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浏览:- 发布日期:2022-10-17 15:41:31【

单诗剑,王子豪,刘有龙,孟繁琦,单思珂,刘 忠

(华北电力大学 能源动力与机械工程学院,北京 102206

摘 要:对某电厂循环流化床锅炉水冷壁的鼓包爆管事故进行了化学成分力学性能金相检验 和能谱分析,结合管道及联箱检查对失效管道进行数值模拟结果表明:失效管道的化学成分和力 学性能均符合标准要求,金相检验结果也未见明显异常;在管道及联箱中发现了异物堵塞和多处鼓 包现象,数值模拟强度校核证实了异物堵塞是造成爆管的直接原因,同时发现失效管道堵塞时向 火面的局部温度为550~730 。 

关键词:锅炉水冷壁;爆管;物堵塞;数值模拟 

中图分类号:TG115.5 文献标志码:B 文章编号:1001-4012(2022)06-0066-04

锅炉,于高温,而出现失效现象据统计,在锅炉的失效事故中, 70%均为受热面失效[1]受热面失效的主要原因有 长时或短时温度过高腐蚀疲劳结垢磨损等,这些失效的受热面都有较为明显的特征和失效机 [2],大量文献对这些受热面失效的原因进行了分 [3-7],但对于异物堵塞造成的受热面失效的研究 较少

某电厂发生爆管的锅炉为 CFB(循环流化床) ,SA210A-1 ,50.8 mm× 4.19mm(外径×壁厚),13 MPa,292,爆管前水冷63571h由锅炉车 间 提 供 的 数 据 可 知:未 发 生 过 超 负 荷 运 行,半 年 平 均 负 荷 率 为 74.85%;锅炉给水为母给水,水压力不足 的 现 象;锅 炉 冷 壁 ;锅炉底部 床 层 和 炉 膛 烟 气 出 口 处 设 有 温 度 监 测系统,底部床 层 温 度 为 850~910 ℃,炉 膛 烟 气 出口处温度约为880 。 

为查明该锅炉水冷壁爆管的原因,笔者对失效 管及其相邻管进行了理化检验,并对传热过程进行 了数值模拟

1 理化检验 

1.1 宏观观察 

爆管现场照片如图1所示,其中 b管为失效管 ,a,c观察,,这是因为炉管外墙面遇到爆管泄漏的水后在高 温下变黑,观察外墙面并没有明显腐蚀或者磨损现 ,表明烟气侧未发生故障与爆管相邻的 外壁存在明显的沟槽状冲刷痕迹,靠近爆口侧 a, c槽边缘较为圆滑,远离爆口侧的沟槽有明显棱角,明沟槽是b管泄漏后工质向两侧冲刷引起的

爆口的宏观形貌如图2所示,2:位于水冷壁管向火面,经测量,60mm,25mm,呈喇叭口状,边缘明显减薄,爆口略偏离 管子中心轴线,整体呈塑性开裂特征,爆管外表面无 明显冲刷痕迹,同时内外壁氧化皮厚度较薄,且在 爆口附近没有看到平行于爆口的纵向裂纹进一步 对爆口边缘进行壁厚测量,在爆口上侧沿顺时针方 向 测 量 一 周,发 现 爆 口 边 缘 的 最 小 壁 厚 仅 为 1.2mm,位于左侧凸起的中间部位


b管爆口部位及c管检查(见图3),由图3,b内壁明显的氧化皮剥离痕迹,和孔洞,c管向火面内壁呈红棕色,表面较为光滑, 无腐蚀迹象


1.2 化学成分及力学性能测试 

b管的化学成分如表1所示,符合标准 ANSI/ ASTM A2101996b口处,,火面和背火面进行力学性能测试,结果如表2所示测试结果表明,这些部位的断后伸长率屈服强度抗拉强度硬度等均符合标准 ANSIASTM A210/ A210M 的要求


1.3 金相检验与能谱分析

b,c管的显微组织如图4所示,由图4可知:口处为正常的铁素体+珠光体,珠光体球化程度为 2.5,未出现魏氏组织或贝氏组织,说明在爆管温度未达到 SA210A-1 钢 的 临 界 温 度 730 ℃,珠光体呈与爆口方向一致的纵向线性分布b 管远离爆口处微观形貌和c管的微观形貌都为的铁素体+珠光体,由于炉管长时间运行,也存 2.5级的轻度球化现象。 


b,c管内壁产物的能谱分析(EDS)结果如表3, 4所示,由表3,4:b元素,还有少;X 线b管及c管内壁产物进行成分分析,b产物主要为Fe3O4,c管内壁产物主要为Fe2O3于没有发现大量氯离子和磷酸根离子,且在往的 水质检测记录中,炉水的pH 9~11,因此排除了 给水品质不合格的影响。 


