水煤漿氣化燒嘴冷卻水腔應(yīng)力的有限元分析

李兵科，于曉東，譚永華，錢永康

（1.北京航天動力研究所，北京100076；2.航天推進(jìn)技術(shù)研究院，陜西 西安710100）

引 言

工藝燒嘴是水煤漿加壓氣化系統(tǒng)中的一個(gè)核心設(shè)備，其使用壽命是影響水煤漿加壓氣化系統(tǒng)長周期運(yùn)行的一個(gè)主要因素。典型的水煤漿氣化工藝燒嘴通常采用三流式內(nèi)外混合霧化方法，外流道和內(nèi)流道分別輸送高壓氧氣（外環(huán)氧氣和中心氧氣），中流道輸送高壓水煤漿，煤漿與中心氧半預(yù)混后，再與外環(huán)氧外混合，進(jìn)行霧化、燃燒、氣化。工藝燒嘴頭部設(shè)置有冷卻水腔，對燒嘴頭部進(jìn)行冷卻來保護(hù)燒嘴。

工藝燒嘴工作在高溫高壓的苛刻條件下，一般在1 300℃以上的高溫爐膛內(nèi)，燒嘴承受爐內(nèi)火焰和物料的沖刷，熱腐蝕和磨損是影響工藝燒嘴壽命的主要原因[1-4]。正常情況下，工藝燒嘴在使用40 d～60 d后就需要維修。外噴嘴冷卻水腔迎火面表面材料發(fā)生龜裂、磨蝕受損以及中噴嘴頭部材料受煤漿沖蝕變?。ǎ? mm）是兩種最常見的噴嘴受損方式?？紤]到中噴嘴內(nèi)腔直徑受煤漿沖蝕變大只是降低水煤漿霧化、燃燒、氣化的效率，而外噴嘴迎火面表面龜裂嚴(yán)重時(shí)會導(dǎo)致冷卻水腔迎火面板裂透，進(jìn)而可能引起燒嘴燒損，甚至氣化爐頭燒損，因此工藝燒嘴外噴嘴受損造成的危害更嚴(yán)重。

為提高工藝燒嘴的壽命，需要深入分析研究其在高溫、高壓和沖蝕環(huán)境下的受力和變形情況。水煤漿加壓氣化爐氣化壓力有2.8 MPa、4.0 MPa、6.5 MPa、8.7 MPa 4種，其中以氣化壓力4.0 MPa和6.5 MPa的水煤漿加壓氣化爐應(yīng)用最多。雖然國內(nèi)外對水煤漿氣化技術(shù)進(jìn)行了多方面的研究，但尚未見到針對其工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔損壞進(jìn)行機(jī)理性分析研究的文獻(xiàn)報(bào)道。

本文以氣化壓力6.5 MPa水煤漿氣化爐的工藝燒嘴為研究對象，利用有限元方法對工藝燒嘴外噴嘴建立詳細(xì)的三維熱力耦合模型，對其典型工作條件下的熱學(xué)和力學(xué)行為進(jìn)行了計(jì)算和分析，與實(shí)際運(yùn)行的工藝燒嘴外噴嘴裂紋位置進(jìn)行了對比分析，驗(yàn)證模擬計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，并討論了工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔的改進(jìn)方向。

1 工藝燒嘴結(jié)構(gòu)與工況

1.1 工藝燒嘴結(jié)構(gòu)

本文研究的工藝燒嘴的頭部結(jié)構(gòu)如圖1所示。工藝燒嘴內(nèi)、中、外噴嘴（含冷卻水腔）材質(zhì)一般選用高溫合金，常用的鈷基高溫合金為Haynes 188或Co50。

1.2 工藝燒嘴工況

在氣化壓力6.5 MPa的水煤漿氣化爐內(nèi)，工藝燒嘴主要運(yùn)行參數(shù)見表1。

圖1 工藝燒嘴頭部結(jié)構(gòu)示意圖

表1 6.5 MPa水煤漿氣化爐工藝燒嘴運(yùn)行參數(shù)

根據(jù)工藝燒嘴結(jié)構(gòu)，外噴嘴不與水煤漿接觸，而且工藝燒嘴損壞主要在外噴嘴冷卻水腔向火面，所以重點(diǎn)研究外噴嘴冷卻水腔。

冷卻水腔位于外噴嘴端部，其簡化結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。外噴嘴冷卻水腔主要接觸冷卻水、氣化爐爐膛環(huán)境和氧氣流股，其對應(yīng)的環(huán)境運(yùn)行參數(shù)見表2。

