锅炉再热器管（精选8篇）
锅炉再热器管 篇1
在传统的工业生产活动中, 热管的使用并不十分显著, 但是在长期的发展过程中, 热管所具有的热传导性逐渐凸现出来, 并且被人们广泛应用在生产活动中, 随着时间的发展, 由热管所组成的热管换热器更是成为一种显著的节能设备。热管的应用面十分广泛, 例如在电力的发展中, 锅炉的使用过程中以及在交通、纺织等各行各业中, 我们都能够看到热管的身影。加强热管的应用, 我们不仅能够获得较高的经济收益, 同时也能为减少大气污染作出贡献, 因此值得进一步的推广。
1 热管的原理以及特性
热管是由不同的零件组成的一个封闭系统。这些零件包括管壳、吸液芯等。管壳在一般情况下都是由金属构成的, 并且在管壳的两端会分别焊接端盖, 在其内部也会装有由多孔性物质所组成的管芯, 但是应该注意的是, 如果热管属于重力式的, 那么在其内部就不会存在管芯的设计。将工质注入进管内后, 将其进行密封的处理。随着物理变化的发生, 会发生热传递的现象, 管内的工质会转化为蒸气的形式而被挥发掉, 从而将管中的压力移向另一边, 增加了另一边的压力, 当蒸气与吸热芯表面相接触时, 会产生放热的现象, 由此循环往复的进行着, 工质就是在这一过程中将产生的热量逐渐传导给冷的一段, 这就是热管的工作原理。
了解了热管的工作原理后, 我们可以总结出热管所具有的特性, 也就是具有较高的热传导效率, 这也是热管最大的优势所在。因为热管内具有较小的电阻, 我们又称热管为超导体。同时, 因为热管是封闭的构造, 因此在实际的工作中, 我们不需要向管中加入工作液, 在长时间的使用过程中也不必担心会出现损坏, 因为热管具有持久耐用的特点。随着时代的发展, 热管不仅仅应用在工业的生产活动中, 同时也广泛应用在其他的生产活动中, 这是热管的重要发展成果之一。下面, 我们以工业生产中的应用为例, 进行具体的阐述, 使人们更加了解热管的应用, 最终为促进社会的发展做出贡献。
2 热管换热器的工业应用实例
2.1 锅炉改造的基本情况
在实际的工作中, 热管的应用较为广泛, 其中主要还是应用在工业的生产活动中。在这一过程中, 我们以某化工公司的粉煤蒸汽锅炉为例, 进行具体的分析。该化工公司在进行生产的活动中, 长期使用粉煤蒸汽锅炉, 已经运行了8 年之久。在这一装置中, 我们主要采用了列管式换热器对烟道的尾气进行吸热处理, 这样有助于空气的进入, 起到助燃的效果, 使锅炉内的煤炭得到充分的燃烧, 从而起到提升锅炉燃烧效率的作用, 同时也能有效的降低煤炭的使用量, 因此具有一定的推广意义。但是在锅炉运行地过程中, 并没有达到完美无缺的地步, 其中依然是存在一定的缺陷是需要我们处理的。
首先, 通常情况下, 锅炉内的温度不能得到有效的提升是造成锅炉燃烧效率不高的主要原因, 在达到320℃后, 温度就很难得到进一步的提高, 所以需要消耗大量的煤炭资源, 造成一定的浪费。与此同时, 热风的温度也是需要进行严格的控制的, 如果热风的温度过低, 不仅会造成煤粉在后期无法得到充分的燃烧, 同时还会导致达不到指定的着火温度, 进而影响到锅炉的运行。
其次, 在烟道尾气进行排放的过程中, 温度始终难以得到有效的提升也是我们经常遇到的问题, 这就会导致热能无法达到正常的使用效率。锅炉在运行的过程中, 首先要对成本进行应有的控制, 因此提高燃烧效率是必要的举措, 充分地使用管道的余热能够将锅炉的运行成本得到有效的降低。在这种情况下, 我们就需要对锅炉所产生的余热进行有效的改造, 具体的改造方案应该遵循提高热传导效率的原则进行, 所以我们采用以下的方案进行改造。
首先将锅炉的尾部进行置换, 提高可用的空间, 安装热管空气预热器, 这一装置的运行主要是为了对烟气的热量进行有效的吸收, 以达到降低排放温度的效果。同时, 利用热管的优势, 将通过热管中的空气进行初级的预热, 在将温度进行第一次的提升后, 再进行第二次温度的提升, 最终达到50℃的效果, 这样一来, 装置的使用效率就会得到有效的提升, 同时也达到了降低成本的目的。
改造后, 整体框架保持不变。为适应热管换热器的布置, 将原烟道下灰管下移, 烟道气排出道和空气风道适当改变并尽量维持原烟道、空气道的特性。热管换热器分4 组, 采用与水平倾斜13°后并排放置在近空气风道的一侧。在原锅炉基础钢柱上架设横梁以支承热管装置, 并适当增加支梁和挡板以固定热管换热器, 同时封闭烟气道和空气道。
2.2 改造特点
热管空气预热器中所用热管为普通型、碳钢+水、热虹吸管 (重力热管) 式。为使热管装置持续高效、经济运行, 改造设计时综合考虑了装置的积灰、串风、阻力及使用寿命等问题, 具备下列特点。
2.2.1 注意避免露点现象
因为烟道气温度在170℃左右, 属于低温余热回收, 热管换热器工作时, 易出现凝露现象, 使换热管腐蚀, 导致换热管积灰。为此在改造设计中将每组换热器沿烟气流向分为2 个区, 通过调节热管表面翅片和翅片间距, 使每一区内热管的加热段和冷却段换热面积达到合适比值, 以控制热管壁温在工作状态下高于露点, 防止产生凝露现象。这样既达到了低温余热回收目的, 又避开灰堵现象, 从而延长热管装置寿命。
2.2.2 着重解决积灰问题
热管换热器设计不合理容易造成灰堵, 一方面影响换热效果, 另一方面会增加烟气道阻力, 从而相应增加风机功耗。为此, 在设计中除采取上述措施避免换热器在露点温度下工作外, 适当加大烟气流速, 使流速达到8m/s, 以便在合适的阻力范围内达到自清灰的目的。此外, 采用表面光滑的镍基钎焊翅片热管, 也为不积灰创造了有利条件。
2.2.3 保持系统阻力较小
采用全渗层镍基钎焊翅片管热管, 管片焊接率100%, 管排少, 使系统阻力控制在合适范围内。
2.2.4 装置漏风基本为零
冷热介质互窜, 不仅增加鼓、引风机功耗, 严重时还会影响到锅炉正常运行。因此换热器设计时采用热管全焊接工艺, 使之固定在中隔板上, 有效地将烟气和空气隔开, 彻底解决了换热器工作时两种介质互窜问题。
2.3 应用效果
利用热管进行余热回收改造后, 烟气排放温度降至140℃左右, 入炉一次热风温度从330℃提高至370℃左右, 达到了锅炉燃烧时对风温的要求。与此同时, 显著降低了锅炉的煤耗。经测试, 针对锅炉燃用热值为20900k J/kg的本地无烟煤, 在额定负荷 (75t/h) 下运行, 吨蒸汽煤耗从260kg下降至240kg, 按年运行8000h、燃煤价格160元每吨计算, 年经济效益为190 万元, 投资回收期为0.15 年。
3 结束语
由热管元件组成的热管换热器具有传热效率高、结构紧凑、体积小、安装方便及对其它设备无影响、流体阻力小、不需维修和外加动力、有利于控制露点腐蚀等优点。用碳钢作管壳的热管换热器, 一般在一年之内可收回全部投资, 使用寿命七年以上。
参考文献
[1]邢振祥, 郭会敏, 方彬.余热回收的高效节能热管换热器[J].山西能源与节能, 2009 (1) .
[2]邢振祥, 郭会敏, 方彬, 等.余热回收高效节能热管换热器应用与工作介质的研究[J].应用能源技术, 2009 (7) .
[3]徐伟, 陈思嘉, 何燕, 等.热管技术在余热回收中的应用研究进展[J].广东化工, 2007 (2) .
