拼焊在一起组成的管屏结构，具有密封性好、对炉墙的保护作用强、受热面积大、结构简单、维修方便等特点[3]。在超超临界机组中，水冷壁的服役环境十分恶劣，其钢管内部承受锅炉水的压力、腐蚀和冲刷作用，外部向火侧要承受炉膛内高温烟气的热辐射、腐蚀以及烟气中固体颗粒的磨损作用[1]，此外还要承受由向火侧和背火侧之间的高温差产生的温差应力。长期服役的水冷壁会发生失效破坏，其失效的主要形式有变形、开裂、腐蚀、磨损等[4]，严重时会引发爆管、泄漏事故，威胁机组的安全稳定运行。因此，研究水冷壁的失效机制和防治措施具有重要意义。

国内学者对水冷壁爆管和泄漏的失效原因进行了深入的分析研究，结果表明导致锅炉水冷壁爆管和泄漏事故的主要原因有应力腐蚀开裂[2，5，6]、焊接缺陷[3]、疲劳开裂[7-10]、过热超温[11-14]、应力撕裂[15-17]、磨损减薄[18]以及腐蚀[19]等。由此可见，大部分的水冷壁失效原因都与应力有关，如应力和腐蚀共同作用下的开裂、焊接缺陷造成的局部应力集中、交变应力导致的疲劳开裂、局部超温导致的热应力过大、应力过大导致的撕裂等。水冷壁由于受结构非线性、载荷不均匀性和约束多变性的影响，其应力状态极其复杂，除了承受自身的重力载荷、钢管内水的内压以及向火侧和背火侧温度差引起的热应力外，还叠加了由受热不均匀、局部膨胀受阻等造成的附加应力。此外，在机组大范围调峰过程中，水冷壁的工况会发生剧烈波动，产生交变应力。这些应力共同作用在水冷壁构件上，既增加水冷壁失效的可能性，也加大了防止水冷壁失效的难度。因此，结合水冷壁的结构特点和服役工况，找出水冷壁结构的应力集中部位，对于预防应力破坏至关重要。张进等人[20]采用流-热-固耦合的方法对膜式水冷壁的应力场进行了数值模拟研究，发现水冷壁管内压力和温度场决定了应力的大小及分布，最大应力在鳍片与水冷壁管的焊接处，最大应力值随热负荷波动发生交变可能是导致水冷壁拉裂的原因。另外，如果能够对水冷壁的应力进行在线测量或监测，就可以利用应力值来评估失效可能性，但是现在缺乏直接测量应力的手段，而应变相对容易测量，可考虑通过测量应变来间接地测量应力。例如，张禹等人[21]将数字图像相关技术用于水冷壁的应力测量，利用应变测量结果和材料的应力-应变关系，获得了水冷壁管焊接接头区域的应力场分布云图。利用应变对应力进行间接测量的关键在于建立应力-应变之间的准确关系，最简单的方法是采用材料的弹性模量来构建这一关系，然而这一简单方法并没有考虑水冷壁结构的非线性和非轴对称性以及水冷壁在不同部位和不同方向上存在的差异性，可能带来较大的误差，降低应力测量的精度。目前国内外还鲜有对水冷壁结构的应力-应变关系进行研究的相关工作。

本文采用试验测量和数值仿真相结合的方法，研究了水冷壁管道鳍片结构在常温和高温情况下的力学特性，建立了轴向拉伸时水冷壁管道外壁面的应力-应变关系，揭示了管内壁结构不连续部位的应力变化规律。此外，本文还通过试验研究了水冷壁管道鳍片结构的热膨胀特性，建立了膨胀伸长量与温度之间的关系。本文的研究结果可用于水冷壁的结构应力分析以及应变、应力和膨胀量的测算。

1 管道试样及试验方案

1.1 管道试样

管道试样是由华能集团玉环电厂1 000 MW火电机组中使用的水冷壁管道二次加工制作而成，材质为SA213T12，管道外径为28.6 mm，壁厚为5.8 mm。管道内部开有螺纹，螺纹头数为4，倒角为30°，环向宽度为4.8 mm，纵向宽度为8.5 mm，高度为0.85 mm，节距为21.55 mm。管道两侧焊接了8 mm的鳍片，鳍片厚度为6 mm，材质为15CrMo。管道试样总长为280 mm，标距段为115 mm，为了便于在拉伸试验机上夹持，对管道两端进行了削平处理，削平部分的长度为52 mm，宽度为20.5 mm，如图1所示。

图1 水冷壁管道试样

1.2 试验设备及方案

本文分别开展了水冷壁管样的拉伸试验和热膨胀试验。拉伸试验所用的设备为力试（上海）科学仪器有限公司所生产的微机控制电子万能试验机，型号为LD26.305，见图2（a）。拉伸试验分别在室温和高温450 ℃下进行，采用载荷控制方法，加载速率为500 N/s，室温拉伸的最大载荷为70 kN，高温拉伸的最大载荷为65 kN。高温拉伸和热膨胀试验时使用电磁感应加热设备对管道试样进行加热，见图2（b），通过在管道外壁上粘贴热电偶来控制加热温度。