圖2 外噴嘴冷卻水腔簡化結(jié)構(gòu)示意圖

表2 6.5 MPa水煤漿氣化爐燒嘴外噴嘴冷卻水腔對應(yīng)的環(huán)境參數(shù)

2 工藝燒嘴冷卻水腔有限元分析

2.1 有限元模型及物性參數(shù)

對工藝燒嘴外噴嘴進(jìn)行有限元建模，其三維幾何結(jié)構(gòu)見圖3。

圖3 工藝燒嘴外噴嘴幾何模型圖

根據(jù)文獻(xiàn)[5]的數(shù)據(jù)，Haynes 188材料的主要物性參數(shù)見表3。

表3 Haynes 188材料的力學(xué)和熱學(xué)性能參數(shù)

采用ANSYS熱-力間接耦合分析法對水煤漿氣化爐工藝燒嘴進(jìn)行熱應(yīng)力分析。在熱分析中，分別采用熱輻射以及熱對流兩種熱分析方法，主要考慮了爐內(nèi)高溫?zé)煔獾妮椛鋼Q熱、對流換熱和冷卻水的強(qiáng)制對流換熱；在熱輻射分析中，利用SURF152單元模擬火焰中心，并賦予燒嘴表面效應(yīng)單元，計(jì)算燒嘴在受到火焰熱輻射后的表面溫度場；利用熱分析SOLID90單元建立三維熱分析有限元模型，施加對流傳熱邊界條件，最終得到燒嘴的溫度場。

在結(jié)構(gòu)計(jì)算過程中，將前面計(jì)算得到的噴嘴頭部溫度場作為熱應(yīng)力計(jì)算模型的初始條件進(jìn)行耦合計(jì)算，得到噴嘴頭部區(qū)域的應(yīng)力分布。

在劃分網(wǎng)格時(shí)，根據(jù)實(shí)際情況，兼顧計(jì)算的精確性及計(jì)算時(shí)間，采用不同的網(wǎng)格形式及不同的網(wǎng)格尺寸控制好網(wǎng)格的疏密，最終得到103 215個(gè)節(jié)點(diǎn)、24 626個(gè)單元。工藝燒嘴外噴嘴表面效應(yīng)單元模擬火焰中心的模型見圖4，工藝燒嘴外噴嘴劃分單元后的有限元模型見圖5。

圖4 外噴嘴表面效應(yīng)單元模擬火焰中心模型

圖5 工藝燒嘴外噴嘴的有限元模型

2.2 邊界條件和載荷

因工藝燒嘴外噴嘴迎火面朝向氣化爐火焰中心，可以近似認(rèn)為該部分金屬表面與氣化爐內(nèi)環(huán)境溫度相同，即滿足熱力學(xué)第一類邊界條件：

式中：t(x,y)0為已知邊界溫度，K；T(x,y)為位置Γ處溫度，K；Γ為物體邊界。

工藝燒嘴外噴嘴內(nèi)表面輸送高壓常溫氧氣，其與爐內(nèi)高溫氣體環(huán)境的熱交換和燒嘴外表面與爐內(nèi)高溫氣體對流換熱滿足第三類邊界條件：

式中：k為材料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；T為金屬固體表面溫度，K；n為法向長度，m；為Γ處邊界法向的溫度梯度，K/m；α為表面換熱系數(shù)，W/(m2·K)；Tf為流體溫度，K。

在水煤漿工藝燒嘴穩(wěn)定燃燒（氣化）的情況下，爐內(nèi)溫度場基本穩(wěn)定，氣化爐工藝燒嘴火焰中心對工藝燒嘴迎火面的輻射溫度基本不變，考慮到氣化工藝燒嘴噴出大量的低溫物料（水煤漿和氧氣）對工藝燒嘴噴口處的降溫作用，結(jié)合有關(guān)模擬計(jì)算的文獻(xiàn)資料[6]，可合理地假設(shè)工藝燒嘴噴口處于一恒定溫度的高溫環(huán)境中。根據(jù)文獻(xiàn)[6]，將工藝燒嘴噴口處溫度設(shè)置為1 000℃，并作為熱輻射數(shù)值計(jì)算的初始條件。在熱輻射分析中，利用SURF152單元模擬火焰中心，并賦予燒嘴表面效應(yīng)單元，計(jì)算燒嘴在受到火焰熱輻射后的表面溫度場；另外高溫?zé)煔鈱毂诿娲嬖趯α鲹Q熱，施加對流傳熱邊界條件，將對流換熱系數(shù)設(shè)置為50 W/(m2·K)。同時(shí)考慮冷卻水、氧氣流的冷卻作用，將兩種介質(zhì)的對流傳熱系數(shù)分別設(shè)置為600 W/(m2·K)、60 W/(m2·K)。