锅炉再热器管 篇2
【关链词】热管；换热器；空气预热器
锅炉空气预热器所安装的位置，处在锅炉烟道的低温段位置，该预热器实际上就是对于排烟的余热来对于进入到录让内部的助燃空气进行预加热，促使空气在未燃烧的情况下就达到一个良好的燃烧状态下，这对于提升炉膛温度、锅炉热效率、降低燃煤使用量等方面来说，起到了至关重要的作用。该空气预热器本身主要是属于气型换热器。下文主要针对燃煤锅炉热管式空气预热器技术进行了全面详细的分析。
1.传统列管式空气预热器存在的问题
在运行的过程中，列管式预热器是具体工作原理主要是热气从管道内部纵向通过之后，空气会从管道的外部通过，在这期间，热气和空气直接通过管壁来达到换热的目的，进而实现了针对空气进行加热处理的目。在实际使用的过程中，预热器运行期间存在着以下几个方面的问题：
1.1漏风
当管子在长期使用的过程中被烟尘所磨穿或者被严重腐蚀之后，就会出现漏风的情况，这直接导致大量的空气流入到烟气之中，对于整个锅炉本身的安全性、经济性来说，带来了直接影响。
l）使送风引风机负荷加大，电耗加大。
2）由于烟气中混人空气，使得烟温降低，空气预热效果降低，锅炉效率下降，燃煤量增加。
3）当漏风严重时，燃烧所需空气量不够，影响锅炉出力，进而影响生产。
1.2腐蚀
由于烟气本身是直接在管内进行流动，并且持续不断的向外传热，这也就导致烟气管道的每个管子方向的管壁温度有着一定的差异性。如此一来，部分管子始终处在最大腐蚀温度条件之下，长时间之后必然导致管壁穿孔现象出现。
1.3黏性堵灰
工作在烟道低温段的空气预热器堵灰与腐蚀是密切相关的。在酸露点以下工作的管子由于硫酸结露，产生翁灰现象。传统列管式空气预热器由于每根管子两端的管壁温度差别大，很难避开酸露点，致使腐蚀严重，黏性堵灰也很严重且清理很困难。
2.热管式空气预热器技术分析
2.1热管技术发展概况
1968年，美国第1次成功地将热管技术应用于航天器及高空航空器热控制。20世纪80年代初，美国又制造出第1只低成本热管，使热管技术从“天”上转到“地”上，热管制造成本的降低，使该技术应用范围迅速扩大。中国从20世纪70年代开始进行用于航空航天领域的热管技术的理论研究和试验，并日益广泛地用于节能换热等领域。
2.2热管工作原理
热管的典型结构见图1，它由管壳、毛细多孔材料（吸液芯）和蒸气腔（蒸气通道）所组成。从传热状况看，热管沿轴向可分为蒸发段、绝热段、冷凝段3部分。工作时，蒸发段因受热而使毛细材料中的工作液体（工作介质）蒸发，蒸气流向冷凝段，在这里受到冷却使蒸气凝结成液体，液体再沿多孔材料靠毛细力的作用流回蒸发段。如此循环，热量由热管的一端传至另一端。由于汽化潜热大，所以在极小的温差下就能把大量的热量从热管的蒸发段传至冷凝段。热管几乎是在等温状态下传递热量，导热速度快。实验表明，1根长为0.6m、直径为13mm、质量为0.34kg的热管，在10℃工作温度下输送20W的能量，其温降仅为0.5℃。而输送同等能量的同样长的实心铜棒质量为0.7kg，两端温差竟高达70℃。绝热段作为蒸气通道的不工作部分不承担传热任务，而是为了分开冷、热源并使热管能适应某种布置方式而设置的比叼。
当热管在地面上应用时，只要将热管倾斜放置，加热段在下，冷却段在上，便可利用重力来帮助凝液回流，这样对吸液芯的要求大大降低。当热管与水平方向倾角达到某值时，就可以不加吸液芯，完全依靠重力回流液体，这种热管称为重力热管（或称热虹吸管）。重力热管结构简单，制造容易，成本低，适用于节能工程中。
2.3热管式空气预热器技术特点
1）热管式空气预热器能彻底解决漏风问题。
依据热管换热器本身的具体运行原理以及工作方式来看，采取热管方案的形式，能够切实有效的解决其中所呈现出的漏风问题。而之所以能够起到良好效果，就是由于在实际工作运行期间其中的冷热介质之间被严格的隔开，即便是在这一过程中热管本身被烟气所磨穿，那么也仅仅只能够导致热管失效的现象出现，但另外一端的热管在这期间会依然处在一个完好的狀态之下，避免了外部空气进入到管道内部影响烟气的可能性，所以，该方案有效的解决了漏风问题。
2）热管方案可以减轻腐蚀及控制腐蚀。
热管本身是等温传热效应，也就是管道壁上各个不同的部分温度基本是相等的，如此以来便可以通过让热管只在酸露点以上工作的形式降低腐蚀现象。在壁温自身的温度超出酸露点10℃的情况下，可以有效的防止热面出现受腐蚀的情况。而对于本身处在低温段之下空气预热器来说，可以采取针对设计参数进行调整的方式，来促使在最大腐蚀温度之下的热管管壁温度能够提升，防止最大腐蚀温度对于管壁带来的强烈腐蚀效果，保证热管的腐蚀速度能够处在0.2mm/a。如果说能够使用厚度为2.5mm壁厚的热管，那么在热管方案的保护之下，其工作寿命至少能够保持在10a左右。
3）热管方案的使用，能够最大限度的缓解轻积灰以及堵灰现象，并且在有需要的情况下还可以直接采取避免堵灰的措施。而在该方案本身实际执行的过程中，可以促使热管本身的管壁温度超出酸露点，也就是达到了避免松散性积灰现象出现的目的。
4）热管式空气预热器换热效率高，空气预热效果好，节煤，并且工作稳定性好。
3.结语
综上所述，热管式空气预热器在和列管式空气预热器进行比较之后，能够明显的发现，热管式预热器所呈现出的优势有预热温度高、节省燃料、寿命较长等。特别是热管式预热器能够良好的解决传统预热器的漏风问题、腐蚀问题等，经济效益提升效果极为明显。因此，应当要对于燃煤锅炉热管式空气预热器技术加以广泛的应用，这对于我国的热能供给行业起到极大推动作用。
参考文献
[1]张海峰，唐平.一种气-液翅片管式热管换热器的研制[J].科技信息，2011（10）
[2]苑明舫.换热器运行稳健度的蒙特卡罗评价方法[J].化工装备技术，1999（02）
锅炉再热器管 篇3
为了保证设备今后运行不再出现类似问题, 特对该裂纹的失效原因及机理进行分析。为同类工况下类似设备安全运行和使用提供可借鉴的经验。
一、数据收集
该预热器主要技术参数见表1, 转化气成分如表2所示。结构简图如图2所示。
二、检查测试
1. 宏观检查
对换热器管程筒体进行宏观检查, 发现筒体纵焊缝热影响区沿纵向开裂。通过渗透 (PT) 检测发现筒体内侧复合板上裂纹呈网状分布, 部分裂纹扩展较深。
2. 试样切取
管程筒体复合板金相检查和X射线能谱 (EDS) 分析的切割方案如图3 所示, 包括含裂纹试样1 和试样2, 以及裂纹旁切取的试样3、试样4 和试样5。其中, 试样1 磨制纵截面 (厚度方向) , 观察复合板金相显微组织、缝以及裂纹形态;试样2 磨制复合层横截面 (表面方向) , 观察不锈钢金相显微组织和裂纹形态, 并对不锈钢复合层进行EDS分析;试样3 磨制复合层横截面 (表面方向) , 观察金相显微组织;试样4 磨制基材横截面 (表面方向) , 观察金相显微组织;试样5 磨制纵截面 (厚度方向) , 观察复合板总体金相显微组织。
拉伸试样和冲击试样均取自图3 中15Cr Mo R基材, 取样位置如图4 所示, 其中近不锈钢侧拉伸试样取试样1, 冲击试样分别取试样1、2、3, 15Cr Mo R基材侧拉伸试样取2 和3, 冲击试样取试样4、5、6。
3. 金相检查
对切取的试样利用金相显微镜和扫描电子显微镜观察金相组织, 利用显微硬度计和布氏硬度计对材料的硬度进行测试。
(1) 试样2 和试样3 复合层横向金相检查。对复合层横向试样观察金相组织:复合层为奥氏体, 部分晶粒呈孪晶分布, 在奥氏体基体上存在金黄色、规则形状的氮化钛夹杂;按照GB/T6394-2002《金属平均晶粒度测定方法》中的截点法进行晶粒度的测定, 复合层晶粒度级别为8.5 级;布氏硬度为HB176, 维氏硬度为204.77。
