鍋爐水冷壁爆管原因

單詩劍, 王子豪, 劉有龍, 孟繁琦, 單思珂, 劉 忠

(華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院, 北京 102206)

鍋爐受熱面是鍋爐熱量交換的載體，其長期處于高溫、高壓的工作環(huán)境，容易受到各種因素的影響而出現(xiàn)失效現(xiàn)象。據(jù)統(tǒng)計(jì)，在鍋爐的失效事故中，70%均為受熱面失效[1]。受熱面失效的主要原因有長時(shí)或短時(shí)溫度過高、腐蝕、疲勞、結(jié)垢、磨損等，且這些失效的受熱面都有較為明顯的特征和失效機(jī)理[2]，大量文獻(xiàn)對(duì)這些受熱面失效的原因進(jìn)行了分析[3-7]，但對(duì)于異物堵塞造成的受熱面失效的研究較少。

某電廠發(fā)生爆管的鍋爐為CFB(循環(huán)流化床)鍋爐。水冷壁爆管口位于該鍋爐前墻，水冷壁管設(shè)計(jì)材料級(jí)別為SA210A-1級(jí)，規(guī)格為50.8 mm×4.19 mm(外徑×壁厚)，水冷壁工質(zhì)進(jìn)口壓力為13 MPa，進(jìn)口溫度為292 ℃，爆管前水冷壁管已累計(jì)運(yùn)行了63 571 h。

由鍋爐車間提供的數(shù)據(jù)可知：該鍋爐近半年未發(fā)生過超負(fù)荷運(yùn)行，半年平均負(fù)荷率為74.85%；鍋爐給水為母管給水，切泵時(shí)未發(fā)生過給水壓力不足的現(xiàn)象；鍋爐水冷壁管無壁溫監(jiān)測(cè)系統(tǒng)；鍋爐底部床層和爐膛煙氣出口處設(shè)有溫度監(jiān)測(cè)系統(tǒng)，底部床層溫度為850～910 ℃，爐膛煙氣出口處溫度約為880 ℃。

為查明該鍋爐水冷壁爆管的原因，筆者對(duì)失效管及其相鄰管進(jìn)行了理化檢驗(yàn)，并對(duì)傳熱過程進(jìn)行了數(shù)值模擬。

1 理化檢驗(yàn)

1.1 宏觀觀察

爆管現(xiàn)場(chǎng)照片如圖1所示，其中b管為失效管道，a，c管為其相鄰管道。對(duì)水冷壁外管墻面進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)在爆口處附近外墻面的紅棕色保護(hù)墻變黑，這是因?yàn)闋t管外墻面遇到爆管泄漏的水后在高溫下變黑，觀察外墻面并沒有明顯腐蝕或者磨損現(xiàn)象，表明煙氣側(cè)未發(fā)生故障。與爆管相鄰的a，c管外壁存在明顯的溝槽狀沖刷痕跡，靠近爆口側(cè)的溝槽邊緣較為圓滑，遠(yuǎn)離爆口側(cè)的溝槽有明顯棱角，說明溝槽是b管泄漏后工質(zhì)向兩側(cè)沖刷引起的。

圖1 爆管現(xiàn)場(chǎng)照片

爆口的宏觀形貌如圖2所示，由圖2可知：爆口位于水冷壁管向火面，經(jīng)測(cè)量，爆口長為60 mm，寬為25 mm，呈喇叭口狀，邊緣明顯減薄，爆口略偏離管子中心軸線，整體呈塑性開裂特征，爆管外表面無明顯沖刷痕跡，同時(shí)內(nèi)、外壁氧化皮厚度較薄，且在爆口附近沒有看到平行于爆口的縱向裂紋。進(jìn)一步對(duì)爆口邊緣進(jìn)行壁厚測(cè)量，在爆口上側(cè)沿順時(shí)針方向測(cè)量一周，發(fā)現(xiàn)爆口邊緣的最小壁厚僅為1.2 mm，位于左側(cè)凸起的中間部位。

圖2 爆口宏觀形貌

對(duì)b管爆口部位及c管的相同位置取樣進(jìn)行剖管檢查(見圖3)，由圖3可知，b管向火面內(nèi)壁存在明顯的氧化皮剝離痕跡，有氧化皮脫落留下的凹陷和孔洞，c管向火面內(nèi)壁呈紅棕色，表面較為光滑，無腐蝕跡象。

