一種工業補燃燃燒器導流設計與強度分析

占雙劍,孫仁權,黃曉明,陳瀅

(1.蘇州先機動力科技有限公司,江蘇 蘇州 215123;2.安德森熱能科技(蘇州)有限責任公司,江蘇 蘇州 215123;3.華中科技大學能源與動力工程學院,湖北 武漢 430074)

燃氣-蒸汽聯合循環電站是目前國際上發展最快的發電形式之一,具有發電效率高、建設周期短、操作方便、調峰能力強等優點。當燃氣輪機的排氣溫度不能滿足產生數量足夠多和溫度足夠高的蒸汽時,業界基本采用安裝余熱鍋爐(heat recovery steam generator,HRSG)的辦法。作為常規的燃機余熱鍋爐,燃機的排氣參數決定了余熱鍋爐的蒸汽產出。而當對余熱鍋爐的蒸汽參數要求更高時,比如蒸汽產量要求增加,或蒸汽溫度要求較高,這就要考慮到增加補燃來實現,在具有補燃型余熱鍋爐的聯合循環系統中,燃燒器用于補燃,以增加燃機排氣所含的熱量,提高下游HRSG的出力。其補燃設備-燃燒器系統的正確設計可以提高聯合循環電站的變工況特性,同時過渡煙道的設計及其中部件在余熱鍋爐中的布置對余熱鍋爐的安全運行起到了重要的作用,這也將直接影響余熱鍋爐的安全性和使用壽命[1]。

目前,常規煙道的設計只需要考慮燃機出口到受熱面模塊進口這段煙道的流動均勻性,而補燃式煙道,要考慮補燃器前后的流場均勻。為提高傳熱效率,在過渡煙道入口處增設導流板用于引導煙氣流場,保證氣流在較短的擴散煙道中快速擴散均勻[2],再經由燃燒器提高補燃溫度,補燃后的混合煙氣抵達一級受熱面時流場須均勻穩定,以保證燃燒器后的受熱面的傳熱效果。

在傳統的設計過程中,無論是針對風道結構的改善還是加裝的導流結構合理性驗證,只能通過反復的實驗進行摸索,整個過程會消耗極大的人力、物力以及時間,聯合循環系統的落地過程也會因此進展十分緩慢。隨著計算力學技術的日益發展,基于仿真的分析手段在工程應用中不斷取得成功,國內外科研單位和工程師開始逐漸將數值模擬技術應用于余熱鍋爐領域。如導流板的形狀、導流板的位置、燃燒器距受熱面的距離等設計與優化,都可以采用數值計算模擬或流體模型試驗來驗證,將燃燒器內氣體流場進行可視化,從而直觀地反映流體的流動特征,為燃燒器的設計優化提供有力的理論參考依據。

本文基于高精度三維流場仿真結果,設計合理的導流板模型,采用MATLAB程序算法,將溫度和壓力場映射到導流板結構上,基于HyperMesh-ABAQUS聯合仿真先后對其進行常溫靜力和帶溫分析用以校核結構強度,研究結構靜力可靠性和在高溫穩態環境下該結構設計的承載能力和變形合理性,并基于計算結果給出優化意見,從而為研究余熱鍋爐設計提供參考。

1 模型的建立

在熱應力的有限元分析中,對于靜態或準靜態的問題,可以單純地考慮溫度場對位移場的影響。但在發生熱沖擊引起高速熱應變的情況下,必須考慮變形功對溫度場的影響[3-4]。當物體各部分有同樣溫升時,熱膨脹是均勻的,若物體受外界約束,則處于各方向應變都相同的常應變狀態,不會產生內部應力。當物體受熱,又受到外界約束時,或者內部受熱不均勻,則內部會產生內應力?？倯儜獮闊釕兒蛷椥詰冎?。1956年,Biot放棄了“體積不變”的假定,考慮變形功的影響導出了帶有應變參數的熱傳導方程[5]。這一方程只適用于一維彈性問題。1977年,竹內洋一郎推導并得到了適用于二維、三維問題的耦合熱傳導方程[6],但仍然停留在彈性范圍內;同時它忽略了溫度對材料熱物理性能和力學性能的影響。之后的熱力耦合分析,或者只在彈性范圍內進行分析,或者根本不考慮變形功的影響[7]。