图2 试验设备图

在常温拉伸试验中，使用江苏东华测试技术有限公司生产的DH3818N-2静态应变仪对管壁的应变进行测量，选取上、中、下3个测点粘贴应变片，同时测量轴向应变和周向应变，见图2（c）。为了避免夹具间隙对测量结果的影响，先对管样施加2.5 kN的预紧载荷，然后对应变仪进行调零后再进行拉伸试验。在拉伸和热膨胀试验中，利用数字图像相关（Digital Image Correlation，DIC）法测量管道试样的应变场，测量设备为联恒光科（苏州）智能技术有限公司生产的三维全场应变测量系统，见图2（d）。试验前先使用高温漆在管样上制作散斑，试验过程中使用双目相机拍摄散斑图像，并利用计算机软件处理散斑图像，获得三维应变数据。

2 数值仿真计算

2.1 仿真模型

根据水冷壁管道试样的实际尺寸，利用三维制图软件建立水冷壁管道的几何模型，如图3所示，管道模型总长为150 mm。水冷壁管道的材料为SA213T12，属于Cr1Mo0.5的耐热钢，查阅ASME BPⅤC.II.D.M—2023《锅炉和压力容器规范》可知室温时其弹性模量为210 GPa，泊松比为0.3；450 ℃时其弹性模量为174 GPa，泊松比为0.306，材料密度均取7 800 kg/m3。

图3 水冷壁管道几何模型

2.2 网格划分与边界条件

采用ABAQUS软件进行仿真模拟，将水冷壁管道的几何模型导入ABAQUS软件中，首先对模型进行几何修复，删除多余的线条和顶点，然后创建SA213T12的材料属性并将材料属性赋予管道模型。为了方便网格的划分，首先在ABAQUS软件中对管道模型进行分割。由于管道内部螺纹倒角只有0.3 mm，若采用六面体网格，将导致模型网格数量过大，所以螺纹处采用四面体网格，并对螺纹倒角处进行网格加密，网格类型为C3D10，见图4（a）。模型其余部分采用结构化六面体网格，网格类型为C3D8R，见图4（b）。模型的网格总数为265 810个。

图4 水冷壁管道模型的网格划分

根据水冷壁管样的拉伸试验条件设置仿真的载荷和边界条件。仿真中设置分析步，步长为140 s，几何非线性选择打开。模拟轴向加载时，将管道上表面耦合到一个点（RP1），然后对该点施加集中力，力的施加方式为每秒增加500 N，到140 s时力为70 kN，管道底部设置为固定边界条件。

3 结果与讨论

3.1 室温拉伸性能

图5为室温拉伸试验时利用应变仪测得的管壁3个测点处的轴向和周向应变与拉伸载荷之间的关系曲线。从图中可以看出，应变与拉伸载荷之间近似为线性关系，二者关系的非线性部分主要是由于管道具有局部非线性结构（如两侧焊接鳍片和内螺纹）导致的。表1对比了不同拉伸载荷下3个测点处的周向和轴向应变值，在同一拉伸载荷下，3个测点处的应变值相差不大，由于测点2在管道中间位置，拉伸时变形最大，其周向和轴向应变值都稍大于测点1和测点3处的应变值。表1还列出了不同载荷情况下3个测点处的周向和轴向应变比及其平均值，可见管道周向与轴向应变比的平均值约为0.318，比SA213T12材料的泊松比0.3稍大，这一偏差可能是由管道的结构非线性造成的。根据拉伸载荷可以算出轴向应力，对轴向上的应力-应变关系进行线性拟合得到拟合关系式，如图5所示。对比3个测点处的轴向应力-应变拟合关系式可以发现，三者的斜率相差不大，平均斜率约为2 135，若换算成弹性模量则为213.5 GPa，这与材料的弹性模量210 GPa相差不大。

表1 不同拉伸载荷下3个测点处的周向和轴向应变值及应变比

图5 管壁3个测点处的轴向和周向应变与拉伸载荷之间的关系曲线

图6（a）为当轴向拉伸载荷为70 kN时利用DIC方法测得的水冷壁管道外壁的应变场，可见管道外壁的应变值集中在0～0.14 %之间，整个面上的应变整体上比较均匀，局部应变较大。在管道标距段内上、下位置取两点，可以利用DIC方法的测量结果计算得到两点之间沿轴向的应力-应变关系曲线，如图6（b）所示。由DIC方法测得的应力-应变曲线呈现波动上升的趋势，这一波动主要是由于加载时试验机的抖动引起管道壁面上的点发生周期性横向移动导致的。对DIC方法的测量数据进行线性拟合得到轴向的应力-应变关系式，该关系式的斜率为2 050。图7对比了分别由应变仪（测点2）、DIC方法和数值仿真获得的应力-应变关系曲线，可见3条直线的斜率相差不大，其中数值仿真获得的直线斜率为2 100，与应变仪和DIC方法获得的直线斜率相比，误差分别为3.6%和2.4 %，证明数值仿真结果的准确性较好。