3 結(jié)果和分析

3.1 純熱載荷工況

工藝燒嘴在水煤漿氣化爐內(nèi)工作時(shí)，氣化爐膛內(nèi)大范圍溫度超過1 000℃，高溫環(huán)境中金屬材料性能參數(shù)將發(fā)生顯著變化，綜合文獻(xiàn)[1-4]分析，高溫環(huán)境是燒嘴損壞的主要原因。

3.1.1 計(jì)算結(jié)果

利用上述有限元模型進(jìn)行計(jì)算，得到的純熱載荷工況工藝燒嘴外噴嘴溫度分布云圖如圖6所示，工藝燒嘴外噴嘴局部（冷卻水腔）溫度分布云圖如圖7所示。

圖6 工藝燒嘴外噴嘴溫度分布云圖

圖7 工藝燒嘴外噴嘴局部（冷卻水腔）溫度分布云圖

通過圖6分析得出，工藝燒嘴外噴嘴頭部受到熱輻射的影響，表面最高溫度達(dá)到385℃，位于外噴嘴迎火面外表面邊緣。

通過圖7可以看出，外噴嘴冷卻水腔迎火面外表面邊緣以及水冷盤管的上壁面在沿壁厚方向上溫度最高，達(dá)377.9℃。

將以上熱分析得到的溫度場以溫度載荷的形式施加到結(jié)構(gòu)分析中，并在外噴嘴冷卻水腔（燒嘴）底部施加環(huán)向的固定約束，得到在純熱載荷工況下的外噴嘴及其冷卻水腔的熱應(yīng)力分布云圖，見圖8、圖9。

圖8 純熱載荷工況下外噴嘴熱應(yīng)力分布云圖

圖9 純熱載荷工況下外噴嘴冷卻水腔熱應(yīng)力分布云圖

由圖8、圖9可以看出，工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔在溫度場單獨(dú)作用下的熱應(yīng)力很大，最大的應(yīng)力位于冷卻水腔迎火端面內(nèi)表面與外噴嘴出口處內(nèi)表面的倒圓角處，該處應(yīng)力值達(dá)686 MPa。

3.1.2 結(jié)果分析

針對純熱載荷工況，在外噴嘴的頭部冷卻水腔部位做路徑PATH1（見圖10），對該路徑上的應(yīng)力進(jìn)行線性化，結(jié)果見圖11。

圖10 純熱載荷工況下外噴嘴冷卻水腔應(yīng)力線性化路徑PATH1的位置

圖11 路徑PATH1應(yīng)力線性化結(jié)果

分析圖10、圖11可以得出，該路徑上的膜+彎曲應(yīng)力占主導(dǎo)因素，薄膜應(yīng)力很小，主要原因是由熱應(yīng)力引起的二次應(yīng)力過高導(dǎo)致的；該路徑的二次應(yīng)力很高，并且該路徑處于熱輻射主要影響區(qū)。

由圖11可知，該路徑上內(nèi)壁應(yīng)力680.7 MPa、距內(nèi)壁2.4 mm處應(yīng)力32.8 MPa、外壁應(yīng)力405.3 MPa，即水腔端面沿著該路徑從內(nèi)壁到外壁面5 mm厚度方向，各位置與最小應(yīng)力之差由內(nèi)壁處647.9 MPa減小到距內(nèi)壁2.4 mm位置0、再由此增長到外壁面處372.5 MPa，可見該路徑的應(yīng)力變化（應(yīng)力差）非常劇烈，伴隨氣化爐內(nèi)高溫氣流的沖擊作用，該路徑附近位置最易發(fā)生應(yīng)力疲勞破壞。

3.2 熱-力耦合工況

在水煤漿氣化爐內(nèi)實(shí)際工作時(shí)，工藝燒嘴外噴嘴不僅處于高溫溫度場環(huán)境中，還要直接接觸高壓氧氣流、氣化爐內(nèi)高壓氣流、冷卻水腔內(nèi)高壓冷卻水，這些流體壓力的差異也將對外噴嘴及其冷卻水腔產(chǎn)生應(yīng)力。為了得到外噴嘴及冷卻水腔更準(zhǔn)確的應(yīng)力分布數(shù)據(jù)，以本有限元模型進(jìn)行了熱-力耦合模擬計(jì)算。