(2) 试样4 基材横向金相检查。对基材横向试样观察金相组织:基体为铁素体+ 珠光体组织, 珠光体有球化倾向;按照GB/T6394-2002《金属平均晶粒度测定方法》中的截点法进行晶粒度的测定, 15Cr Mo R的晶粒度级别数为9 级;布氏硬度为HB149, 维氏硬度为173.88。
(3) 试样1 和试样5 复合板纵向金相检查。
①焊缝:复合板焊缝形态为波浪状, 焊缝附近有少量的夹杂等缺陷, 未发现复合板分层剥离。
②基材显微组织:复合板截面基材金相试样观察金相组织为铁素体+ 珠光体组织、显示轧制方向、珠光体有球化倾向、布氏硬度为HB142, 维氏硬度为156.78。
4. 金相组织和硬度检查结果分析
(1) 组织形貌分析。通过金相组织分析, 如图5, 基材15Cr Mo R钢的珠光体区域完整, 层片状碳化物开始分散, 趋于球状化, 晶界有少量碳化物。根据DL/T787-2001《火电厂用15Cr Mo钢珠光体球化评级标准》, 对复合板15Cr Mo R钢的球化级别为2 级 (倾向性球化) 。
(2) 裂纹形貌分析。
①取样部位主裂纹。主裂纹深度方向 (板厚方向) 的形态如图6 所示, 裂纹已经贯穿0Cr18Ni10Ti复合层, 穿过结合面, 在15Cr Mo R基材继续扩展约8.8mm;裂纹平直, 穿晶扩展, 没有明显的分叉。在焊缝附近没有发现其它裂纹。复合层微观形貌:除主裂纹外, 还有多条与主裂纹垂直的裂纹在0Cr18Ni10Ti复合层表面。
②取样部位次裂纹。主裂纹附近取样 (试样3) , 观察0Cr18Ni10Ti复合层的裂纹状况。裂纹萌生于复合层内壁并向结合面方向扩展。复合层内壁上分布着大量的裂纹, 部分裂纹已扩展且连接在一起, 部分裂纹较短且有明显的分叉现象、穿晶扩展、裂纹尖端前缘被富氧的沉积物覆盖。
5. 不锈钢复合层成分分析
对不锈钢复合层0Cr18Ni10Ti进行了EDS分析, 分别对不锈钢晶界和晶内的成分分析数据见表3、4, 对比发现两处Cr含量相当, 晶界处未发现贫Cr现象。
6. 力学性能试验
(1) 15Cr Mo R+0Cr18Ni10Ti复合板常温拉伸试验。
①拉伸试样取样位置如图4所示。尺寸如图7所示。
②试验结果及结论。15Cr Mo R材料常温拉伸试验数据和GB6654-1996《 压力容器用钢板》 中给出的标准值对应数据见表5。通过拉伸应力- 应变曲线及常温拉伸试验数据与标准值对比可知该预热器管程基材15Cr Mo R材质力学性能指标满足国家标准要求。
(2) 15Cr Mo R+0Cr18Ni10Ti复合板常温冲击试验。
①冲击试样取样位置如图5 所示, 尺寸如图8。
②试验结果及结论。15Cr Mo R材料常温试验数据和GB6654-1996《压力容器用钢板》中给出的标准值对比见表6, 试样编号为1~3 的试样取自近不锈钢面的15Cr Mo R材料, 试样编号为4~6 试样取自远离不锈钢面的15Cr Mo R材料。
由表2 ~ 4 常温冲击试验数据与标准值对比可知, 管程基材15Cr Mo R材质冲击功均大于标准中规定的数值, 符合国家标准要求。
7. 管程筒体复合板失效原因分析
对管程筒体复合板材料金相显微组织、硬度检测和力学性能试验显示15Cr Mo R材料符合标准要求, 表明筒体复合板裂纹失效与材料本身无关。
对复合板裂纹分析表明, 裂纹萌生于0Cr18Ni10Ti复合层内壁且裂纹穿晶扩展, 复合层无敏化现象, 无明显的腐蚀现象发生, 复合板主裂纹发生在基材纵焊缝热影响区, 说明开裂沿着材料抵抗力最弱区域和承受周向最大主应力方向开裂, 抽查试样上的裂纹平直, 无分叉现象, 这显示开裂可能与温差应力和材料脆化相关。
复合板0Cr18Ni10Ti一侧所受热应力来自于两方面:一是内外温差引起的热应力, 二是不同热膨胀系数 (温度在100 ~ 400℃内, 15Cr Mo R材料的热膨胀系数为11.9 ~ 13.7×10-6/℃, 0Cr18Ni10Ti材料的热膨胀系数为16.0 ~ 17.5×10-6/℃) 引起的热应力。当母材15Cr Mo R的温度不变时, 则由于热膨胀系数不同产生的应力计算公式为:
式中:E——弹性模量;
α——热膨胀系数;
Δt——温差。
对复合层材质0Cr18Ni10Ti, 取200℃时的材料参数进行计算, 具体参数见表7。
当由于热膨胀系数不同产生的应力达到或超过抗拉强度 (520MPa) 时, 复合层将发生开裂, 此时对应的温差为:
已知管程入口的介质温度为328℃, Δt=169℃, 则当复合层的温度瞬间由328℃降至159℃时, 对应的热应力将达到材料在常温下的抗拉强度 (520MPa) 此时将会导致复合层开裂。
由于换热管束泄漏, 当壳程内高压锅炉水泄漏至管程内壁时, 会引起复合层的瞬间降温, 造成复合层和基材之间瞬态温差产生的热应力超过材料的强度极限导致裂纹萌生, 多条裂纹同时产生、最后扩展汇合。
三、损伤机理分析
1. 内部腐蚀减薄
高压锅炉给水预热器管程筒体基体材料为15Cr Mo R、复合层材料为0Cr18Ni10Ti;介质为转化气且含有水和二氧化碳, 故预热器管程潜在的腐蚀减薄类损伤为二氧化碳腐蚀。据EDS检测抽查部位不锈钢复合层无敏化现象, 材质对其介质具有较强的耐腐蚀性, 内部腐蚀减薄速率不会导致设备裂纹失效。
2. 外部腐蚀
查验设备操作温度在外腐蚀发生的温度范围之外, 故不存在外部腐蚀的可能性。
3. 高温氢腐蚀
管程介质转化气中含有氢气。当奥氏体不锈钢复合层开裂后, 氢气将直接作用到15Cr Mo R基材上。据该设备管程入口的操作参数和介质成分, 管程入口的氢分压0.9MPa (130.5psi) , 温度310 ℃ (590°F) , 其在Nelson曲线中的位置位于1Cr-0.5Mo曲线以下, 处于可接受使用区域, 故不存在高温氢腐蚀的可能。但当基材溶解大量氢时, 会造成基材的氢脆, 直接导致基材在突变的低应力下开裂。
4. 内衬失效
由于管程材料为爆炸复合层钢板, 故存在内衬失效的可能性。
5. 应力腐蚀开裂及疲劳
管、壳程介质中不存在S、Cl等应力腐蚀敏感物质, 无应力腐蚀开裂机理, 设备的操作条件, 操作工况稳定, 可排除疲劳失效模式。
6. 热应力
金属材料受到急热或急冷时局部温度发生剧变, 其内部将产生较大温差, 产生不规则变形从而形成高热应力, 甚至可能超过材料的屈服极限导致开裂或金属部件损坏。热应力引发的表面开裂多呈现为“发丝状”裂纹。其主要影响因素有较大的温差、不同的热膨胀系数及材料本身的缺陷。
四、结语
通过材料宏观检查、金相分析、力学性能测试及损失机理分析, 由于换热管束泄漏导致壳程的低温高压锅炉水不断向管程泄漏从而引起管程筒体表面温度突变, 当管程筒体复合层和基材之间的瞬态温差达到159℃时, 就会造成复合板因高热应力开裂, 由于纵焊缝热影响区较为薄弱, 故最先在此开裂后导致设备失效泄漏。
设备修复后为防止后续运行中此类失效的再次发生及提高设备运行的可靠性, 建议:第一, 控制工艺波动的幅度, 尤其是操作温度的突变对设备造成的损伤;第二, 每6 个月采用声发射等无损检测方法对该设备 (尤其是返修附近部位) 的开裂情况进行检测;第三, 若监测的操作温度异常波动、检测发现设备异常缺陷应立即停车处理;第四, 加强对设备的日常巡检, 制定可靠的事故预案并进行必要的事故处理应急演练。
参考文献
[1]姜求志、王金瑞等《火力发电厂金属材料手册》.北京.中国电力出版社.2000.
