多噴嘴對置式氣化爐耐火襯里溫度及應力場的有限元分析

蘇暐光史雨晨宋旭東王文鑫王焦飛白永輝姚 敏于廣鎖

(1.寧夏大學 省部共建煤炭高效利用與綠色化工國家重點實驗室,寧夏 銀川 750021; 2.寧夏大學 化學化工學院,寧夏 銀川 750021; 3.國家能源集團寧夏煤業(yè)有限責任公司,寧夏 銀川 750001;4.華東理工大學 潔凈煤技術研究所,上海 200237)

在我國,煤炭在相當長時間內依然是最重要的能源資源[1-3]。由華東理工大學和兗礦集團共同開發(fā)的OMB 水煤漿氣化技術是我國擁有自主知識產權的大型煤氣化技術[4],該技術是世界氣化市場上的領先技術之一[5]。目前已在國內外建立57 個項目、158臺氣化爐,累積總原料處理能力大于20 萬t 煤/d,單爐最大規(guī)模4 000 t/d,OMB 氣化爐在大型氣化應用中具有極大優(yōu)勢[6]。耐火襯里是該氣化爐最重要的組成之一,主要起到隔絕高溫、蓄熱、流場約束以及抗熔渣的作用,而且直接影響氣化爐的運行周期和穩(wěn)定性[7]。氣化爐內高溫環(huán)境[8-9]會導致耐火襯里產生熱應力,從而出現(xiàn)裂紋,爐內的渣和強還原性氣氛會通過裂紋加速耐火襯里的損壞,影響氣化爐的正常使用[10-11]。氣化爐運行時,只能通過熱電偶檢測爐內壁的溫度,耐火襯里內部的溫度分布很難得知,用實驗方法研究熱應力更是困難重重。有限元法已經廣泛應用于溫度場的數(shù)值模擬研究。張官正等[12]采用ANSYS 軟件研究了礦熱爐爐襯中的溫度場分布,結果表明升高爐內溫度和增大對流換熱系數(shù)都會使爐壁溫度升高。吳新華等[13]運用有限元方法研究了烘烤和盛鋼工況下的鋼包溫度場分布情況,模擬結果與紅外測溫法測得的溫度分布基本一致。李公法等[14]研究了材料導熱系數(shù)對新型鋼包溫度場的影響,結果表明鋼殼溫度隨導熱系數(shù)減小而降低。

此外,利用有限元法進行耐火襯里熱應力研究大多應用于冶金行業(yè)。張德臣等[15]利用有限元法對高爐耐火磚的熱應力和變形進行平面應力分析,得到了距熱面1/3 處出現(xiàn)應力峰值且熱面磚熱面膨脹較大。郭志強等[16]通過有限元法計算了轉爐爐殼受到熱載荷時的熱膨脹應力和溫度差應力的分布情況,認為在總熱應力中熱膨脹應力所占比例大于溫度差應力。LI Gongfa 等[17]運用有限元法研究了二維鋼包模型的熱膨脹系數(shù)、彈性模量及其厚度對鋼包溫度和應力場的影響,結果表明鋼包內部等效應力隨襯里導熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)、彈性模量的增大而增大,隨襯里厚度增大而減小。隨后他們[18]研究了含有納米絕熱材料的新型鋼包的溫度場和應力場。結果表明納米絕熱材料的絕熱效果更好,新型鋼包的殼體最大溫度和應力均小于傳統(tǒng)鋼包。XUE Wendong 等[19]對COREX-3000 氣化爐拱頂進行了數(shù)值模擬分析,研究了導熱系數(shù)與熱應力之間的關系。結果表明,當內層襯里和外層襯里的導熱系數(shù)分別為0.95 和0.50 W/(m·℃)時,沿徑向方向拱頂應力的變化率最小。

周俊虎等[20]利用有限元法計算分析了鍋爐水冷壁渣層變負荷引起的熱應力,得出外渣層(未熔化)的熱應力較內部熱應力大。陳光等[21]運用有限元法建立了噴嘴模型,研究結果表明隨著燃燒器負荷增加,耐火磚熱變形增加,外側空氣流速增加,耐火磚熱變形減緩。林偉寧等[22-24]運用有限元法對氣流床氣化爐水冷壁的熱應力進行了研究,結果表明液態(tài)渣層不存在熱應力,固態(tài)渣層的熱應力隨溫度升高而增大。

