（四川大学化工学院 四川成都 610065；中国石化集团四川维尼纶厂 重庆 401254）
摘要：四川维尼纶厂新区1#、2#锅炉是30万吨/年醋酸乙烯项目配套公用工程项目。投运初期，1#、2#锅炉炉膛四角水冷壁发生多次爆管，全部集中在燃烧器框架区域，严重影响了锅炉装置的安全稳定生产。通过水冷壁爆管部位现场查验，并利用专业分析手段，对锅炉水冷壁管材料和结构设计两个方面进行详细分析发现，燃烧器固定方式设计缺陷是水冷壁爆管的主要原因。制定整改方案，将燃烧器原有槽钢框架改为角钢框架，并改变焊接位置。改造完成后锅炉运行至今，水冷壁未发生爆管。
关键词：水冷壁爆管；分析；燃烧器区域；应力；结构；
一、背景情况介绍
四川维尼纶厂新区1#、2#锅炉是30万吨/年醋酸乙烯项目配套公用工程项目。两台蒸汽锅炉均为460t/h高温高压自然循环汽包炉，型号为UG-460/9.8-M2。锅炉为单筒锅，自然循环，集中下降管，倒U型布置的固态排渣煤粉炉，锅炉前部为炉膛，四周布满膜式水冷壁，炉顶、水平烟道及转向室均布置了顶棚、包墙膜式过热器和高、低温过热器，尾部竖井烟道中交错布置上、下级省煤器和上、下级空气预热器。2013年以来，两台锅炉水冷壁多次发生爆管，主要集中在炉膛四角燃烧器区域，一个月内同一弯管部位就发生3次爆管，这不仅严重影响了锅炉本身安全稳定运行，同时提高了非计划停开车生产成本，所以对水冷壁爆管原因进行分析和彻底解决水冷壁爆管问题显得极为紧迫和重要。
二、锅炉基本情况
1.设计参数
1.1锅炉设计参数（表1）：
1.2 煤质燃料特性（表2）：
1.3 主要性能指标（表3）：
2.缺陷宏观情况
该锅炉水冷壁管采用膜式水冷壁，材质20G，规格为Φ60×6mm，是高温高压燃煤锅炉水冷壁常规配置。通过炉内水冷壁检查发现：⑴两侧靠近燃烧器的5根水冷壁未变形外，其余紧挨着约有100多根水冷壁管束，向外弯曲变形较严重。尤其在燃烧器两个打焦孔之间，靠前墙部位沿水平方向的最大变形量约为76mm，高度为5米左右，变形面积约为15m2；⑵炉膛内后墙有22根管束向内弯曲变形。该部位沿水平方向的最大变形量约为30mm，高度为3米左右，变形面积约为10m2。并对爆管部位进行割管取样，对水冷壁试样进行宏观检测、厚度和超声波检测发现，水冷壁外观情况比较好，壁厚并未出现减薄，爆管部位外表面光滑，在弯管处焊缝末端存在一周向裂纹，裂纹在样管表面呈直角形，开口较宽，断口上有很多韧窝，初步判断是应力集中所致。
图1 样管形貌
三、爆管原因分析
为了更加准确地找到水冷壁爆管原因，必须有可能导致水冷壁爆管的原因进行逐一分析，川维厂锅炉装置共有五台运行锅炉，燃料、锅炉软水、操作控制基本都一致，其他锅炉并未发生类似情况，所以燃料、水质和操作并不是引起1#、2#炉水冷壁爆管的原因。经过分析，水冷壁材料和锅炉及附件设计有可能是本次爆管的原因，首先从材料入手，对锅炉水冷壁管设计、制造资料进行了详细的查阅，设计及设备制造资料完整，符合设计要求。于是对试样进行材料化学成分、力学性能和金相分析。
1.材料分析
1.1 化学成分和力学性能分析
查阅该设备实际图纸和使用的水冷壁管的材质证书发现，水冷壁管相关质量证明文件齐全，执行标准和热处理状态 均符合设计要求。
从表4看出，水冷壁的化学成分和力学性能符合材料标准要求，能够完全满足我厂锅炉运行的工况。
1.2金相分析
对试样进行了组织全貌和晶粒度微观分析，组织委铁素体+珠光体，晶粒度8级，内外壁均无脱碳，满足设计和使用要求（图2）。
图2 金相图
2.结构设计分析