锅炉再热器管 篇4
关键词：热管空气预热器,主要参数,选型
0 引言
热管换热器的选型设计是一个比较复杂的问题,要想较好的完成这一工作,必须根据必要的原始数据,给定的约束条件,进行有关的热力、阻力计算,以确定合理的传热面布置,最终完成总体计算[1]。本文在大量查阅热管换热器相关文献基础上[2,3,4,5,6,7,8,9],针对某电厂实际情况,确定了利用热管换热器取代暖风机的换热方案,并在此基础上对该热管换热器的主要参数进行了选定。
1 换热方案拟定
锅炉具体参数如下:
锅炉型号:SG-130型;额定蒸发量:130 t/h;过热蒸汽压力:3.92 MPa;过热蒸汽温度:450℃;给水温度:172℃;热风温度:350℃;排烟温度:176℃;锅炉热效率:91.09%。
该锅炉为固态排渣煤粉炉,设计煤种发热量Qar,gr=14 128 kJ/kg,实际燃用煤质Qar,gr=10 886 kJ/kg。由于煤质较大幅度下降,使得尾部受热面进口温度下降100℃以上,造成热风温度低至280～300℃(设计温度350℃);制粉系统出力不足,从而造成锅炉燃烧不稳定,不能正常负压运行。
根据实际情况,对锅炉进行了严密的热力计算以及烟风阻力计算,考虑了汽包运行安全性及锅炉出力、过热汽温等因素,确定了换热方案。拟定割除部分二级省煤器受热面,以提高二级空气预热器及其尾部受热面的进口烟温,同时由于热风温度提高,采用前置式热管空气预热器。
1.1 热管空预器代替暖风器方案的确定
查阅该锅炉近年来运行数据可知该炉热风温度设计值为350℃,而实际运行仅达到280～300℃,这一温度偏差既与进口烟温有关,也与暖风器投运长期不正常有关。暖风器不正常运行造成低温段空气预热器一直低于延期酸露点(140℃)约40℃以上,使这部分预热器受热面受到酸腐蚀造成堵灰、甚至穿孔而大量漏风(最大漏风率48%),导致热风温度严重偏低。因此决定应用导热能力强、低温抗腐蚀和积灰性能好、漏风极小,且烟风阻力小等特点的热管预热器来取代暖风器。利用热管完全取代暖风器,消除了利用率低的蒸汽暖风器,既简化系统,便于热管布置,提高设备可靠性,又做到预热冷风不需要耗用饱和蒸汽。由于热管出口风温高至100℃以上,极大减轻了低温段热管式空气预热的器腐蚀、堵灰和磨损,同时,热交换温差大,换热效率高,排烟温度可降至60℃,可提高锅炉效率。热管空预器代替暖风器改造后,初期投资30万元,经过测试发现改造后该锅炉的热效率提高了0.5%,发电煤耗下降了1.5 g/kWh,每年按6 000 h计算,每年可节约标煤225 t,按每吨标煤600元,仅此一项每年可以节约13.5万元;此外采用热管空预器取代暖风器后,就减少了1.97 t/h过热蒸汽耗量,这部分蒸汽折算成货币,每年可以节约19.7万元,提高热效率和减少蒸汽耗量的直接经济效益一年可达到33.2万元,经过经济分析发现改造后运行不到一年即可收回投资。
1.2 减少二级省煤器受热面的选择
从实际运行工况看,锅炉二级省煤器进口烟温仅530℃左右,比原厂设计值626.7℃低近100℃,这既与锅炉燃用煤质有关(该锅炉实际燃用煤热值比设计煤种热值低),也与锅炉结构有关。原厂家设计二级受热面为447 m2(错列),省煤器出口水有8%沸腾度,在以前的改造中将其改为顺列布置568 m2,多布置受热面121 m2。因此,要提高空气预热器出口风温,还必须提高其进口风温,而拆除部分受热面是最简单最有效的技术措施。因为只要控制汽包进水温度与汽包壁温相差不大于40℃,即可保证汽包安全运行,同时对锅炉出力,过热汽温不会产生影响,仅是水冷壁热负荷增加,炉内水冷壁汽化层标高上升一些而已。亦即省煤器吸收的这部分热量已在炉内补偿,对锅炉热效率也没有不良影响。经过详细的热力计算,决定拆除受热面的50%(即280 m2),采取这一措施改造后受热面比原厂家的受热面447 m2少38.8%,进入汽包的水温仍为汽包饱和压力下的温度255℃,仅是原设计的省煤器出口水的8%沸腾度已没有,对锅炉未构成任何不良影响。因此,选择是比较符合实际情况的。
2 主要参数确定
2.1 煤质特性的选择
该电厂选用的煤质多变,难以选择,因此根据该厂多年以来的多次热力实验时分析值的平均值进行计算,又考虑锅炉在煤质最差情况下仍能确保安全正常地运行,故选用煤质情况如下:Car=30.3%,Har=1.8%,Nar=0.47,Sar=4.69%,Aar=48.35%,Mar=22.1%,Vdaf=22.1%,Qar,net=11 073 kJ/kg
2.2 设计用烟气量、空气量的确定
各量确定方法如下:
(1)实际煤耗量
其中Dpw=2.6 t/h
(2)计算煤耗
其中q4=9
(3)理论空气量
V
V0k=1.016×V
(4)热管空气预热器进口与空气预热器出口处过量空气系数
β″ky=α″1-Δα1-Δαzf=1.09 (5)
式中 β″ky——空气预热器出口过量空气系数;
α″1——炉膛出口过量空气系数,取值为1.25;
Δα1——炉膛漏风系数取,0.06;
Δαzf——制粉漏风系数,取0.1。
β′ky=β″ky+ΔαkyⅡ+ΔαkyⅠ+ΔαkyR=1.23 (6)
式中 β″ky——热管空气预热器进口过量空气系数;
ΔαkyⅡ,ΔαkyⅠ,ΔαkyR——分别为高温空气预热器、低温空气预热器以及热管空气预热器漏风系数,其取值分别为0.06、0.06以及0.02。
(5)热管空气预热器入口处实际空气量
Vgk=Bj×B′ky×V0k=134 829 Nm3/h (7)
(6)空气预热器进口烟气量计算
V′y=VRO2+VN2+VO2+VH2O=1.866×(Car+0.375×Sar)+0.8×Nar+0.79×α″1×V0k+0.21×(α″1-1)×V0k+1.24×Mar+1.61×V0k+11.1Har+0.016×(α″1-1)×V0k=4.3 548 Nm3/kg (8)
Vy=[V′y+(α″ky-α″1)×V0k]×Bj=170 595 Nm3/kg (9)
式(9)中α″ky为二级过热器、二级省煤器,三组空预器烟道的漏风系数之和,按标准取1.46。
根据以上计算,选取热管预热器入口处的烟气量为170 595 Nm3/kg,空气量134 829 Nm3/kg。
2.3 热管空预器进出口风温和烟温的选择
(1)进口冷风温度的选择,根据本地区气候环境变化规律及各台炉原冷风温度的计算值,选定进口冷风温度为30℃。
(2)出口风温的选择。提高空气预热入口的空气温度以提高空预器冷段受热面壁温,防止腐蚀和堵灰。结合该厂各台炉的运行经验,把冷空气加热到100℃,既基本上可以防止腐蚀,又可考虑到现场布置热管受热面的可能性、造价、排烟温度等综合因素。因此,出口风温当选100℃。
(3)进口烟温的选择。考虑到锅炉进行综合治理,减少50%的二级省煤器受热面后,经过严密的热力计算,空预器进口烟温可达到220℃,故设计中取进口烟温为220℃。
(4)排烟温度的选择。选取较低的排烟温度可以提高锅炉热效率,节省燃料,但却导致受热面温压降低,热管受热面随着温压的降低而增大,运行中因阻力增加风机所耗的电能也随之增大。另外,烟气对热管受热面的腐蚀速度也与壁温有关,烟温低,壁温低,将会引起严重的低温腐蚀。据热管制造厂的试验验证[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10],热管管壁温度的高低不完全由烟温决定,热管本身具有调节冷、热两侧热阻来控制壁温的性能,可比管式空气预热器壁温高20～30℃。因此烟温的要求就可以比管式预热器低一些。结合该厂130 t/h炉的烟气特性,设计中将排烟温度由原设计的176℃选为160℃,这样锅炉的热效率可以提高1%。
2.4 烟、空气流速及其阻力的确定
(1)空气侧流速及其阻力的选择比烟气侧较易,空气流速的选择只与传热、流阻有关。受改造现场限制,且空气侧长度只允许在2 m以内,因此选择了3～3.5 m/s的标准流速,风侧流阻控制在392 Pa,这样既有利于现场布置,又兼顾了传热、流阻。实际流速为6.32～9.15 m/s,空气侧流阻约为300 Pa。
(2)烟气流速的确定与受热面的传热强度、流速、磨损和积灰等有关。选择合理的烟气流速是一个技术经济问题。特别是该锅炉低温省煤器为错列布置,流速为7.19～7.7 m/s,投运仅1万h左右即严重磨穿受热面管束而被迫改为顺列布置,同时本锅炉排放烟尘浓度高达100 g/Nm3,因此烟速的选择难度更大。首先,在空气流速已确定后,采用烟气流速过低会使传热强度下降,所需受热面增大,但现场条件限制不可能使烟速过低。反之流速过高,虽然会加强传热减少受热面而节省钢材,但烟气流速过高,会加剧受热面磨损,使风机电耗增加。因此,考虑到热管本身结构与光管省煤器、空气预热器不同,烟气对热管的冲刷主要集中在45°角范围,结合该厂烟气特性及尾部受热面使用的经验,选择热管空气预热器中标准流速2.5～2.75 m/s,热管受热面实际平均流速为8.3～9.3 m/s,这个流速既考虑到对传热、流阻、磨损的影响,也有利于烟气对关闭灰尘的吹灰作用,是比较合适的。烟气侧流阻应控制在588 Pa以内,实际设计烟侧阻力均小于340 Pa。
2.5 最低管壁温度的选择
热管空预器最低壁温的选择直接影响到其能否安全经济运行,该电厂锅炉燃用高硫高灰分烟煤,烟气露点高达143℃,当受热面温度低于烟气露点时,烟气中的水蒸气和三氧化硫会结合成硫酸凝结在受热面上,既严重地腐蚀管壁,又极易粘附灰尘,在受热面上形成硬块状堵灰,并加剧腐蚀[11],因此,要使热管壁温均高于露点温度,必须提高排烟温度,这就必然要降低锅炉热效率。因此,根据有关低温腐蚀铁机理与壁温的关系,以及该电厂锅炉低温段受热面运行中,当壁温低于酸露点35℃以下时是严重腐蚀区的经验,与热管厂家协商,决定将热管预热器内管排布置成应用段和试验段,应用段管壁温度最低147℃,完全避开了烟气酸露点,属安全腐蚀区;试验段管壁温度为89.4～100℃,属轻微腐蚀区。经投运表明,热管末端低温腐蚀是轻微的,这是因为在热管中烟气流过蒸发段,空气流过冷凝段,而热管内部工质是相变传热,并始终处于饱和状态,使得管壁温度始终稳定在所规定的水平上。
2.6 热管参数的确定[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10]
在上述条件确定后,我们对热管参数进行了选择,在结合结构、传热、磨损、流阻、腐蚀、制造工艺等各项条件后,迭代计算确定,该锅炉热管应用段直径Φ25 mm,总数968支。试验段管直径Φ32 mm,总数264支。两种直径管的壁厚均为3 mm,烟侧肋距8～12 mm,空气侧肋距5～20 mm,根据体积及肋效率确定空气侧和烟气侧肋片肋高12.5～14 mm,为了调节壁温空气侧第4～6排采用无肋片热管(即肋距∞)。考虑到腐蚀与磨损、工艺条件,烟侧肋厚取1.5 mm,空气侧取1.0 mm。
2.7 热管预热器布置型式的确定[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10]
目前国内应用重力热管预热器的厂家多采用微倾斜布置,与水平成10°～15°。有关资料也介绍,最佳倾角为40°～50°,对于这类直径小,管束长的热管,倾角过小将影响液池液位,还使得液膜厚度沿周向发生变化,对携带极限也有影响。根据该电厂的现场条件,热管预热器布置选择如图1所示。这种布置即保证了烟、空气相对逆流,烟气流动方向也垂直于热管管束,传热效果基本一致,又便于烟、风管道的连接和今后热管元件的反面使用或更换,经投运验证,这一型式是完全可行的。
4 结语
实践验证,该电厂130 t/h热管空预器在高硫高灰浓度的恶劣烟气条件下,性能稳定,能安全经济运行,可取代蒸汽暖风器,大大减轻了管式空气预热器的腐蚀、磨损、堵灰、漏风,实现了锅炉机组的安全负压运行。同时,也验证了对热管空预器的选型和主要参数的确定是比较经济合理的。
参考文献
[1]郎逵,乔中复,尚国森.热管技术与应用[M].沈阳:辽宁科技出版社,1984.