綜上所述,目前多噴嘴對置式水煤漿氣化爐內耐火襯里的溫度場尤其是應力場的相關研究并不多見。當氣化爐開車之后,絕大部分時間氣化爐都是處于穩(wěn)定運行狀態(tài),因此研究氣化爐穩(wěn)定運行狀況下耐火襯里的應力分布規(guī)律同樣十分重要。筆者針對OMB 氣化爐的實際工況,運用有限元軟件ANSYS 對正常穩(wěn)定運行過程中的工業(yè)OMB 氣化爐耐火襯里蝕損較快的K 磚部位進行分析,通過改變熱面磚熱端面溫度和熱面磚厚度,得到溫度場、應力、應變及總變形的分布規(guī)律。

1 結構模型

OMB 氣化爐爐壁主要由耐火襯里和鋼殼組成,耐火襯里由熱面磚、背襯磚、隔熱磚、陶瓷纖維構成。由于熱面磚與爐中還原性氣氛、煤渣以及高溫環(huán)境直接接觸,因此蝕損較快,且不同位置的熱面磚蝕損率不同。K 磚是位于筒體最上部位置的熱面磚,具體位置如圖1(a)藍色橢圓區(qū)域。筒體部位平均蝕損率為0.076 mm/h,其中K 磚部位蝕損最快[10]。因此,選擇K 磚部位的耐火襯里作為研究對象。

工業(yè)上OMB 氣化爐爐內K 磚部位實物如圖1所示,其中圖1(a)可以看到K 磚端面是向前突出的斜面,圖1(b)為K 磚上方的膨脹縫見藍色橢圓區(qū)域。

圖1 OMB 氣化爐爐內Fig.1 Physical diagram of OMB gasifier

圖2為K 磚部位的結構模型,其中熱面磚(即K磚)厚度230 mm,背襯磚厚度200 mm,隔熱磚厚度105mm,鋼殼厚度86 mm。以爐膛中心為坐標原點,垂直高度為y軸,耐火襯里側面下底邊為x軸建立坐標系。研究對象為氣化爐運行時穩(wěn)態(tài)條件下的爐內耐火襯里。由于氣化爐爐內的實際工況復雜,因此在數(shù)值模擬計算中對實際工況條件進行了部分簡化。耐火磚受熱膨脹會使預留的膨脹縫被填充,因此假設磚與磚之間接觸無間隙,僅考慮各磚之間的熱傳導。材料物性參數(shù)均為各向同性,耐火襯里的導熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)恒定,不隨溫度而變化。忽略重力和爐內壓力,僅考慮熱應力。

圖2 OMB 氣化爐K 磚部位的結構模型Fig.2 Structure model of K-brick in OMB gasifier

2 邊界條件及材料物性參數(shù)

耐火襯里及鋼殼的溫度場可根據(jù)下式無熱源、穩(wěn)態(tài)條件下熱傳導三維微分方程進行計算:

式中,λ為材料導熱系數(shù),W/(m·℃);T為溫度,℃;x,y和z為空間坐標值,mm。

鋼殼與周圍環(huán)境聯(lián)合傳熱的邊界方程為

式中,hk為對流-輻射聯(lián)合換熱系數(shù),W/(m2·℃);hc為鋼殼與周圍環(huán)境的自然對流換熱系數(shù),W/(m2·℃);hr為輻射換熱系數(shù),W/(m2·℃);Tk為鋼殼周圍環(huán)境溫度,℃。

對于三維應力場,耐火襯里及鋼殼x,y和z三個方向都應滿足

其中,fx,fy和fz分別為耐火襯里及鋼殼在x,y和z三個方向的單位體積力。在該模型上施加初始溫度以及約束條件,得到方程的惟一解。

將工業(yè)氣化爐K 磚部位熱電偶測得的熱面磚端面溫度作為傳熱邊界條件,耐火磚之間的傳熱均視為熱傳導。鋼殼外表面與周圍環(huán)境的傳熱方式主要為自然對流和輻射的聯(lián)合傳熱,對流-輻射聯(lián)合傳熱系數(shù)通過經驗公式[25]計算為18.38 W/(m2·℃),環(huán)境溫度為20 ℃。采用熱-結構耦合的方法,將溫度計算結果作為結構計算的初始條件。對模型下底面施加Y軸方向的位移約束,兩側面施加對稱約束,鋼殼外表面和熱面磚熱端面均施加x軸方向的位移約束。本研究重點考察了熱面磚熱端面溫度和熱面磚厚度對耐火襯里及鋼殼溫度分布、等效應力、等效應變和總變形的影響。