鉴于水冷壁几次爆管均是锅炉四角水冷壁管束，且在燃烧器区域附近，于是对可能影响水冷壁自由膨胀的相关因数进行一一排查，对锅炉横向刚性梁腰形孔、燃烧器弹簧吊架、水冷壁膨胀导向装置进行试验，均达到要求，并未对水冷壁膨胀产生影响。遂对燃烧器固定框架区附近水冷壁管建立三维立体模型，对燃烧器角部水冷壁由进行编号，序号从1至22号管子。如图3俯视图和图4三维立体图所示，通过三维立体模型演示发现：⑴序号为1、2、3、8、11、12、13、17号管子属于被拉出炉膛，在总高度8120mm区域内，序号1、2、3、8、11、12、13、17号管至少有约7000左右长度不接受炉膛辐射放热。而其余管子与燃烧器槽钢框架焊接构成一次密封，在整个燃烧器区域高度内受到炉膛的辐射放热，所以序号为1、2、3、8、11、12、13、17号管子与其余管件存在一定程度的热偏差。⑵燃烧器区域框架依靠与序号8、序号17管子两侧的角焊缝，焊熘高6mm，焊缝长度6086mm进行焊接固定，在整个焊接长度范围内，水冷壁管未设置弯头，未考虑燃烧器框架与受热面管子的膨胀差，该处设计结构存在缺陷。⑶序号8和序号17管子，与框架焊接的底部最低点至水冷壁工地拼接焊缝标高11790mm，高度差仅720mm，在这个高度内，仅设置一个连续弯头（序号8弯管半径200mm，序号17弯管半径为120mm），即在整个燃烧器区域高度8120mm内，上述各种原因累计的涨差均由这720mm长度的连续弯头进行吸收。此弯头不足以吸收燃烧器区域涨差（序号17结构优于序号8结构），造成该部位（三维建模绿色弯头）应力过大（特别是在启停炉阶段）。
图4 燃烧器区域水冷壁及燃烧器框架三维建模
通过对锅炉燃烧器区域水冷壁结构分析、汇总，得出结论：⑴是燃烧器区域水冷壁管所接受炉膛的辐射热不均，使该区域水冷壁管及管件存在一定程度的热偏差；⑵是燃烧器区域框架整体焊接在水冷壁管上，框架与水冷壁管之间的焊缝为单管角焊缝，且燃烧器框架刚性远远大于两侧水冷壁管，尚未考虑燃烧器框架与水冷壁管因接受炉膛辐射热不均的膨胀差。当锅炉正常运行时，炉膛内温度很高，焊缝位置的水冷壁管受到框架制约，无法自由膨胀；⑶是燃烧器框架底部区域水冷壁管设置的弯头柔性不足，刚性有余，当烧器区域水冷壁管的热膨胀应力累积作用到该处时，不足以吸收燃烧器区域存在的胀差，尤其是在启停等运行中，因热应力过大而频繁爆管。
通过水冷壁和燃烧区框架结构分析发现，燃烧器槽钢框架焊接在水冷壁上造成水冷壁各管束之间受热不均匀，自由膨胀量不同，是导致水冷壁爆管的主要因素；另外燃烧器底部水冷壁管只设置一个弯头无法吸收完燃烧器区域的胀差，是水冷壁爆管的次要因素。
四、解决对策
经过全面的分析发现，材料不是发生爆管的原因，燃烧器框架焊接固定方式和弯管设计是水冷壁受热不均多次发生爆管的主因，必须实施改造。
新的燃烧器固定方式结构设计必需考虑结构简单、固定可靠、具备炉膛水冷壁的膨胀间隙，并考虑一次密封内受热管与炉膛外非受热管热涨差，需要考虑非受热管具备足够的柔性以吸收涨差。鉴于角钢圈结构的柔性优于槽钢圈结构，同时它与水冷壁管的排列布局更合理，在锅炉启停等运行中，框架与水冷壁管接受辐射热的偏差较小，相互间的传热与等温性较好，且框架与受热面水冷壁管的热膨胀系数较接近，同意将原设计燃烧器区域的槽钢圈结构改为角钢圈结构，角钢固定框架两侧，分别焊接在1、2#和11、12#管上（双管焊接），实质上比原设计的槽钢固定框架两侧，分别焊接在8#和17#管上（单管焊接），其强度更好，相互间的受热更均。并在8#管原设计结构的基础上，新设计3个膨胀弯，以增加其柔性，避免再次撕裂。图5、图6和图7水冷壁角部简图和三维模型。
图5 框架焊接示意简图
图 7 改造后的角部水冷壁俯视图
五、结论
1.通过对燃烧器固定架、弯管和爆管水冷壁进行整改，两台锅炉投运投运至今，锅炉水冷壁再没有出现类似情况下的爆管情况。
2.川维厂1#、2#水冷壁爆管原因并不多见，通过本案例的分析和整改，希望在以后的锅炉设计中能够给予一定的指导建议，减少运行期间水冷壁发生爆管的概率。
作者简介：
张立坤（1983-），男，2006年毕业于吉林大学建筑环境与设备工程专业 ，获学士学位，现在中国石化集团四川维尼纶厂设备管理处工作，中级工程师。
论文作者:张立坤
论文发表刊物:《电力设备》2016年第15期
论文发表时间:2016/11/7
标签：水冷论文; 锅炉论文; 燃烧器论文; 框架论文; 炉膛论文; 区域论文; 序号论文; 《电力设备》2016年第15期论文;