[2]冯小洁.电站锅炉空气预热器改造方案研究[J].节能技术,1999,17(1):9-11.
[3]陈敏,张素军.高温热管热风炉在白炭黑工业中的应用[J].节能技术,1999,17(1):11-12.
[4]刘纪福,曲伟,夏新林,等.热风炉剖析及热管式热风炉[J].节能技术,1995,13(1):40-44.
[5]张素军.热管技术在冶金烧结机上应用的节能经济分析[J].节能技术,2007,25(5):190-192.
[6]苏俊林,王震坤,矫振伟.热管式高效型煤锅炉研究[J].节能技术,2007,25(2):413-415.
[7]金万金.分离式热管煤气、空气双预热器在上海宝钢4#高炉热风炉上的应用[J].节能技术,2006,26(2):161-164.
[8]宋平,周红梅,张黎鹏,等.高效热管技术在常压蒸馏装置加热炉上的应用[J].节能技术,2003,21(1):39-41.
[9]邓先和,邓颂九.关于锅炉烟气余热回收换热器的讨论[J].节能技术,1991,9(1):1-4.
[10]庄骏,张红.热管技术及其工程应用[M].北京:化学工业出版社,1999.
锅炉再热器管 篇5
锅炉满负荷(VOW)时设计:低再侧烟气流量占39.4%,低再进口烟温747℃,低再出口烟温396℃;工质进/出口汽温325/426℃;低再烟气平均流速10.1 m/s,低过侧烟气平均流速10.9 m/s。THA工况时设计:低再侧烟气流量占44.7%,低再侧平均烟气流速10.3 m/s;低过侧烟气平均流速8.9 m/s。燃烧校核煤种VOW时设计:低再侧烟气流量占43.3%,烟气平均流速10.8 m/s;低过侧烟气平均流速9.9 m/s。锅炉投产时就存在再热蒸汽温度偏低的问题,为提高再热汽温采取了关小低过侧烟气调节挡板,增大低再通道烟气流量的方法,投运2年时间内发现低温再热器存在严重的磨损。
1 低温再热器磨损情况
锅炉投运后实际燃烧烟煤,基本与校核煤种相似。投运后一直存在再热蒸汽温度偏低的缺陷,对机组循环效率影响较大;电厂为提高再热蒸汽温度采取了低再侧烟气挡板全开,低过侧烟气挡板开度很小的调节方式。低再侧烟气挡板开度通常在20%左右,某些时段甚至开度只有不到10%(如表1所示)。从运行参数分析,导致再热蒸汽温度偏低的主要原因是高温再热器蒸汽焓增明显低于设计值,其他电厂同类型锅炉也存在同样问题。
注:除负荷外,数据分A/B侧。
在锅炉小修检查中发现低温再热器水平段靠中隔墙弯头处存在严重磨损,磨损严重的为从上往下数第3、第4根换热管的弯头,第2根与第5根也存在磨损现象[1];靠烟道前墙处弯头也存在磨损,但磨损深度明显低于中隔墙处;磨损较严重的换热管组为从上往下数第2、第3、第4管组,最上层与最下层管组不存在明显地磨损,磨损深度自上而下依次减少;最严重的为第2组,多排管屏存在严重磨损,特别是中隔墙与侧墙的角部的第1、第2排换热管屏的第3、第4根换热管,由于第2排第4根管存在错列现象,在1个大修周期内弯头外弧靠第1排侧被磨穿,未错列的第3根也几乎被磨穿(如图1所示),很快就会发生泄漏。第3组磨损(壁厚≤2.9 mm)换管23根,第4组磨损换管21根。
2 磨损原因分析
根据锅炉设计和运行数据分析,低温再热器靠壁面弯头区产生过快磨损的原因主要是弯头区烟气流速过高,具体分析如下。
(1)低再受热面烟道内烟气速度设计过高。在燃烧设计煤种VOW工况锅炉低再烟道烟气份额设计为0.394,受热面设计平均烟速为10.1 m/s,低过侧设计平均烟速10.9 m/s,两侧平均烟速10.55 m/s;THA工况时,低再侧平均烟速为10.3 m/s,低过与低再烟气平均烟速为9.52 m/s;燃烧校核煤种时,VOW工况低再侧平均烟速为10.8 m/s,低过与低再烟气平均烟速为10.30 m/s。低再烟道流速设计都较高,无法适应2个烟道烟气份额相差较大的工况。低再烟道受热面设计烟速偏高是造成弯头区域磨损快的根本原因。
(2)高再与低温再热器垂直段吸热不足。高再与低再垂直段吸热比设计值低,导致再热蒸汽温度低,为提高再热汽温只有增加低再的吸热量,增大流经低再烟道的烟气份额。实际运行中机组满负荷时低再侧烟气挡板开度大(全开),低过侧烟气挡板开度很小。流经低再与低过侧烟气份额与设计相反,是低再高低过低。流经低再烟道的烟气份额大于设计烟气份额,造成低再受热面进口烟气流速过高。保守估计若低再烟气份额为0.55,则低再平均烟速较设计值高40.4%。而高再与低再垂直段吸热的不足也会使低再烟道进口处烟温升高,从而使低再高温段受热面进口烟速升高。
(3)考虑到烟速计算烟温选取设计烟温平均值,而低再进口烟温较高,密度低,从而导致烟气流速高。从设计数据分析,低再进口平均烟气流速较平均值高20.8%。
(4)从低再烟道与水平烟道的连接结构分析,低再烟道布置在炉前侧,受水平烟道烟气转弯流场的影响以及中隔墙的壁面效应,在靠近炉后的受热面(中隔墙区域)管排的弯头区存在烟气走廊。一般气流经过90°转变时,横断面流速分布不均匀系数kv为1.25。且锅炉存在左右侧烟气流量偏差,产生甲乙侧烟速分布不均匀的问题。
(5)在烟道的角部,由于互相垂直的包覆和中隔墙的角部拘束效应,容易在角部区域形成高烟速区。从而在烟道角部形成较严重的烟气磨损。
(6)为了防止烟气流速过高磨损第1、第2根管弯头,在中隔墙上安装有阻流板(护瓦),阻流板宽度较大,完全遮盖了第1、第2根管的弯头部位,对防止第1、第2根管弯头外弧迎烟侧磨损发挥了很大作用。由于阻流板的集流作用,带来了第3、第4根管子的弯头区磨损的副作用,第3、第4根管子的弯头区局部烟速甚至高于不加阻流板时第1根弯头与中隔墙之间烟气走廊内的烟速。造成了管排第3、第4根管子弯头外弧迎烟侧磨损的很严重,附近的第2、第5根管子弯头外弧也存在比较严重的磨损现象[1]。阻流板过宽是引起第3、第4根管弯头磨损的直接原因。
(7)因为弯头与壁面间烟气走廊流动阻力小,烟气在走廊流动中流速逐渐增加,且流过管排的烟气会横向转向烟气走廊[2],烟气携带飞灰的湍动加剧了对弯头的磨损,因此靠壁面弯头区是最容易磨损区域。不考虑烟道左右侧偏差和均流板引起的局部高速区,仅考虑烟气份额偏差、进出口烟气温度差别以及转向烟气流速分布不均匀等因素,低再高温段管排进口烟气流速保守估计也在21 m/s左右。过高的烟气流速大大加剧了弯头磨损。
(8)受飞灰运动惯性的影响,带灰烟气经水平烟道转向竖井烟道时发生气灰分离,从而在低再烟道后部壁面处生成一个浓度较高且粒径较粗的灰粒子场,角部这种飞灰浓度升高的现象更明显。飞灰粒子的浓度升高与粒径加粗现象,加剧了烟气对受热面的磨损,这是低再烟道靠中隔墙弯头磨损比前墙严重的原因。
(9)个别换热管出现错位出列现象,这是导致磨损泄漏的直接原因。第2排第3、第4根管子错位出列约1/4个直径的位置,使得这2根管子弯头外弧迎烟气侧产生严重磨损。除第4根管已经磨损产生泄漏外,第3根管外弧也已磨损严重减薄,达到了即将泄漏的程度。
(10)除烟速过快外,低再换热管材料较差也是低再进口段磨损最严重的重要原因。低再高温段只有出口很短的一段材料为15Cr Mo,其余材料为SA-210C。除第1根管为D63.5 mm×6外,其他管子均为D60 mm×4。选用的管材安全裕量低,管材厚度安全裕量也较低,影响管材的耐磨性。壁温较高时换热管磨损增加,壁温对磨损的影响如图2所示[2],从图2可知,20G这种类别的材料(SA-210C的性质类似20G)在低再壁温变化范围内磨损都随壁温升高而增加。低再出口蒸汽温度设计为426℃,考虑到满负荷时低温再热器吸热增加,出口蒸汽温度上升;以及受热面管的热偏差情况,低再高温段换热面管壁温度较设计有较大程度恶化,进一步减少了材料的安全裕量,降低了管材的强度和耐磨性。这必将对锅炉运行安全带来极大的隐患。换热管材料是最上组管排不存在严重磨损的主要条件。
3 减少低再磨损的措施
3.1 减少低再磨损可采取的措施
根据低再水平段弯头严重磨损的原因,可以采取以下措施减少低再磨损[1]。
(1)在运行时加强燃烧调整,尽量降低炉膛出口二侧烟气流量偏差,减少局部磨损速率;采取优化配风与磨煤机投用方式来调整再热蒸汽温度,增加高再与低再垂直段吸热量,减少低再吸热量。尽量增加满负荷时低温过热器开度,减少流经低再烟道的烟气流量。
(2)在运行时可以采取加强高再和低再垂直段部位的吹灰,少吹高过与屏过区域。尽量增加高再与低再垂直段的吸热量,减少低再吸热量,减少流经低再烟道的烟气份额。
(3)改进弯头阻流板结构。可从以下几个方面改进:将第1、第2根换热管弯头完全包住,取消布置在中隔墙的阻流板,降低第3、第4根管弯头区烟气流速;将阻流板从整块钢板型改为栅板型阻流板,使之既能降低弯头区烟气走廊的烟速,又不会在第3、第4根管子弯头区形成局部高烟速区。
(4)将低再与低过管排出现错列的管子整理整齐,固定管排的管夹等必须完整牢固,以保证管排在运行期间不产生错列的现象。
(5)适当增加高温再热器或者低再垂直段的受热面积。调整低再与高再、低再垂直段的吸热比例,增加低再垂直段/高再吸热份额,减少低再吸热份额,降低低再受热面的烟气流速,减轻受热面管的磨损。应该注意的是改造设计时应使满负荷时流经低再与低过烟道的烟气份额在均等范围,否则又可能产生新的低过磨损现象。
(6)在进行锅炉低温再热器管排改造时,更换合适的管材,提高低再受热面管排材料的安全裕量。
3.2 低温再热器垂直段的改造