耐火襯里和鋼殼的材料物性參數(shù)見表1,圖3為熱面磚、背襯磚和隔熱磚的彈性模量及泊松比隨溫度升高的變化情況,測試方法為脈沖激振法。

表1 材料物性參數(shù)Table 1 Physical properties of materials

圖3 熱面磚、背襯磚、隔熱磚的彈性模量和泊松比隨溫度變化曲線Fig.3 Variation of elastil modulus and Poisson’s ratio of hot-face brick,backup brick,heat isolation brick with the increase of temperature

3 結果與討論

3.1 耐火襯里溫度和應力場分析

工業(yè)上,OMB 氣化爐內溫度一般為1 250～1 350 ℃[26],而熱面磚溫度較爐膛中心溫度低,K 磚部位熱電偶測得熱端面平均溫度約為1 300 ℃[27-28],因此熱面磚熱端面溫度設定為1 300 ℃。以圖2結構模型尺寸為基礎,計算得到耐火襯里和鋼殼的溫度、等效應力、等效應變以及總變形分布云圖。熱面磚(K 磚)端面拐角處(距下底面40 mm)到鋼殼表面的水平線為Path1,熱面磚上部拐角處到下底邊垂直距離為Path2,分別從不同角度分析耐火襯里的溫度場、應力場、應變和總變形的變化趨勢。

圖4為耐火襯里及鋼殼的溫度分布云圖,圖4(a)為整體耐火襯里及鋼殼的溫度分布云圖,可得熱面磚熱端面溫度為1 300 ℃時,計算得熱面磚與背襯磚之間溫度為1 131.2 ℃,背襯磚與隔熱磚之間溫度為929.7 ℃,隔熱磚與陶瓷纖維之間溫度為441.8 ℃,陶瓷纖維與鋼殼之間溫度為214.2 ℃,鋼殼外表面溫度為206.4 ℃。工業(yè)數(shù)據(jù)測得K 磚位置處鋼殼外表面溫度為200～230 ℃[29],模擬計算結果能夠與工業(yè)數(shù)據(jù)較好吻合。圖4(b)為Path1 的溫度分布線,可清晰看到隔熱磚和陶瓷纖維降溫幅度較大,這是因為隔熱磚和陶瓷纖維導熱系數(shù)較低,能夠阻隔大量熱量,可以有效保護氣化爐殼體不超溫。由于鋼殼的導熱系數(shù)較大,鋼殼整體溫差僅為8 ℃。圖4(c)為Path2 的溫度分布線,可得由點1 到點2 方向溫度逐漸降低,其中熱面磚上部拐角處溫度最高。

圖4 耐火襯里的溫度分布云圖Fig.4 Temperature distribution of refractory lining

圖5為耐火襯里及鋼殼的等效應力分布云圖,圖5(a)為整體耐火襯里及鋼殼的等效應力分布云圖,可得在K 磚上部拐角處出現(xiàn)應力最大值,K 磚上部整體應力較大為0.850～9.100 GPa。圖5(b)為Path1 的等效應力分布線,可明顯看出熱面磚應力>背襯磚應力>鋼殼應力>隔熱磚應力,其中熱面磚、背襯磚、隔熱磚和鋼殼的應力分別約為0.850,0.620,0.074,0.410 GPa,陶瓷纖維的應力幾乎為0。圖5(c)為Path2 的等效應力分布線,可看出由上到下應力逐漸由3.400 減小到0.800 GPa。

圖5 耐火襯里的等效應力分布云圖Fig.5 Equivalent stress distribution of refractory lining

圖6(a)為整體耐火襯里及鋼殼的等效應變分布云圖,應變用以描述物體的變形程度。由圖6(a)可知陶瓷纖維處等效應變最大約為0.210,熱面磚、背襯磚和隔熱磚的應變非常小不到0.009,且熱面磚應變>背襯磚應變>隔熱磚應變>鋼殼應變,鋼殼應變僅為0.002。圖6(b)為Path1 的等效應變分布線,可得陶瓷纖維中間處應變最大。圖6(c)為Path2 的等效應變分布線,可知熱面磚拐角處應變最大,由點1 到點2 方向應變從0.031 逐漸減小到0.008。