3.2.1 計(jì)算結(jié)果

以3.1節(jié)純熱載荷工況計(jì)算結(jié)果為基礎(chǔ)，對工藝燒嘴外噴嘴施加氣化爐壓力6.5 MPa、氧流股壓力7.3 MPa、冷卻水腔壓力1.84 MPa的力學(xué)載荷工況，進(jìn)行計(jì)算得到熱-力耦合工況下外噴嘴和冷卻水腔（燒嘴）的應(yīng)力分布云圖，結(jié)果分別見圖12、圖13。

由圖12、圖13可以看出，工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔在熱-力耦合工況下的熱應(yīng)力依然很大，最大的應(yīng)力仍位于冷卻水腔迎火端面內(nèi)表面與外噴嘴出口處內(nèi)表面的倒圓角處，該處應(yīng)力值達(dá)589 MPa。

圖12 熱-力耦合工況下外噴嘴應(yīng)力分布云圖

圖13 熱-力耦合工況下外噴嘴（局部）冷卻水腔應(yīng)力分布云圖

3.2.2 結(jié)果分析

針對熱-力耦合工況，在外噴嘴的頭部水腔部位做路徑PATH2（見圖14），對該路徑上的應(yīng)力進(jìn)行線性化，結(jié)果見圖15。

圖14 熱-力耦合工況下外噴嘴冷卻水腔應(yīng)力線性化路徑PATH2的位置

圖15 路徑PATH2應(yīng)力線性化結(jié)果

分析圖14、圖15可以得出，該路徑上的膜+彎曲應(yīng)力占主導(dǎo)因素，薄膜應(yīng)力很小，主要原因是由熱應(yīng)力引起的二次應(yīng)力過高導(dǎo)致的；該路徑的二次應(yīng)力很高，且該路徑處于熱輻射主要影響區(qū)，在氣流的沖擊作用下，該位置極易發(fā)生應(yīng)力疲勞破壞。

由圖15可知，該路徑上內(nèi)壁應(yīng)力589.2 MPa、距內(nèi)壁2.3 mm處應(yīng)力17.7 MPa、外壁應(yīng)力379.6 MPa，即水腔端面沿著該路徑從內(nèi)壁到外壁面5 mm厚度方向，各位置與最小應(yīng)力之差由內(nèi)壁處571.5 MPa減小到距內(nèi)壁2.3 mm位置0、再由此增長到外壁面處361.9 MPa，可見該路徑的應(yīng)力變化（應(yīng)力差）非常劇烈，在氣化爐內(nèi)高溫氣流的沖擊作用下，該路徑附近位置極易發(fā)生應(yīng)力疲勞破壞。

3.3 有限元模型計(jì)算易發(fā)生裂紋的位置分析

無論純熱載荷計(jì)算工況還是熱-力耦合計(jì)算工況，有限元計(jì)算應(yīng)力變化最劇烈的位置均在外噴嘴水腔端面距噴嘴口邊緣12 mm～14 mm環(huán)帶區(qū)域，這個(gè)位置材料易發(fā)生變形進(jìn)而引起附近區(qū)域內(nèi)材料裂紋。

在實(shí)際工藝燒嘴運(yùn)行中，當(dāng)外噴嘴水腔端面距噴嘴口邊緣12 mm～15 mm環(huán)帶內(nèi)材料因應(yīng)力發(fā)生形變，將更容易引起外噴嘴端面距噴嘴口邊緣0～15 mm環(huán)帶內(nèi)材料膨脹變形，產(chǎn)生放射性裂紋，而最容易產(chǎn)生穿透性裂紋處位于外噴嘴水腔端面距噴嘴口邊緣12 mm～14 mm環(huán)帶內(nèi)。

4 綜合分析與討論

4.1 綜合分析

（1）無論純熱載荷計(jì)算工況還是熱-力耦合計(jì)算工況，模擬計(jì)算的易發(fā)生應(yīng)力破壞位置范圍比較一致：對工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔，兩種計(jì)算工況得到的熱應(yīng)力變化最大位置基本一致，都位于冷卻水腔迎火端面距噴嘴口邊緣12 mm～14 mm環(huán)帶內(nèi)。

（2）實(shí)際運(yùn)行中，工藝燒嘴外噴嘴裂紋位置為距噴嘴口邊緣0～15 mm環(huán)帶內(nèi)，嚴(yán)重?zé)龘p情況下穿透性裂紋處于外噴嘴（水腔）端面距噴嘴口邊緣12 mm～14 mm環(huán)帶。有限元模型計(jì)算中易發(fā)生裂紋位置在外噴嘴端面距噴嘴口邊緣0～14 mm環(huán)帶內(nèi)及附近區(qū)域，最容易產(chǎn)生穿透性裂紋處位于外噴嘴端面距噴嘴口邊緣12 mm～14 mm環(huán)帶內(nèi)。有限元計(jì)算易發(fā)生裂紋位置與實(shí)際工藝燒嘴外噴嘴裂紋位置基本重合。