在低温再热器磨损原因分析和广泛调研的基础上,结合锅炉再热汽温偏低的治理,采取了在转向室增加低再垂直段受热面积1 500 m2的改造措施,锅炉改造后满负荷运行时低再侧与低过侧烟气挡板基本全开,有效控制了低温再热器磨损过快的问题。同时还改善了锅炉运行的经济性:改造前后相似运行工况数据表明,3号、4号锅炉再热气温分别提高10℃,13℃,相应的供电煤耗分别降低1.18 g/(kW·h),1.47 g/(kW·h);相同负荷下锅炉烟气阻力降低200~300 Pa,引风机电流降低了约4.1 A;改造前后总风量降低40~60 t/h,送风机电流分别降低5.2 A,7.1 A,供电煤耗降低0.92 g/(kW·h);低过区域的烟气量增加,过热气温平均提高4.8℃,供电煤耗降低0.81 g/(kW·h)。综上所述,锅炉主蒸汽温度与再热蒸汽温度明显提高,基本达到了设计水平;减少了烟气流动阻力,引风机电流下降,3号、4号锅炉的供电煤耗分别降低2.91 g/(kW·h),3.20 g/(kW·h)。
4 结束语
通过低温再热器磨损原因分析,指出磨损的原因主要有低再设计烟速过高,低过烟气挡板开度小、流经低再的烟气份额大,壁面效应引起局部流速高、灰浓度大,阻流板型式不当,换热管出列以及换热管材料选择不当。针对原因提出了优化燃烧、优化吹灰的调整措施,消除管排出列,改进阻流板型式,增加低再垂直段受热面面积以及提高换热管材料等改善低再磨损的技术措施。实施增加再热器受热面面积的改造措施后,消除了低温再热器磨损快的问题,改善了锅炉运行的经济性。进一步实施阻流板型式改进与提高换热管材料等级的措施可以更彻底地解决低温再热器的烟气磨损问题。
参考文献
[1]肖杰.徐州华润电力有限公司3号锅炉低温再热器爆管分析报告[R].南京:江苏方天电力技术有限公司,2008.
锅炉再热器管 篇6
1 过热器再热器爆管的原因
影响过热器爆管的根本原因有:过热、磨损、腐蚀、焊接质量等,结合某厂4台锅炉过热器再热器爆管实际可以看出,过热器爆管中由于金属过热造成的爆管约占35%,磨损约占10%,腐蚀约占10%,焊接质量约占30%管材质量占15%,因此受热面超温和焊接质量差是造成过热器再热器爆管的主要原因。下面主要从这两方面来分析爆管原因。
1.1 管材质量差或焊接质量差造成过热器再热器爆管
(1)管材质量差。如果管子本身存在分层、加渣等缺陷,运行时受高温和高压影响,缺陷扩大就会导致过热器管爆管。
(2)焊接质量差。在安装或维修中由于焊接质量不过关,焊缝中存在气孔、夹渣、焊瘤等会导致频繁爆管。
1.2 受热面超温造成过热器再热器爆管
金属超过其额定温度运行时,有短期超温和长期超温两种情况,因此造成受热面过热爆管有短期过热和长期过热两类现象,受热面过热后,管材金属超过允许使用的极限温度,内部组织发生变化,降低了许用应力,管子在内应力作用下产生塑性变形,最后导致超温爆管。
1.2.1 受热面短期过热
锅炉受热面内部工质短时间内换热状况严重恶化时,壁温急剧上升,使钢材强度大幅度下降,会在短时间内造成金属过热引起爆管。导致短期过热的原因有:管内汽水流量严重分配不均;炉内局部热负荷过高;管子内部严重结垢;异物严重堵塞管子;错用钢材等。
1.2.2 受热面长期过热
锅炉受热面管子由于热偏差、水动力偏差或积垢、堵塞、错用钢材等原因,管内工质换热较差,金属长期处于幅度不很大的超温状态下运行,管子金属在应力作用下发生蠕变(管子胀粗),直到破裂。长期过热主要发生在高温过热器的外圈向火面,屏式再热器和低温过热器也可能发生这种情况。
1.3 造成过热器再热器管超温的原因
在设计上,如果存在锅炉炉膛高度偏低,火焰中心偏后、水动力工况差、蒸汽流量偏低和受热面结构不合理等因素都会造成过热器普遍超温或存在较大的热偏差局部超温;在制造、安装和检修中如果出现管内异物堵塞、屏过联箱隔板倒等缺陷,会造成工质流动不畅,引起受热面超温;运行中如果出现燃烧控制不当、火焰上移、火焰偏斜、炉膛出口烟温高风量不足、燃烧不完全引起烟道二次燃烧、蒸汽流量不足、减温水投停不当、高压加热器投入率低等情况,也会造成过热器管超温;另外给水品质不良,引起管内结垢积盐,影响传热,也会造成过热器管在运行中超温。
2 防止过热器再热器爆管的技术措施
(1)为了预防过热器再热器管超温,在运行中,应严格按运行规程规定操作,锅炉启停时应严格按启停曲线进行,控制炉膛出口温度不超过540℃,控制锅炉参数和过热器管壁温度在允许范围内;过热器和再热器出口温度超温,达到545℃以上者,考核值班员300元/次;过热器再热器管壁超温时,考核值班员100元/次。严密监视锅炉蒸汽参数、蒸发量及水位等主要指标,防止超温超压、满水、缺水事故发生;做好锅炉燃烧调整,防止火焰偏斜,注意控制煤粉细度,合理用风,防止结焦,减少热偏差,防止锅炉尾部再燃烧;加强吹灰和吹灰器管理,防止受热面严重积灰;在一个8小时内全面吹灰可能导致汽温偏低,将水冷壁的吹灰任务分成三部分,白班、前夜班、后夜班分工负责,保证24小时内全面吹灰一次以上,维持受热面清洁,保证锅炉给水品质正常及运行中汽水品质合格等。
(2)实行状态机修,保证设备健康可靠运行。利用机组大小修的时间对锅炉各个受热面进行探伤检查,发现个别炉管有缺陷时立即更换,防止炉管在运行中损坏,保证锅炉安全运行。
(3)提供优质的炉管备品,从源头上保证炉管的可靠性。在采购环节选择质量可靠的厂商购买炉管,优质的管材是保证锅炉安全运行的基础。
(4)成立防四管爆破技术小组,加强监督检查炉管的运行情况。对过热器再热器管壁温度加强监督,保持管壁温度计能够准确的反映炉管的壁温情况,对超温现象进行考核。定期检查受热面的清洁情况,有针对性地吹灰,有必要时减负荷吹灰,防止锅炉结焦。
(5)对锅炉吹灰器定期检查维护,保证每个吹灰器能够正常投用。运行中出现吹灰器故障时,立即联系检修并处理好。
(6)提高焊接质量,防止因焊接问题造成爆管。在大小修时锅炉的换管工作承包给有资质的火电安装公司进行焊接,并对焊接部分进行探伤检查,确保可靠。
(7)进行严格的汽水质量监督,保证凝结水、给水、炉水、蒸汽质量合格,防止炉管发生结垢。
(8)大力推进运行值班员的培训工作,提高运行值班员的运行技术水平,防止锅炉发生超温,汽温汽压大幅波动,保证燃料燃烧充分、稳定,减少炉管积灰结焦。
3 结语
该厂认真总结锅炉投产初期屡次爆管的经验,在防止锅炉四管爆破方面,采取一系列积极的措施,取得了良好效果。机组持续高负荷运行极少发生锅炉爆管事故。总装机容量120MW的电厂在2004年发电88亿千瓦时,这样骄人的成绩与锅炉安全运行是分不开的。
作者简介:王继丰,男,1971年生,辽宁新民人,大学专科,助理工程师。研究领域:发电厂机组运行和维护,以及安全生产管
理。(编辑:王智圣)
10-03-91 Machining Accuracy of Two-Dimensiona Parts
ZENG Wen-jian(Guangxi Vocational and Technical College Nanning530226,China)
Abstract:This paper uses the capacitance sensor principle and uses the measurement circuit formed by RC circuit substrate,and the sampling circuit converts two-dimensional space error of the machining parts into a corresponding electrical signal,then the CNC system reads the voltage value of the RC circuit to obtain the error of measurement points in two-dimensional space.This paper uses mathematical modeling approach to make the mathematical treatment of measurement error by the PC,and outputs flatness error of two-dimensional space of the machining parts,thereby it realizes a method of automatic detection of the flatness error in process of machining.
Key words:mathematical modeling;mathematical treatment auto-test;two-dimensional
1 0-0 3-9 4T h e U s e o f S i n g l e-C o m p o n e n Polyurethane Adhesive Glass in the Bus Windows Glass
ZENG Guo-fu(Guangdong Provincial Designing&Research Institute of Electronics&Machinery Industry,Guangzhou510110,China)
Abstract:This paper briefly introduces the usage of onecomponent polyurethane adhesive glass in the bus windows glass installation,explains the entire process specifications and process of the pre-treatment and coating.And the author proves that this technology can effectively improve the coating quality to better meet the quality requirements.
Key words:bus;coating;surface treatment;bonding;sealing caulk