圖6 耐火襯里的等效應變分布云圖Fig.6 Equivalent elastic strain distribution of refractory lining

圖7(a)為整體耐火襯里及鋼殼的總變形分布云圖。工業(yè)上OMB 氣化爐的熱面磚與背襯磚之間一般留有約3 mm 的膨脹縫,背襯磚與隔熱磚之間留有約2 mm 的膨脹縫[30-32]。由圖7(a)可得熱面磚絕對變形量為1.94 mm < 3.00 mm, 背襯磚總變形量3.75 mm,絕對變形量3.75 - 1.94 = 1.81 mm <2.00 mm,表明總變形的模擬計算結果與工業(yè)氣化爐的數(shù)據(jù)相符。隔熱磚總變形量4.35 mm,絕對變形量僅為4.35-3.75=0.60 mm,遠小于熱面磚和背襯磚,鋼殼的絕對變形量最小只有0.12 mm。圖7(b)為Path1 的總變形分布線,可得最大總變形量位于隔熱磚與陶瓷纖維之間。圖7(c)為Path2 的總變形分布線,可得熱面磚由點1 到點2 總變形量逐漸減小,即熱面磚受熱膨脹后會向上變形,而且拐角處總變形量最大。在爐內高溫環(huán)境中,筒體磚受熱膨脹總體向上變形,變形量不斷累加,最終全部集中在K 磚部位,這與工業(yè)上在K 磚上部留有15 mm 的膨脹縫相一致。

3.2 不同熱端面溫度影響

氣化爐K 磚部位熱端面溫度一般在1 250～1 350 ℃[22],以圖2結構模型尺寸為基礎,熱面磚熱端面溫度分別為1 100,1 200,1 300 以及極限1 400 ℃,比較不同熱面磚熱端面溫度對耐火襯里和鋼殼溫度、應力、應變及變形量分布的影響。

圖7 耐火襯里的總變形分布云圖Fig.7 Total deformation distribution of refractory lining

不同熱面磚熱端面溫度對耐火襯里溫度分布的影響如圖8所示。隨著熱端面溫度的升高,耐火襯里及鋼殼整體溫度升高,尤其是熱面磚、背襯磚溫度增加比較明顯。當熱端面溫度從1 100 升高到1 400 ℃時,鋼殼外表面溫度從177.2 逐漸增加到220.9 ℃,溫度變化不超過50 ℃,主要是因為隔熱磚和陶瓷纖維能夠阻隔大量熱量,使得氣化爐鋼殼溫度波動較小。

圖8 不同熱面磚熱端面溫度下耐火襯里和鋼殼的溫度分布Fig.8 Temperature distribution of refractory lining and steel shell under different end face temperatures of the hot-face brick

圖9為不同熱端面溫度下耐火襯里的等效應力分布規(guī)律。等效應力在熱面磚熱端面位置出現(xiàn)最大值,即此處最易產生裂紋,如圖10所示。從圖9可以明顯看到距爐膛中心越遠,耐火襯里的等效應力呈下降趨勢,而且熱面磚應力>背襯磚應力>鋼殼應力>隔熱磚應力,陶瓷纖維應力幾乎為0。不同熱端面溫度下耐火襯里應力變化規(guī)律基本一致,熱端面溫度越高,耐火襯里及鋼殼整體應力越大,尤其是熱面磚應力增加最為明顯。當熱面磚熱端面溫度從1 100 ℃升高到1 400 ℃時,熱端面應力從0.68 升高到1.10 GPa。

圖9 不同熱面磚熱端面溫度下耐火襯里和鋼殼的等效應力分布Fig.9 Equivalent stress distribution of refractory lining and steel shell under different end face temperatures of the hot-face brick

圖10 工業(yè)OMB 氣化爐內熱面磚(K 磚)端面處的裂紋Fig.10 Crack on the end face of the hot-face brick(K-brick)in the industrial OMB gasifier