圖3 b，c管向火面內(nèi)壁宏觀形貌

1.2 化學(xué)成分及力學(xué)性能測(cè)試

b管的化學(xué)成分如表1所示，符合標(biāo)準(zhǔn)ANSI/ASTM A210—1996 《鍋爐和過熱器用中碳素?zé)o縫鋼管規(guī)范》的要求。在b管距爆口處上、下未鼓包區(qū)域各截取一段爐管，以加工力學(xué)性能試樣，分別對(duì)向火面和背火面進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)試，結(jié)果如表2所示。測(cè)試結(jié)果表明，這些部位的斷后伸長率、屈服強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度、硬度等均符合標(biāo)準(zhǔn)ANSI ASTM A210/A210M的要求。

表1 b管的化學(xué)成分 %

表2 b管的力學(xué)性能測(cè)試結(jié)果

1.3 金相檢驗(yàn)與能譜分析

b，c管的顯微組織如圖4所示，由圖4可知：爆口處為正常的鐵素體+珠光體，珠光體球化程度為2.5級(jí)，未出現(xiàn)魏氏組織或貝氏組織，說明在爆管前溫度未達(dá)到SA210A-1鋼的臨界溫度730 ℃。同時(shí)，珠光體呈與爆口方向一致的縱向線性分布。b管遠(yuǎn)離爆口處微觀形貌和c管的微觀形貌都為正常的鐵素體+珠光體，由于爐管長時(shí)間運(yùn)行，因此也存在2.5級(jí)的輕度球化現(xiàn)象。

圖4 b，c管的顯微組織

b，c管內(nèi)壁產(chǎn)物的能譜分析(EDS)結(jié)果如表3，4所示，由表3，4可知：b管內(nèi)壁產(chǎn)物主要含有鐵、氧元素，還有少量碳、鈣等元素；結(jié)合X射線衍射儀對(duì)b管及c管內(nèi)壁產(chǎn)物進(jìn)行成分分析，發(fā)現(xiàn)b管內(nèi)壁產(chǎn)物主要為Fe3O4，c管內(nèi)壁產(chǎn)物主要為Fe2O3。由于沒有發(fā)現(xiàn)大量氯離子和磷酸根離子，且在以往的水質(zhì)檢測(cè)記錄中，爐水的pH為9～11，因此排除了給水品質(zhì)不合格的影響。

表3 b管內(nèi)壁產(chǎn)物的EDS結(jié)果 %

表4 c管內(nèi)壁產(chǎn)物的EDS結(jié)果 %

1.4 管道和聯(lián)箱檢查

在對(duì)管道其余部位進(jìn)行檢查時(shí)，發(fā)現(xiàn)b管和未爆爐管的向火面均出現(xiàn)鼓包現(xiàn)象(見圖5)。對(duì)b管所在的下聯(lián)箱進(jìn)行內(nèi)窺鏡檢查，發(fā)現(xiàn)在周圍水冷壁管入口處卡著一塊異物(見圖6)。異物尺寸約為40 mm×40 mm×20 mm，其主要成分為CaCO3和Ca3(PO4)2。

圖5 b管及其他爐管鼓包外觀

圖6 水冷壁管入口處異物宏觀形貌

2 基于FLUENT軟件的傳熱模擬分析

2.1 傳熱過程

傳熱過程大致分為以下3個(gè)部分。

(1) 爐膛內(nèi)部高溫?zé)煔鈱?duì)水冷壁壁面的傳熱。發(fā)生爆管的是水冷壁管，因?yàn)闊煔饬魉佥^慢，對(duì)壁面的對(duì)流換熱量不大，主要以熱輻射為主。有研究表明:水冷壁熱輻射產(chǎn)生的換熱量占總換熱量的95%以上[8]，因此在模擬時(shí)只考慮壁面熱輻射的影響，換熱量主要取決于爐內(nèi)煙氣的溫度。

(2) 爐管內(nèi)壁的熱量傳遞方式為熱傳導(dǎo)，其速率與爐管材料的導(dǎo)熱系數(shù)有關(guān)。

(3) 水冷壁管壁內(nèi)部工質(zhì)的傳熱情況較為復(fù)雜，受固體物堵塞的影響，既有工質(zhì)與管道、工質(zhì)與堵塞物的對(duì)流換熱，也有堵塞物與內(nèi)壁面的熱傳導(dǎo)，同時(shí)堵塞物的具體形狀和其在內(nèi)壁中的堵塞情況也不明確。