1.1 熱力耦合模型

根據胡克定律,得到結構單元的幾何方程和用應變表示的熱彈性力學物理方程:

(1)

δij=2Gεij+(λ-βT)δij

(2)

由結構單元的平衡方程得到熱彈性力學的平衡微分方程:

(3)

式中:fi為坐標軸上單位體積力的分量(i=x,y,z);T為溫度;ui為節點位移。

從幾何方程、物理方程中消去位移和應變,得到變形協調方程,應用平衡微分方程簡化為:

(4)

式中:δi為主應力;

εkk=εxx+εyy+εzz;

總結以上各式得到熱-力耦合條件下的表達式為[8-9]:

(5)

式中:M為質量矩陣;C為結構阻尼矩陣;Ct為比熱矩陣;K為結構剛度矩陣;Kt為熱傳導矩陣;F為總等效節點力矩陣;Q為總等效節點熱流率向量。

1.2 橫向沖擊力

煙氣通過流道時,導流板在高溫熱沖擊下橫向受力?；趧恿慷ɡ?物體在一個過程中動量的變化量,等于它在這個過程中所受力的沖量:

m·Δv=FΔt

(6)

換算之后,表現為導流板橫向受力等于流體質量流量與流度的乘積。累積質量流量為

ml=m/Δt

(7)

聯立式(6)、式(7),可求得橫向受力為

F=ml·Δv

(8)

1.3 湍流模型

基于物理模型的復雜性,本文采用的是SSTk-ω(shear stress transport)湍流模型。該模型最先由Menter[10-12]提出,其綜合了原始k-ω模型[13]在近壁面區域和k-ε模型在遠場計算的優點,同時增加了交叉擴散項,在湍流黏性系數的定義中考慮了湍流剪切應力,擴大了模型的應用范圍?，F有研究表明,SSTk-ω湍流模型相較其他傳統湍流模型,具備更好的工程可用性[14-15]。

SSTk-ω湍流模型以湍動能k和其比耗散率ω為求解變量。其中

(9)

湍動能k的輸送方程如下所示:

(10)

比耗散率ω的輸送方程如下所示:

(11)

式中:右側前3項分別為生成項、耗散項和擴散項,比耗散率ω方程中的第4項為交叉擴散項;ρ為密度;μ為動力黏度;υt為湍流運動黏度;uj(j=1,2,3)為速度分量;β、σω、σk、σω2,為封閉常數,F1為加權函數。

2 結構設計及材料參數

在煙道折角位置添加導流板來優化此過渡段流場的均勻性,避免氣流對下部管道過度沖刷,而上部又沒有充足的煙氣參與燃燒和換熱;同時可以避免氣流因為缺乏引導而形成亂流,降低系統效率。導流板的結構設計(圖1)是基于過渡段的偏轉角度來展開的。煙道中共布置有22塊導流板,沿流動縱截面對稱布置,每側11塊。所有導流板的折點都與煙道轉折點保持一致。

(a) 道結構 (b) 導流板結構

考慮到整體流場的均勻性,首先按照距煙道上端的距離平均排布導流板,計算發現整體的流場均勻導流的效果較不理想,出口截面處的速度分布也不夠均勻,在風道末端出現了部分回流,如圖2所示。

圖2 平均距離的流場分布

為滿足過渡煙道流場中流場一致性和流動均勻性的要求,通過調整距離和角度,利用計算流體動力學(computational fluid dynamics,CFD)多次迭代計算,得出了導流板的最佳間隔、最佳的折角角度以及通過計算流速和質量流量后的橫向受力,結果如表1所示。按照設計的導流板引流后,到達燃燒器與預定受熱面處的流場都呈現較為均勻的狀態,這說明導流效果理想,煙氣經過導流板之后流動的貼合度很好,沒有局部亂流和流動分離,如圖3所示。