10-03-97"Capacity crisis"Robot Innovative Module in a Simulated Application Processing Center
LIU Kai,DU Yu-hong(Tianjin Polytechnic University,School of Mechanical and Electronic,Tianjin300160,China)
Abstract:The main research topics in robotics developmen platform to build simulation of machining centers,according to design requirements to run simulations.An overall structura design is made and three-dimensional modeling,assembly and movement animation are made by Pro/E.Of its control section a simple analysis,such as control systems,drives and choice,in the end robotics development platform to build innovative applications,a simulation of machining centers,and conduc commissioning and operation.It enhances the practical results of design by motion simulation.Through the entire design process the various components of the machining center and its working principle are understood comprehensively and systematically,and the corresponding modification or argument is made.
Key words:machining center;mechanical design;robot innovative applications
10-03-99 Utilizing the Static Var Compensator fo Solving Wind Electric Field Three-Phase Unbalance Problems
ZHANG Bin,JING Ming-chuan,ZHANG Ji-heng(Beijing
Nankai Automation System Engineering Co.,Ltd.,Beijing100070China)
Abstract:Analyzing several key problems of wind electric field energy in this paper,and based on this,the authors bring up static var compensator for applying to wind electric field power-supply system.According to concrete engineering case,the authors explain the effect of static var compensator in harnessing wind electric field power-supply system electric energy,and briefly describe its economical value.
:static var compensator;three-phase unbalance;wind
electric field;active power;inactive power;electric quality
10-03-104 A New Traction Mechanism for Vertebra Rehabilitation and Its Control
LIANG Han-ji(Shenzhen SED Industry Co.,Ltd,Shenzhen518000China)
Abstract:This article introduces a new traction mechanism applicable for Household Self-Serviced Vertebra Rehabilitation Beds,and elaborates its structural characteristics and control key points that are vital to success.This new traction mechanism is driven by electric motor and it uses screw and nut steering gear to output the pulling force.The characteristics of this mechanism include simple structure,low cost,easy to use,significant performance,and beneficial for popularization,etc.Household Self-Serviced Vertebra Rehabilitation Beds developed with this new traction mechanism make it possible for anapophysis patients to do self-serviced vertebra rehabilitation treatment a home or in office.
Key words:Vertebra rehabilitation;traction mechanism;screw and nut steering gear;household self-serviced vertebra rehabilitation bed;control
10-03-107 The Simple Discussion of the Earth-Faul Protection Applying on the Low-Voltage Distribution Lines
GONG Xin-gen(Electrical and Mechanical Services Department Operations Management Center,G-S-Z SUPERHIGHWAY Co.,Ltd Dongguan 523925,China)
Abstract:A simple analysis of Low-voltage single-phase earth short-circuit protection is made.Analysis of the choice of grounding protection in actual is introduced.
Key words:single-phase earth-fault protection;over-current protection;zero-sequence current protection;residual current protection;equipotential Bonding
10-03-110
Abstract:Analysis of four of a power plant boiler tube HG1021/18.2-YM3 the nature of and reasons for is made,and measures to prevent are introduced.
Key words:boiler tube;cause analysis;preventive measures
10-03-114 The Study on Machining Process o Reducer Box-Body
ZHANG Yu1,ZHANG Xiu-li 2,LI Yan-yuan2(1.Guangdong
P r o v i n c e N a t i o n a l D e f e n s e A d v a n c e d T e c h n i c a l S c h o o l s Guangzhou510515,China;2.Zhengzhou Electric Power College Zhengzhou450004,China)
Abstract:The machining process of reducer box-body was se down through the analysis of their structure characteristic.The clamp was designed correspond to their process.The strongpoin of this clamp was explained.The design could improve the quality and efficiency of machining.The machining cost has been reduced obviously.
