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 能源動力與機械工程學院, 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、高壓的工作環境，容易受到各種因素的影響而出現失效現象。據統計，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或短時溫度過高、腐蝕、疲勞、結垢、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理[2]，大量文獻對這些受熱面失效的原因進行了分析[3-7]，但對于異物堵塞造成的受熱面失效的研究較少。

某電廠發生爆管的鍋爐為CFB(循環流化床)鍋爐。水冷壁爆管口位于該鍋爐前墻，水冷壁管設計材料級別為SA210A-1級，規格為50.8 mm×4.19 mm(外徑×壁厚)，水冷壁工質進口壓力為13 MPa，進口溫度為292 ℃，爆管前水冷壁管已累計運行了63 571 h。

由鍋爐車間提供的數據可知：該鍋爐近半年未發生過超負荷運行，半年平均負荷率為74.85%；鍋爐給水為母管給水，切泵時未發生過給水壓力不足的現象；鍋爐水冷壁管無壁溫監測系統；鍋爐底部床層和爐膛煙氣出口處設有溫度監測系統，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，筆者對失效管及其相鄰管進行了理化檢驗，并對傳熱過程進行了數值模擬。

1 理化檢驗

1.1 宏觀觀察

爆管現場照片如圖1所示，其中b管為失效管道，a，c管為其相鄰管道。對水冷壁外管墻面進行觀察，發現在爆口處附近外墻面的紅棕色保護墻變黑，這是因為爐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象，表明煙氣側未發生故障。與爆管相鄰的a，c管外壁存在明顯的溝槽狀沖刷痕跡，靠近爆口側的溝槽邊緣較為圓滑，遠離爆口側的溝槽有明顯棱角，說明溝槽是b管泄漏后工質向兩側沖刷引起的。

圖1 爆管現場照片

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，經測量，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，同時內、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。進一步對爆口邊緣進行壁厚測量，在爆口上側沿順時針方向測量一周，發現爆口邊緣的最小壁厚僅為1.2 mm，位于左側凸起的中間部位。

圖2 爆口宏觀形貌

對b管爆口部位及c管的相同位置取樣進行剖管檢查(見圖3)，由圖3可知，b管向火面內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管向火面內壁宏觀形貌

1.2 化學成分及力學性能測試

b管的化學成分如表1所示，符合標準ANSI/ASTM A210—1996 《鍋爐和過熱器用中碳素無縫鋼管規范》的要求。在b管距爆口處上、下未鼓包區域各截取一段爐管，以加工力學性能試樣，分別對向火面和背火面進行力學性能測試，結果如表2所示。測試結果表明，這些部位的斷后伸長率、屈服強度、抗拉強度、硬度等均符合標準ANSI ASTM A210/A210M的要求。

表1 b管的化學成分 %

表2 b管的力學性能測試結果

1.3 金相檢驗與能譜分析

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，未出現魏氏組織或貝氏組織，說明在爆管前溫度未達到SA210A-1鋼的臨界溫度730 ℃。同時，珠光體呈與爆口方向一致的縱向線性分布。b管遠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，由于爐管長時間運行，因此也存在2.5級的輕度球化現象。

圖4 b，c管的顯微組織

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

表3 b管內壁產物的EDS結果 %

表4 c管內壁產物的EDS結果 %

1.4 管道和聯箱檢查

在對管道其余部位進行檢查時，發現b管和未爆爐管的向火面均出現鼓包現象(見圖5)。對b管所在的下聯箱進行內窺鏡檢查，發現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個部分。

(1) 爐膛內部高溫煙氣對水冷壁壁面的傳熱。發生爆管的是水冷壁管，因為煙氣流速較慢，對壁面的對流換熱量不大，主要以熱輻射為主。有研究表明:水冷壁熱輻射產生的換熱量占總換熱量的95%以上[8]，因此在模擬時只考慮壁面熱輻射的影響，換熱量主要取決于爐內煙氣的溫度。

(2) 爐管內壁的熱量傳遞方式為熱傳導，其速率與爐管材料的導熱系數有關。

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

2.2 傳熱模型及邊界條件

對外徑為50.8 mm，壁厚為4.19 mm的管道及其實際鰭片進行建模，對堵塞異物進行等體積簡化，同時模擬爆管時異物卡住的情形。在爐管內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

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

2.3 模擬結果

爐管穩態時的溫度分布數值模擬結果如圖8所示，由圖8可知，爐管向火面的溫度為559～879 ℃。當水冷壁溫度為550 ℃時，其對應的許用應力為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，由于這部分壁面溫度升高，因此其受到的應力大于許用應力。

圖8 爐管穩態時的溫度分布數值模擬結果

3 綜合分析

結合內壁產物成分分析與水質pH檢測，爆管原因并非為給水品質不合格。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管內壁產物主要為Fe3O4，其他管壁內壁產物主要為Fe2O3，這是因為向火面局部高溫導致致密的Fe2O3氧化層轉化為疏松多孔的Fe3O4氧化層。

根據強度校核及數值模擬結果，可推測爆管時爆口附近向火面溫度超過550 ℃，綜合推測爆管時向火面溫度為550～730 ℃。

結合數值模擬可知：異物存在于爐水循環管道中，隨著工質的流動，在可能位置發生堵塞現象，而堵塞造成爐水流通不暢，管壁局部溫度過高導致工作壓力超過550 ℃時，對應溫度下的許用應力為12.7 MPa，在壓力及堵塞物的共同作用下，爐管出現鼓包現象，爐管管壁壁厚減薄，管內體積增大，異物脫離并滾落至下一個堵塞點，循環這個過程，直到爐管管壁承受不住壓力發生爆管。

4 結論

(1) 爆管的化學成分和力學性能均符合標準要求；內壁產物的化學成分與水質檢測記錄表明爆管原因與給水品質無關。

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

(3) 結合上述理化檢驗和傳熱模擬分析，可發現管道局部溫度對應的許用應力低于工作壓力，證實了這次爆管原因為異物堵塞。