表1 導流板設計參數

圖3 過渡煙道流場分布

過渡煙道入口面的長和高皆為7 380 mm,基于導流板形狀使用4根不銹鋼空心支撐柱將其貫穿成一列,支撐柱壁厚等相關參數根據設計公式計算得出?？紤]到橫向受力的影響,為避免圓筒與煙道直接接觸產生較大的應力以及摩擦力,在煙道上下相應位置分別設有8個內陷管道凹槽,并且在上端相應位置裝有套筒。同時為防止高溫熱膨脹導致的變形,管徑與凹槽皆設有間隙。在每塊導流板上下分別加裝8塊U形夾板來加強導流裝置的穩定性。最終設計結構如圖1所示,導流板長3 350 mm,寬1 445 mm,厚5 mm,每塊導流板分別置于4根支撐柱上,再分別由8塊U形夾板固支,組成陣列式導流結構。

對于非定常溫度場中的彈性體,溫度的變化在彈性體中產生熱變形和熱應力的同時,也將引起材料性能的改變,并且溫度本身的變化也受到彈性體變形及變形速率的影響。因此,熱彈性問題中需要考慮熱和變形的相互轉化關系,相應熱傳導方程和熱彈性運動方程則必須將位移分量和溫度變化作為耦合熱彈性問題求解。此外,還要考慮物性隨溫度而變化的影響。文中結構材料皆采用304不銹鋼,作為應用最廣泛的鋼種,其耐熱性、耐腐蝕性、強度等特性都較好,具體相關材料參數見表2。

表2 304不銹鋼材料強度參數

2.1 有限元分析模型的建立

有限元網格模型(包括節點數據、單元信息、物理特性、材料特性)的建立是用有限元法求解問題的先決條件,在整個求解過程中,它通常具有最大的工作量。值得注意的是,盡管有限元網格自動生成技術有了很大的發展,但是對于大型的復雜結構,仍然存在不少困難。主要表現在2個方面:一是幾何特征過多或者過復雜,二是幾何特征間尺寸的大小相差懸殊,如一些細節部分,導致網格劃分失敗或生成網格的質量很差[16]。本文中建立的導流結構的一種實體模型有22塊導流板、176塊U形板、套筒和支撐柱各8根。要生成其有限元網格,尤其是高質量的結構化網格需要耗費大量時間,對計算機配置要求也比較高。

考慮到只需計算導流板相關區域的應力情況,我們只截取囊括上述導流板結構的部分煙道來構建有限元模型。在此過程中,有限元網格的劃分尤為重要,其質量直接關系到計算的精度和速度。本文采取HyperMesh來生成高質量的結構化網格單元。

在進行有限元網格劃分時,首先必須確定單元類型。其中導流板與U形夾板可視為薄板結構,采用二維單元劃分,其余均使用Sweep方法生成均勻的六面體單元。U形夾板采用剛性連接的方式連接支撐柱,整體網格模型有6 780 001個單元,有限元模型如圖4所示。

(a) 正視圖 (b) 側視圖 (c) 局部結構

2.2 網格收斂性研究

單元類型與單元技術的選擇直接影響有限元計算結果的準確性,采用有限元進行壓力容器分析設計中,需要得到較準確的應力分布或需得到峰值應力[17]?？紤]到網格數量對計算精度的影響,為了保證仿真結果的準確度,需對結構化網格,尤其應力集中區域做網格無關性分析?？紤]到導流板形狀與導流效果的一致性,通過對最下層板進行試算,對其施加重力和橫向受力載荷,從圖5觀察到導流板與U形夾板接觸區域出現應力集中現象,對于該監測區域需要進行網格加密并觀察應力收斂情況,如圖6所示。