图6 常温拉伸时水冷壁管道应变的DIC测量结果

图7 仿真与试验结果对比图

利用数值仿真计算得到当轴向拉伸载荷为70 kN时水冷壁管道内壁的应变云图，结果如图8（a）所示。由于水冷壁管道内壁开有4头螺旋型的螺纹，有螺纹处的壁厚大于无螺纹处的壁厚，因此有螺纹处的应变小于无螺纹处的应变。图8（b）为管道内壁在轴向上的应力变化曲线，可见有螺纹处的应力要比无螺纹处的应力小17 MPa左右，螺纹根部倒角处有应力集中，倒角处的最大应力约为176 MPa，对应的无螺纹处管内壁的应力值约为117 MPa，因此螺纹根部倒角处的应力集中系数约为1.50。

图8 水冷壁管道的常温拉伸模拟结果

3.2 高温拉伸性能

图9（a）为当温度为450 ℃、轴向拉伸载荷为65 kN时利用DIC方法测得的水冷壁管道外壁的应变场。虽然高温时的拉伸载荷比常温时的拉伸载荷小5 kN，但高温时材料的弹性模量降低，同时高温也会产生额外的温差应力，这些影响相互抵消，结果高温拉伸时管道外壁的应变范围与常温拉伸[见图6（a）]时相差不大。高温时管外壁面上的应变分布不均匀程度增加，出现更多的应变较大区域，这可能是管壁温度不均匀产生的局部温差应力导致的。图9（b）为管道上、下两点之间的轴向应力-应变关系曲线。与常温拉伸类似，高温拉伸时管道外壁上的点也会发生横向移动，导致DIC方法测得的应力-应变曲线呈现波动上升的趋势。拟合DIC方法的测量数据得到轴向应力-应变的线性关系，其斜率为1 897，比室温下的斜率2 050[见图6（b）]要小，这是由于材料的弹性模量随温度的升高而降低导致的。试验获得的应力-应变关系的斜率与数值仿真得到的斜率1 794相差不大，误差约为5.4 %，比常温时的误差稍大，导致误差增大的原因可能是仿真没有考虑局部温差应力。

图9 高温拉伸时水冷壁管道应变的DIC测量结果

对水冷壁管道高温拉伸进行仿真模拟，计算得到当轴向拉伸载荷为70 kN时管道内壁的应变云图，结果见图10（a）。与常温拉伸的结果相比[见图8（a）]，高温拉伸时管道内壁的应变整体增大，这是由高温时材料的弹性模量降低导致的。图10（b）为管道内壁在轴向上的应力变化曲线，可见螺纹倒角处的最大应力约为184 MPa，对应无螺纹处管内壁的应力值约为117 MPa，因此螺纹根部倒角处的应力集中系数为1.57，略高于常温时的应力集中系数。

图10 水冷壁管道的高温拉伸模拟结果

3.3 热膨胀性能

水冷壁管道在无外力情况下从室温加热到450 ℃，升温过程中利用DIC方法测量管道外壁的应变。图11为450 ℃时管道外壁的应变云图，在加热区域内管道外壁的应变分布比较均匀，加热线圈之间区域的应变稍大于线圈外区域的应变，这是由于线圈之间的温度稍高于线圈外的温度而在管道中产生温差应力导致的。图12为管道外壁的应变与温度之间的关系图，可见管道外壁的应变随温度的增高而线性增大，对试验数据进行拟合得到应变-温度线性关系的斜率约为13.84×10-6，该斜率值可用于计算不同温度下水冷壁管道的膨胀伸长量。

图11 450 ℃时管道外壁的应变云图

图12 管道外壁的应变-温度关系

4 结论

本文通过试验测量和仿真模拟研究了水冷壁管道鳍片结构的力学特性，建立了轴向拉伸时管外壁的应力-应变关系以及受热自然膨胀时管外壁的应变-温度关系，分析了管内壁的应力变化规律，获得了管内螺纹根部的应力集中系数。通过分析试验和仿真结果得出如下结论：

1）当承受轴向拉伸载荷时，水冷壁管道外壁的轴向应力-应变关系近似呈线性关系，其斜率换算成弹性模量后与管材的弹性模量相差不大，而周向应变与轴向应变的比值接近管材的泊松比。

2）由于管道内部开有螺旋型的螺纹，管内壁面上的应力分布不均匀，螺纹顶端的应力小于无螺纹处管内壁的应力，螺纹根部的应力集中系数在1.5左右。

3）当水冷壁管道受热自然膨胀时，管道外壁面上的应变分布比较均匀，且应变随壁温的升高而线性增大，应变-温度线性关系的斜率约为13.84×10-6。