爐膛剛性梁變形原因分析

郭學(xué)茂，田超鵬，馮 斌

（太原鍋爐集團(tuán)有限公司，山西 太原 030021）

循環(huán)流化床（CFB）燃燒技術(shù)因其燃料適應(yīng)性廣、污染排放低、變負(fù)荷能力強(qiáng)等突出優(yōu)勢，在國內(nèi)外得到了迅速推廣與發(fā)展。與其他形式的鍋爐相比，循環(huán)流化床鍋爐爐膛有明顯差別，立式方形爐膛是目前最常見的爐膛結(jié)構(gòu)形式，其橫截面形狀通常為矩形，爐膛四周由膜式壁水冷壁圍成，這種結(jié)構(gòu)的爐膛常常與一次風(fēng)室、布風(fēng)裝置連成一體懸吊在鋼架上，可上下自由膨脹。立式方形爐膛已在大型循環(huán)流化床鍋爐中普遍采用。

循環(huán)流化床爐膛的截面熱負(fù)荷通常為3～5 MW/m2，相應(yīng)的流化速度為4～6 m/s，當(dāng)爐膛橫截面面積確定后，其矩形截面長寬比的確定主要考慮因素：

1）爐膛內(nèi)受熱面、尾部受熱面、分離器等布置的相互協(xié)調(diào)。

2）二次風(fēng)在爐膛內(nèi)有足夠的穿透能力，爐膛過深會使二次風(fēng)在爐內(nèi)穿透能力變?nèi)?，造成揮發(fā)份在爐膛內(nèi)擴(kuò)散不均勻。

3）固體顆粒（包括燃料、石灰石和循環(huán)灰）的供給以及在橫向的擴(kuò)散等。

綜合考慮，爐膛截面長寬比多采用接近2∶1的尺寸設(shè)計(jì)，前后膜式壁橫向?qū)挾容^大，設(shè)計(jì)時要重點(diǎn)考慮膜式壁的變形問題。

剛性梁是圍繞并懸掛在鍋爐爐壁外周，對爐壁起保護(hù)作用的鋼結(jié)構(gòu)系統(tǒng)，它的作用是增加爐膛和尾部煙道的剛性，對爐膛水冷壁起緊固和提高剛度的作用，保護(hù)爐膛和煙井的管墻在鍋爐運(yùn)行壓力或規(guī)定最大容許壓力下不受破壞或永久變形。剛性梁的設(shè)計(jì)應(yīng)滿足的條件：

1）強(qiáng)度條件。在爐膛設(shè)計(jì)壓力下，要求剛性梁中的應(yīng)力不超過許用應(yīng)力，在最大瞬時允許壓力下，剛性梁將產(chǎn)生屈服，這是剛性梁設(shè)計(jì)的強(qiáng)度條件。

2）剛度條件。取決于管墻中的應(yīng)力水平，其控制準(zhǔn)則是在最大瞬時允許壓力下，管墻中的彎曲應(yīng)力不得超過許用彎曲應(yīng)力，剛性梁撓度太大特別是相鄰兩根剛性梁之間的撓度落差太大都會增加管墻中的彎曲應(yīng)力，即對剛性梁應(yīng)作撓度分析。

由于理論的日趨成熟，基于上述設(shè)計(jì)基本保證了鍋爐在運(yùn)行中不會發(fā)生膜式壁變形，甚至爐膛壓力在-5000～+3000 Pa寬幅范圍內(nèi)變化時，膜式壁也能經(jīng)受住考驗(yàn)，未發(fā)生變形。然而，有一種剛性梁變形完全與設(shè)計(jì)的強(qiáng)度和剛度無關(guān)，在實(shí)際運(yùn)行中出現(xiàn)了，影響剛性梁變形的其他因素引起了設(shè)計(jì)人員的注意。

1 某用戶鍋爐運(yùn)行現(xiàn)狀

鍋爐主要技術(shù)規(guī)范見表1，鍋爐總圖見下頁圖1。

圖1 鍋爐總圖

表1 鍋爐主要技術(shù)規(guī)范表

1）山東沂水某熱電廠安裝的1臺280 t/h循環(huán)流化床鍋爐，運(yùn)行后爐膛剛性梁存在不同程度的變形，標(biāo)高13100 mm前墻剛性梁彎曲較為明顯，測量后的彎曲變形量為35 mm（如圖2，圖3）。

圖2 測量變形程度

圖3 變形量35 mm

2）所有剛性梁的變形有一個共同特征，均為內(nèi)凹，即使運(yùn)行中爐膛壓力較高，接近2000 Pa，始終未發(fā)生外凸變形。

2 分析及解決方案

2.1 剛性梁角部連接方式

對比其他鍋爐廠剛性梁角部連接方式（如圖4、圖5）。

圖4 無錫某鍋爐廠角部結(jié)構(gòu)（mm）

圖5 上海某鍋爐廠角部結(jié)構(gòu)（mm）

根據(jù)其他廠家的角部連接方式分析，一方面要求角部連接板要有足夠的長度，另一方面兩個銷子之間要設(shè)計(jì)預(yù)偏移，偏移量為1/2膜式壁膨脹量，初步分析，用戶剛性梁變形問題是由于角部連接方式設(shè)計(jì)不合理造成的，具體分析見圖6。