圖11為不同熱面磚熱端面溫度下耐火襯里的等效應變分布。圖11中尖峰的橫坐標位置對應陶瓷纖維,尖峰縱坐標表示陶瓷纖維處的等效應變,可以看到陶瓷纖維處的等效應變迅速變化且數(shù)值最大,而且陶瓷纖維的等效應變遠遠大于耐火磚和鋼殼的等效應變。即使熱端面溫度高達1 400 ℃,熱面磚的最大應變也不超過0.01,而陶瓷纖維的最大應變可達到0.23。由放大圖可知,熱面磚應變>背襯磚應變>隔熱磚應變>鋼殼應變。在同一溫度下,熱面磚端面處應變最大,隨距爐膛中心距離增加應變先迅速減小,然后幾乎保持不變。背襯磚和隔熱磚處的應變逐漸減小,鋼殼處應變最小。隨著熱端面溫度的升高,耐火襯里及鋼殼的等效應變逐漸增加,而且熱面磚和背襯磚應變增加幅度更大。

圖11 不同熱面磚熱端面溫度下耐火襯里和鋼殼的等效應變分布Fig.11 Equivalent elastic strain distribution of refractory lining and steel shell under different end face temperatures of the hot-face brick

不同熱面磚熱端面溫度下熱面磚、背襯磚和隔熱磚的絕對變形量如圖12所示。從圖12可以看到熱面磚熱端面溫度從1 400 降低到1 100 ℃時,熱面磚絕對變形量逐漸從2.12 減小到1.62 mm。熱面磚熱端面溫度越低,背襯磚絕對變形量越小。熱面磚熱端面溫度從1 400 降低到1 100 ℃,背襯磚絕對變形量逐漸從1.95 減小到1.56 mm。背襯磚與隔熱磚絕對變形量的變化趨勢與熱面磚基本一致,但是隔熱磚的絕對變形量相對熱面磚和背襯磚而言非常小,當熱面磚熱端面溫度為1 400 ℃時,隔熱磚絕對變形量最大且為0.13 mm,當熱面磚熱端面溫度為1 100 ℃時,隔熱磚絕對變形量最小僅為0.07 mm。

圖12 不同熱面磚熱端面溫度下熱面磚、背襯磚和隔熱磚的絕對變形量Fig.12 Absolute deformation of hot-face brick,backup brick and heat isolation brick under different end face temperatures of the hot-face brick

3.3 不同熱面磚厚度影響

為探究不同熱面磚厚度影響,設置熱面磚熱端面溫度為1 300 ℃,分別計算不同厚度下耐火襯里及鋼殼的溫度、等效應力、等效應變和變形量分布規(guī)律。

圖13為熱面磚厚度對耐火襯里及鋼殼溫度分布的影響。從圖13可以看出,隨著熱面磚厚度的增加,耐火襯里及鋼殼的溫度逐漸降低。相比隔熱磚,熱面磚和背襯磚溫度下降更快。當熱面磚厚度從60 增加到230 mm 時,鋼殼外表面溫度從225.9 緩慢降低到206.4 ℃,溫度差別僅為19.5 ℃,表明熱面磚厚度對鋼殼外表面溫度影響較小。

圖13 不同熱面磚厚度下耐火襯里及鋼殼的溫度分布Fig.13 Temperature distribution of refractory lining and steel shell under different thickness of the hot-face brick

圖14為熱面磚厚度對耐火襯里及鋼殼等效應力分布的影響。由圖14可知熱面磚越厚,耐火襯里及鋼殼等效應力越小,該結果與文獻[17]相一致。熱面磚和背襯磚應力隨熱面磚厚度增加迅速減小,而隔熱磚和鋼殼應力變化較小。當熱面磚厚度大于180 mm 時,熱面磚熱端面處應力最大,距爐膛中心越遠,熱面磚應力先迅速減小然后基本持平;當熱面磚厚度小于180 mm 時,熱面磚熱端面處應力較小,距爐膛中心越遠,熱面磚應力先迅速增加然后幾乎保持不變。當熱面磚厚度為180 mm 時,熱面磚整體應力大小適中,而且分布均勻沒有明顯突變,表明當熱面磚厚度為180 mm 時,熱面磚結構最優(yōu),最有利于提高耐火襯里尤其是熱面磚的使用壽命。

圖14 不同熱面磚厚度下耐火襯里及鋼殼的等效應力分布Fig.14 Equivalent stress distribution of refractory lining and steel shell under different thickness of the hot-face brick