2.2 傳熱模型及邊界條件

對(duì)外徑為50.8 mm，壁厚為4.19 mm的管道及其實(shí)際鰭片進(jìn)行建模，對(duì)堵塞異物進(jìn)行等體積簡化，同時(shí)模擬爆管時(shí)異物卡住的情形。在爐管內(nèi)壁與固體堵塞物接觸面處，由于接觸面積較小，因此將堵塞物與接觸面的接觸狀況簡化為點(diǎn)與面的接觸，管道傳熱模型如圖7所示。

圖7 管道傳熱模型

水冷壁的進(jìn)口壓力設(shè)置為13 MPa，進(jìn)口溫度設(shè)置為292 ℃，出口為自由出口。流化床爐內(nèi)溫度低于一般鍋爐，由溫度檢測(cè)系統(tǒng)可得，底部床層溫度為850～910 ℃，爐膛煙氣出口處溫度約為880 ℃，因此設(shè)定水冷壁及其鰭片的向火面一側(cè)為受熱壁面，其熱量來自于880 ℃的熱輻射。

2.3 模擬結(jié)果

爐管穩(wěn)態(tài)時(shí)的溫度分布數(shù)值模擬結(jié)果如圖8所示，由圖8可知，爐管向火面的溫度為559～879 ℃。當(dāng)水冷壁溫度為550 ℃時(shí)，其對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力為12.7 MPa[9]，小于水冷壁的工作壓力13 MPa。即在異物堵塞的局部范圍內(nèi)，由于這部分壁面溫度升高，因此其受到的應(yīng)力大于許用應(yīng)力。

圖8 爐管穩(wěn)態(tài)時(shí)的溫度分布數(shù)值模擬結(jié)果

3 綜合分析

結(jié)合內(nèi)壁產(chǎn)物成分分析與水質(zhì)pH檢測(cè)，爆管原因并非為給水品質(zhì)不合格。b管向火面爆管處的氧化皮脫落，其他管壁表面較為光滑，b管內(nèi)壁產(chǎn)物主要為Fe3O4，其他管壁內(nèi)壁產(chǎn)物主要為Fe2O3，這是因?yàn)橄蚧鹈婢植扛邷貙?dǎo)致致密的Fe2O3氧化層轉(zhuǎn)化為疏松多孔的Fe3O4氧化層。

根據(jù)強(qiáng)度校核及數(shù)值模擬結(jié)果，可推測(cè)爆管時(shí)爆口附近向火面溫度超過550 ℃，綜合推測(cè)爆管時(shí)向火面溫度為550～730 ℃。

結(jié)合數(shù)值模擬可知：異物存在于爐水循環(huán)管道中，隨著工質(zhì)的流動(dòng)，在可能位置發(fā)生堵塞現(xiàn)象，而堵塞造成爐水流通不暢，管壁局部溫度過高導(dǎo)致工作壓力超過550 ℃時(shí)，對(duì)應(yīng)溫度下的許用應(yīng)力為12.7 MPa，在壓力及堵塞物的共同作用下，爐管出現(xiàn)鼓包現(xiàn)象，爐管管壁壁厚減薄，管內(nèi)體積增大，異物脫離并滾落至下一個(gè)堵塞點(diǎn)，循環(huán)這個(gè)過程，直到爐管管壁承受不住壓力發(fā)生爆管。

4 結(jié)論

(1) 爆管的化學(xué)成分和力學(xué)性能均符合標(biāo)準(zhǔn)要求；內(nèi)壁產(chǎn)物的化學(xué)成分與水質(zhì)檢測(cè)記錄表明爆管原因與給水品質(zhì)無關(guān)。

(2) 爆管和其他管道均出現(xiàn)鼓包現(xiàn)象，且在下聯(lián)箱的管道入口處發(fā)現(xiàn)有固體異物堵塞，故推測(cè)固體堵塞物是造成這次爆管的根本原因；異物堵塞后的工質(zhì)流通不暢，引發(fā)的局部溫度過高以及堵塞物對(duì)管道擠壓作用是造成這次爆管的直接原因。

(3) 結(jié)合上述理化檢驗(yàn)和傳熱模擬分析，可發(fā)現(xiàn)管道局部溫度對(duì)應(yīng)的許用應(yīng)力低于工作壓力，證實(shí)了這次爆管原因?yàn)楫愇锒氯?/p>