圖5 單層板應力云圖

圖6 應力集中區域

對該區域分別劃分5種網格密度進行測試,如表3所示,同時考慮到計算效率,其余區域的網格皆采用10 mm單元尺寸均勻劃分。

表3 網格無關性驗證

可以看到,隨著該區域的網格數量增加,應力水平也隨之增大,直到將該層導流板網格增加到106數量級,應力分布趨近于恒定值。綜合考慮計算結果精度和計算資源消耗,本文取第四種網格用于接下來的數值模擬。

2.3 常溫靜力與熱力耦合計算

在結構設計之后需要校核裝配組件在自重條件下的應力水平,用以分析結構設計的可靠性。同時上述內容表明,導流板系統置于燃機煙道入口處,在工作時受到高溫熱力的沖擊?？紤]到溫度場計算結果的精度,基于CFD計算出溫度場的分布結果,通過MATLAB程序算法將溫度場點對點映射到有限元模型上,使輸出和輸入結果完全匹配,示例如圖7所示。

(a) 單列導流板溫度場分布

考慮到熱求解過程與應力狀態無關,應力依賴于熱產生,而熱并不依賴于位移。將所獲取的溫度場作為一個預定義場加載到模型當中,再加載橫向受力進行順序耦合熱應力分析。

3 結果分析

3.1 自重分析

按照上述的結構模型和描述,計算該結構裝配后在自身重力影響下的可靠性。如圖8所示,該結構在自重載荷下的位移情況,最大位移8.23 mm發生在自上而下第1層導流板邊緣角處,此處是距離支撐板的最遠端。

圖8 自重分析位移云圖

如圖9所示,經過計算最大等效應力81.3 MPa發生在由上往下第1層導流板上,其折角角度也最大,等效應力值遠小于屈服強度205 MPa,表現為該結構設計在力學性能上的合理性,現有的結構能夠正常承載。

圖9 自重分析應力云圖

3.2 熱力分析

在確定結構設計的可靠性之后,對其進行熱力耦合分析用以計算真實工況下的應力水平。如圖10所示,可以看到最大等效應力245.9 MPa發生在由上往下的第7層導流板上,該位置是所受沖擊最大的區域。結果顯示應力水平已超出結構材料屈服強度并且出現應力集中的現象,表現為結構無法承載高溫的熱沖擊。

圖10 熱載荷分析應力云圖

經過仿真計算,該結構僅承受靜載荷時強度足夠,但在高溫603.8 ℃環境下,無法承受過大的熱沖擊,產生較大的翹曲變形。原因不單在于材料性能,也與結構物理性能有關。板材的厚度也會直接影響熱變形的程度[18],在工程設計中需著重考慮這些因素。

針對以上計算結果,為避免尖角接觸產生的應力集中問題,對導流板進行倒圓角處理,圓角半徑取5 mm,同時再進行計算。如圖11所示,可以看到應力水平明顯下降,最大應力依然發生在由上往下的第7層導流板上,如圖12所示,并且在夾板和導流板接觸區域的應力趨于平緩,可見在實際工程應用中,受力區域的接觸的結構設計還需要多考慮受力狀態的影響。

圖11 圓角處理后的應力云圖

圖12 最大應力區域局部

4 結論

1) 通過對流場壓差、流速的分析找到導流板最佳的導流角度,根據現有煙道結構設計出合理的導流板模型,并進行常溫自重和高溫熱沖擊結構分析。

2) 仿真結果表明,在高溫熱沖擊下導流板出現局部應力集中的現象,高應力區位于U形夾板尖端?？梢娫诠こ虒嵤┻^程中,該種類型的結構,尤其相互接觸區域的倒角處理不可忽略。

3) 熱沖擊載荷下的等效應力稍高于材料屈服強度,原因在于高溫下U形板出現翹曲變現,可以考慮適當增加該板的厚度來降低變形程度[19],即可降低整體應力水平。

4) 基于上述結果,可以看到材料在高溫載荷下等效應力近乎等同屈服強度,可以考慮更換使用Q345或20MnTiB等耐高溫鋼材[20]。

5) 本文為基于使用狀態的余熱鍋爐導流板優化設計提供了標準化參考流程。