不同熱面磚厚度下耐火襯里及鋼殼的應變分布如圖15所示,圖15表明陶瓷纖維處應變最大,熱面磚、背襯磚和隔熱磚應變較小不超過0.009,且鋼殼應變最小僅為0.003。由放大圖可看到,隨著熱面磚厚度的增加,耐火襯里的應變逐漸減小,尤其是背襯磚區(qū)域應變減小趨勢最快。當熱面磚厚度大于180 mm 時,距爐膛中心越遠,熱面磚應變先減小后增加,當熱面磚厚度小于180 mm 時,距爐膛中心越遠,熱面磚應變先迅速增加然后基本保持不變。應變結果與圖14中的應力結果的變化規(guī)律基本一致,進一步說明熱面磚厚度180 mm 是一個比較優(yōu)化的結構尺寸。

圖15 不同熱面磚厚度下耐火襯里及鋼殼的應變分布Fig.15 Equivalent elastic strain distribution of refractory lining and steel shell under different thickness of the hot-face brick

圖16為不同熱面磚厚度下熱面磚、背襯磚和隔熱磚的絕對變形量。從圖16可以看到熱面磚厚度從60 mm 增加到230 mm,熱面磚絕對變形量逐漸從0.75 mm 增加到1.95 mm。背襯磚絕對變形量的變化趨勢與熱面磚正好相反,可以看到熱面磚越厚,背襯磚絕對變形量越小。熱面磚厚度為60 mm 時,背襯磚絕對變形量最大且為2.03 mm,熱面磚厚度為230 mm 時,背襯磚絕對變形量最小僅為1.81 mm。隔熱磚絕對變形量的變化趨勢比較復雜,由于隔熱磚區(qū)域溫度較低,隔熱磚絕對變形量較小且不超過1 mm。當熱面磚厚度為180 mm 時,隔熱磚絕對變形量最小僅為0.02 mm,當熱面磚厚度為150 mm 時,隔熱磚絕對變形量最大也只有0.61 mm?？傮w來說,隨著熱面磚厚度從60 mm 增加到230 mm,熱面磚絕對變形量逐漸增大,背襯磚絕對變形量逐漸減小,且熱面磚變形率大于背襯磚變形率。當熱面磚厚度增加,背襯磚絕對變形量最大,熱面磚絕對變形量次之,隔熱磚絕對變形量最小。

圖16 不同熱面磚厚度下熱面磚、背襯磚和隔熱磚的絕對變形量Fig.16 Absolute deformation of hot-face brick,backup brick and heat isolation brick under different thickness of the hot-face brick

4 結 論

(1)當熱面磚(K 磚)熱端面溫度為1 300 ℃時,熱面磚與背襯磚之間溫度為1 131.2 ℃,背襯磚與隔熱磚之間溫度為929.7 ℃,隔熱磚與陶瓷纖維之間溫度為441.8 ℃, 陶瓷纖維與鋼殼之間溫度為214.2 ℃,鋼殼外表面溫度為206.4 ℃,模擬計算結果能夠與工業(yè)數(shù)據(jù)較好吻合。熱面磚上部拐角處應力最大,陶瓷纖維應力幾乎為0,熱面磚應力>背襯磚應力>鋼殼應力>隔熱磚應力。熱面磚應變>背襯磚應變>隔熱磚應變>鋼殼應變。熱面磚和背襯磚的絕對變形量分別為1.94 和1.81 mm,而隔熱磚的絕對變形量僅為0.6 mm,遠小于熱面磚和背襯磚。鋼殼總變形量最小只有0.12 mm。

(2)熱面磚熱端面溫度升高,耐火襯里及鋼殼整體溫度升高,等效應力、等效應變也都相應增大。當熱端面溫度從1 100 升高到1 400 ℃時,對于3 種耐火磚而言,熱面磚的溫度、應力、應變和絕對變形量增幅均最大。在同一溫度下,等效應力和等效應變在熱面磚熱端面位置均出現(xiàn)最大值,即此處最易產生裂紋。

(3)隨著熱面磚厚度的增加,耐火襯里及鋼殼的溫度、等效應力和等效應變逐漸降低,但是熱面磚絕對變形量逐漸增大。相比隔熱磚和鋼殼,熱面磚和背襯磚的溫度和應力隨熱面磚厚度的增加下降更快。當熱面磚厚度為180 mm 時,熱面磚整體應力大小適中且分布均勻,而且應力結果與應變結果的變化規(guī)律基本一致,表明熱面磚最優(yōu)的厚度尺寸為180 mm,該結構有利于提高熱面磚的使用壽命。