圖6 角部連接改造（mm）

1）A點(diǎn)相對于膜式壁距離固定，445 mm為定值。

2）B1點(diǎn)相對于膜式壁固定，175 mm為定值。

3）B1兩點(diǎn)豎直方向平行距離不變，270mm為定值。

4）B1隨膜式壁位移到B2。

5）B1＜A-B2。

由于連接板長度不變，所以B1無法膨脹到B2。最終膜式壁膨脹量傳遞到剛性梁兩端，導(dǎo)致剛性梁變形。

2.2 剛性梁受熱分析

剛性梁一側(cè)受熱，另一側(cè)空氣預(yù)冷，存在熱偏差。判斷是否由于剛性梁熱偏差造成剛性梁向膜式壁方向凸起形變，材料的彈性形變，需要應(yīng)用有限元方法進(jìn)行模擬仿真。

2.2.1 原設(shè)計(jì)模型

工字鋼56a，長10860 mm，張力板26個，間距400 mm，張力板長165 mm（見圖7）。

圖7 模擬仿真1

對溫度場計(jì)算，剛性梁張力板一側(cè)取鰭片計(jì)算壁溫365.6℃，另一側(cè)去環(huán)境溫度20℃，作應(yīng)力、應(yīng)變求解。原設(shè)計(jì)局部應(yīng)變和總體變形模擬結(jié)果見圖8。

圖8 模擬仿真2

2.2.2 優(yōu)化模型

在原設(shè)計(jì)基礎(chǔ)，優(yōu)化張力板間距400 mm改為560 mm，板長165 mm改為210 mm。優(yōu)化后局部應(yīng)變和總體變形見圖9。

圖9 模擬仿真3

2.2.3 優(yōu)化前后數(shù)據(jù)分析

現(xiàn)場出現(xiàn)剛性梁彎曲情況與有限元計(jì)算趨勢吻合；原設(shè)計(jì)剛性梁向膜式壁方向呈現(xiàn)凸型，剛性梁中間彎曲值最大55 mm，優(yōu)化后，張力板數(shù)量減小，傳導(dǎo)到剛性梁熱量降低，梁的前后熱偏差減小，中間彎曲值降到39 mm，總變形量降低16 mm。

由于爐膛剛性梁與膜式壁間距較小165 mm，支撐板排布較多，熱量由支撐板傳遞至剛性梁，導(dǎo)致剛性梁內(nèi)側(cè)溫度高，外側(cè)溫度低，剛性梁本身產(chǎn)生熱變形。

改進(jìn)方案：支撐板間距由400 mm改為560 mm，剛性梁距膜式壁管中心的距離由165 mm改為210 mm（見圖10）。

圖10 剛性梁結(jié)構(gòu)改造（mm）

3 改進(jìn)后運(yùn)行驗(yàn)證

1）沂水某熱電（280 t/h）第二期9號爐只對爐膛剛性梁角部做了改進(jìn)，運(yùn)行后角部連接板預(yù)偏移有一定效果，但剛性梁還存在變形，未徹底解決變形問題。

2）江西某用戶240 t/h鍋爐，對爐膛剛性梁角部連接板預(yù)偏移（前后墻），膜式壁與剛性梁間距加大，運(yùn)行后剛性梁無變形（見圖11）。

圖11 江西某用戶現(xiàn)場

3）山東榮城某用戶第三臺300 t/h鍋爐，對爐膛剛性梁角部連接板預(yù)偏移（前后墻），膜式壁與剛性梁間距加大，運(yùn)行后剛性梁無變形（見圖12）。

圖12 山東榮城某用戶現(xiàn)場

4 結(jié)論

1）鍋爐剛性梁是保護(hù)爐膛膜式壁不發(fā)生變形的重要結(jié)構(gòu)，它的強(qiáng)度和剛度設(shè)計(jì)計(jì)算有成熟的規(guī)范和依據(jù)。

2）實(shí)際運(yùn)行中發(fā)生的剛性梁變形問題往往有其他原因，應(yīng)具體問題具體分析，有的放失去解決，否則達(dá)不到預(yù)期效果。

3）對于剛性梁結(jié)構(gòu)，當(dāng)設(shè)計(jì)為工字鋼和支撐板結(jié)構(gòu)時，角部連接板預(yù)偏移和增大膜式壁與工字鋼間距，通過膨脹問題解決，以及避免梁受熱兩方面可以解決剛性梁變形問題。