（3）對工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔，純熱載荷和熱-力耦合兩種計(jì)算工況得到的應(yīng)力變化最劇烈位置基本一致，但純熱載荷工況計(jì)算結(jié)果比熱-力耦合工況計(jì)算結(jié)果的應(yīng)力變化程度更大，從理論上驗(yàn)證了引入高壓冷卻水減小了冷卻水腔墻面應(yīng)力變化最劇烈位置的壓力變化程度，高壓冷卻水對冷卻水腔迎火面的冷卻作用減緩了冷卻水腔應(yīng)力裂紋的產(chǎn)生。

4.2 討論

（1）通過建立ANSYS計(jì)算模擬模型，在純熱載荷和熱-力耦合兩種計(jì)算工況下，計(jì)算結(jié)果與實(shí)際工業(yè)運(yùn)行的工藝燒嘴外噴嘴裂紋位置比較符合，證明了該有限元計(jì)算模擬模型對研究水煤漿氣化燒嘴冷卻水腔應(yīng)力場是比較準(zhǔn)確和合適的。

（2）純熱載荷計(jì)算模型和熱-力耦合計(jì)算模型的計(jì)算結(jié)果表明，純熱載荷作用下比熱-力耦合作用下的熱應(yīng)力變化劇烈，證明高壓環(huán)境中溫度相對低的氧氣與水冷卻了燒嘴冷卻水腔，減小了冷卻水腔應(yīng)力變化程度。

（3）外噴嘴冷卻水腔結(jié)構(gòu)的改進(jìn)[4]：可在外噴頭的端面加裝防熱保護(hù)板，保護(hù)板的材料選擇及連接是需要解決的主要問題。美國德士古發(fā)展公司專利[7]提出，按照外噴頭的端面形式，用特種材料適配一種防熱保護(hù)板，可避開密封條件的限制，但尚無實(shí)際應(yīng)用的報(bào)道。

（4）外噴嘴冷卻水腔材料的改進(jìn)[4，8]：將外噴頭的材料更換為多孔陶瓷或多孔金屬，使部分氧氣通過多孔介質(zhì)直接噴入氣化爐，可保證端面的有效冷卻，防止高溫帶來的大部分問題。使用多孔陶瓷有可能同時(shí)解決化學(xué)腐蝕和物理磨損問題。美國德士古發(fā)展公司專利[9]提出了實(shí)施的原理，但是如何保證多孔材料(特別是陶瓷)的密封和強(qiáng)度將是新的問題。直至目前，尚無實(shí)際運(yùn)行的產(chǎn)品。

（5）外噴嘴表面噴涂[4,10]：將特種耐熱、耐腐蝕的合金粉末噴涂到外噴頭冷卻水腔端面,可以起到良好的防熱、防腐作用,延長外噴頭的使用壽命。目前該工藝方案已經(jīng)進(jìn)行了一些實(shí)驗(yàn),取得了一些進(jìn)展。特種合金粉末的種類和噴涂工藝是這種方案的關(guān)鍵，仍需進(jìn)一步研究。

（6）除了氣化爐內(nèi)的高溫和高壓環(huán)境，水煤漿工藝燒嘴還和氧氣直接接觸。高溫氧化作用對水煤漿工藝燒嘴的使用壽命也有不利的影響，后續(xù)的工作中也將對該作用進(jìn)行深入研究。

5 結(jié) 論

利用有限元熱-力耦合模擬，研究了水煤漿氣化爐工藝燒嘴冷卻水腔在純熱載荷和熱-力耦合作用下的溫度分布和熱應(yīng)力分布。研究發(fā)現(xiàn)，工藝燒嘴外噴嘴冷卻水腔的熱應(yīng)力水平較高，最大的應(yīng)力位于冷卻水腔迎火端面內(nèi)表面與外噴嘴出口處內(nèi)表面的倒圓角處。在氣流的沖擊作用下，該位置極易發(fā)生應(yīng)力疲勞破壞，這與噴嘴實(shí)際破壞的位置是一致的。后續(xù)的工作將進(jìn)一步通過多方面研究，對噴嘴冷卻水腔進(jìn)行優(yōu)化，來有效提高噴嘴的使用壽命。