1.4 管道和联箱检查 

在对管道其余部位进行检查时,发现 b管和未 爆炉管的向火面均出现鼓包现象(见图5)。b所在的下联箱进行内窥镜检查,发现在周围水冷壁 管入口处卡着一块异物(见图 6)。异物尺寸约为 40mm×40mm×20mm,其主要成分为 CaCO3 Ca3(PO4)2

2 基于FLUENT软件的传热模拟分析 

2.1 传热过程

传热过程大致分为以下3个部分

(1)炉膛内部高温烟气对水冷壁壁面的传热发生爆管的是水冷壁管,因为烟气流速较慢,对壁面 的对流换热量不大,主要以热辐射为主有研究表 :水冷壁热辐射产生的换热量占总换热量的95% 以上[8],因此在模拟时只考虑壁面热辐射的影响,热量主要取决于炉内烟气的温度

(2)炉管内壁的热量传递方式为热传导,其速 率与炉管材料的导热系数有关

(3),,堵塞物的对流换热,也有堵塞物与内壁面的热传导, 同时堵塞物的具体形状和其在内壁中的堵塞情况也 不明确。 

2.2 传热模型及边界条件 

对外径为50.8mm,壁厚为4.19mm 的管道及 其实际鳍片进行建模,对堵塞异物进行等体积简化, 同时模拟爆管时异物卡住的情形在炉管内壁与固 体堵塞物接触面处,由于接触面积较小,因此将堵塞 物与接触面的接触状况简化为点与面的接触,管道 传热模型如图7所示。 

水冷壁的进口压力设置为13MPa,进口温度设 置为292 ,于一般锅炉,,850~910 ,炉膛烟气出口处温度约为880 ,此设定水冷壁及其鳍片的向火面一侧为受热壁面, 其热量来自于880 的热辐射

2.3 模拟结果

炉管稳态时的温度分布数值模拟结果如图8,由图8可知,炉管向火面559~879当水冷壁温度为 550 ℃ ,12.7MPa [9],小于水冷壁的工作压力 13 MPa在异物堵塞的局部范围内,由于这部分壁,因此其受到的应力大于许用应力。 



3 综合分析

原 结合内壁产物成分分析与水质 pH 检测,爆管 因并非为给水品质不合格b管向火面爆管处氧化皮脱落,其他管壁表面较为光滑,b内壁主要为 Fe3O4,其他管壁内壁产物主要为 Fe2O3,是因为向火面局部高温导致致密的 Fe2O3 氧化层 转化为疏松多孔的 Fe3O4 氧化层

根据强度校核及数值模拟结果,可推测爆管时 爆口附近向火面温度超过550 ,综合推测爆管时 向火面温度为550~730

结合数值模拟可知:物存在于炉水循环管道 ,随着工质的流动,在可能位置发生堵塞现象,堵塞造成炉水流通不畅,管壁局部温度过高导致工 550 ,12.7 MPa,,现鼓包现象,,,物脱离并滚落至下一个堵塞点,循环这个过程,直到 炉管管壁承受不住压力发生爆管。 

4 结论

(1)合标准要 ;明爆原因与给水品质无关

(2)爆管和其他管道均出现鼓包现象,联箱的管道入口处发现有固体异物堵塞,故推测固 体堵塞物是造成这次爆管的根本原因;异物堵塞后 的工质流通不畅,引发的局部温度过高以及堵塞物 对管道挤压作用是造成这次爆管的直接原因

(3)结合上述理化检验和传热模拟分析,可发 现管道局部温度对应的许用应力低于工作压力,实了这次爆管原因为异物堵塞

参考文献: [1] 赵广羽,侯春江,沈立宏,.基于大数据平的锅主要受热面故障诊断及预警系统研发[J].通信,2021,34(6):76-78. [2] 沈美华,祝新伟,潘金,.原因及主要特征[J].理化(),2013,49 (8):533-537. [3] 曾令,,,.皮生成原因与对策[J].,2010,43(12):46- 50. [4] 林少文,胡平,,.广5壁爆管原因分析[J].广,2002,15(3):69-71. [5] 吴跃.[J]., 2021,36(5):57-60. [6] 谭晓蒙,,,.蚀失 效分析[J].内蒙古电,2020,38(5):68-71. [7] 张冰清,,张志,.火电管失效 原因分析[J].热力发电,2019,48(5):97-101. [8] 汤鹏,,,.20G 钢锅炉水[J].,2016,40(1): 101-105. [9] .ASMED 应力 的查[J].,2006(2):33-38.

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