锅炉再热器管 篇7
某电厂机组锅炉采用哈尔滨锅炉有限责任公司与三井巴布科克 (MB) 公司合作设计、制造的超临界本生 (Benson) 直流锅炉, 型号:HG-1890/25.4-YM4。高温再热器沿炉宽排列95片, 横向节距为230mm, 管屏中管子间距为71.1mm。每片管组采用10根管, 入口段管子为直径57mm、厚度4mm、材料为12Cr1Mo VG, 中间段管子为直径51mm、厚度4mm、材料为SA-213 T91, 出口段的管子为直径51mm、厚度4mm、材料为SA-213 TP347H, 其中出口段的TP347H/T91异种钢焊口位于顶棚下方50mm处。 (如图1)
在运行过程中该处异种钢焊口出现过爆管, 严重影响机组的安全运行。爆管的位置在TP347H管与T91管的焊口处, 且在T91管侧沿熔合线下部, 热影响区处开裂。
1 原因分析
1.1 爆口的宏观检查
检查该异种钢焊口, 可见泄漏裂纹在焊口T91侧热影响区 (HAZ) , 距离焊缝边缘约2mm, 沿管子周向扩展, 裂纹走向与熔合线平行 (如图2) 。管子外壁裂纹长度约35mm, 裂纹张口宽度约1.5mm。泄漏管段附近无明显的塑性变形和胀粗现象。查看管子内壁, 发现焊口两侧母材内壁有车削痕迹 (如图3) , 壁厚相对较薄, 其中T91侧内壁有明显氧化皮存在, 而TP347H侧没有。
在裂纹最宽处和裂纹边缘横跨焊缝处取样2份, 分别为试样1和试样2, 试样包括两侧母材和完整焊缝。对试样磨制、抛光、侵蚀后, 在低倍体视镜下观察, 试样1中裂纹已完全贯穿, 试样2中裂纹自外壁向内壁扩展, 但并未裂穿, 两只试样中裂纹距离焊缝外壁边缘均为2mm (如图3、4、5) 。由焊缝坡口形貌来看, 近似为V形坡口。焊口两侧母材壁厚略有差异, 实测T91侧平均壁厚为3.3mm, TP347H侧平均壁厚为3.7mm, 均略低于4.0mm的设计壁厚, 这可能与坡口加工时管子端部内壁车削过有关。 (如图5) 。
1.2 焊口处的化学成分分析
通过对该高温再热器T91/TP347H异种钢焊接接头两端母材和焊缝进行化学成分分析:焊缝含Ni量极高, 根据相关资料判断, 应该采用了镍基焊材INCONEL82或ERNi Cr-3作为填充材料。
1.3 金相组织分析
对试样1和试样2两份试样磨制、机械抛光和侵蚀, 先在LECO300显微硬度计下观察和测量显微硬度, 后在Axiovert 200 MAT金相显微镜下观察和拍照金相组织。
分析金相试验结果, 试样1中T91和TP347H侧母材和焊缝金相组织正常, 分布为回火马氏体组织和奥氏体组织, 焊缝为单相奥氏体柱状晶组织, 且焊缝两侧熔合线处较难侵蚀。图6中T91侧外壁有明显氧化层, 厚度约0.15mm。焊缝T91侧HAZ金相组织依次为马氏体粗晶区→马氏体细晶区→T91母材, 裂纹位于马氏体细晶区, 距离图7中熔合线顶点约2.60mm。
试样2中T91和TP347H侧母材和焊缝金相组织正常, 分布为回火马氏体组织和奥氏体组织, 焊缝为单相奥氏体柱状晶组织, 且焊缝两侧熔合线处较难侵蚀。焊缝T91侧外壁熔合线部位有一处氧化缺口, 最大深度约0.8mm, 但该氧化缺口距离裂纹外壁近2mm, 明显不是裂纹诱因。裂纹同样位于焊缝T91侧HAZ细晶粒区, 裂纹外壁处开口较小, 中间较大, 并向内壁扩展, 距离内壁0.15mm, 尚未完全贯穿。
1.4 显微硬度分析
对试样1由焊缝向两侧HAZ和母材测量显微硬度分布缺口, 测量结果列入表1-表4, 熔合线两侧显微硬度分布曲线如图8所示。
分析显微硬度试验结果, 可见在焊缝T91侧HAZ粗晶区存在显微硬度峰值, 最高为270HV0.3, 在裂纹两侧显微硬度最低, 分别为170HV0.3和172HV0.3, 出现比较明显的显微硬度低谷。而焊缝TP347H侧没有明显的显微硬度起伏。
1.5 管排结构分析
高温再热器布置于水平烟道内, 采用逆顺混合换热布置。沿炉宽排列95片, 横向节距为230mm, 每片管组采用10根管, 管子的间距为71.1mm。
通过对高温再热器爆管管排的检查, 发现爆管的管子弯曲较大, 已超出管屏110mm (相当于2倍的管径) , 其余管子未发现变形。由此可以判断管屏在加工过程中, 出现管间距不等的现象, 爆管管子的间距小于71.1mm, 该管子在运行过程中受到相邻管子的阻碍, 出现膨胀受阻, 在异种钢焊口处产生较大的拉应力。
2 综合分析
高温再热器异种钢焊接接头, 在服役条件下温度高, 且承受一定的介质内压, 在实际运行过程中因温度、压力波动不可避免存在交变应力, 另外该焊口位于顶棚下方50mm部位, 还要承受因炉内管排运行时晃动引起的振动应力, 管子膨胀受阻产生的拉应力, 以上多种应力因素的叠加使焊接接头的熔合线附近受到应力幅值较高的疲劳载荷[1]。
显微硬度结果显示, 焊缝T91侧HAZ显微硬度从熔合区向母材逐渐降低, 且在接近母材处存在一个明显的软化区。从这一特征分析认为, 该焊口焊后没有进行热处理。焊接后熔合区最接近焊接熔池, 温度最高, 冷却速度最快;离熔池距离越远, 温度越低, 冷却速度也越慢, 相当于对不同部位进行了一次温度不同的淬火处理, 故显微硬度呈现这一变化规律。如果进行了焊后热处理, 则显微硬度会相对均匀, 硬度差异不会如此明显。裂纹刚好位于焊缝T91侧HAZ软化区薄弱部位上, 裂纹两侧显微硬度最低。而根据DL/T 752-2001《火力发电厂异种钢焊接技术规程》规定, 对T91/TP347H类AM组异种钢焊接接头应进行焊前预热, 焊后热处理, 众多参考文献中关于T91/TP347H异种钢焊接性能和工艺分析研究均强调了焊后热处理的重要性[2,3,4,5]。
综上所述, 原因分析如下: (1) 由于没有进行焊后热处理, 热影响区存在一个明显的软化区, 性能差强度低。 (2) 该焊口处于应力相对集中部位, 且在焊口处靠近T91侧管子管壁较薄, 内壁有车削过的痕迹, 承受应力值较高的疲劳载荷。 (3) 管排中管子的间距不均匀, 导致管子膨胀受阻, 在焊口处产生较大的集中应力。因此, 在机组启停或负荷变化较大时, 首先在该焊接接头HAZ软化区形成微裂纹, 并在运行过程中逐步扩展, 最终造成泄漏。
3 解决对策
针对高温再热器出口异种钢焊口应力集中的问题, 将异种钢焊口移至炉顶大包内, 减少交变应力的作用, 提高锅炉受热面运行的可靠性。并且在T91/TP347H异种钢焊口射线检查合格后进行热处理, 热处理加热至760±10℃, 保温60分钟, 升降温速度不大于150℃/小时, 环境温度不低于5℃。焊口热处理采用履带加热器, 外缠保温棉[6]。
4 改造后的效果
由于将高温再热器出口异种钢焊口移至大包内的顶棚管上方, 减少了应力集中。自2011年4月完成高温再热器出口异种钢焊口改造至今, 高温再热器运行正常, 没有出现异种钢焊口爆管的问题, 彻底解决了异种钢焊口位置设计不合理的缺陷。
5 结论
锅炉高温再热器出口异种钢焊口由于结构设计不合理, 同时焊口焊接完成后未进行热处理, 管排间距不均匀, 造成异种钢焊口处产生较大的拉应力, 长时间运行导致焊口处产生裂纹。通过焊口位置上移并进行热处理, 彻底解决了异种钢焊口设计缺陷, 提高了锅炉设备的利用率, 保证机组安全可靠长周期运行。
摘要：介绍了某电厂发电机组锅炉高温再热器出口异种钢焊口的泄漏情况, 从高温再热器管子的化学成份、金相组织和显微硬度以及管排的结构特点、爆口的特点进行全面分析, 得出高温再热器出口异种钢焊口爆管的原因, 并且有针对性地提出治理方案, 对同结构锅炉有很好的借鉴意义。
关键词：锅炉,异种钢,焊口,高温再热器,爆管
参考文献
[1]吕玉坤, 王建, 卢权等.电厂锅炉高温再热器爆管原因分析与对策[J].锅炉技术, 2008, 39 (4) .
[2]李鹏, 郭军, 徐德录.T91钢及其异种钢焊接接头裂纹敏感性分析[J].电力建设, 1999, 39 (7) .
[3]杜文敏.火电厂金属材料焊接技术与管[M].北京:中国电力出版社, 2012.
[4]Ska W, Keny F S.Microstructure and Properties of Nippon Fire-Resistant Steels[J].Journal of Materials Engineering and Performance, 1999, 10 (8) .
[5]ROBERTS D I·Performance of Dissmilar Welds in Service[J].Journal of Pressure Vessel Technology, 1985, 107 (8) :247-254.
锅炉再热器管 篇8
1 材料分析
(1) 1 0Cr Mo1 VN b钢是一种改良型的9Cr-IMo马氏体钢种加入V、Nb等合金元素, 具有良好的抗高温氧化和抗高温蒸汽腐蚀性能, 而且还具有良好的冲击韧性和高而稳定的持久塑性及热强性能。在使用温度低于620℃时, 其许用应力高于奥氏体不锈钢。在550℃以上推荐的设计许用应力明显高于T9、2.25Cr——1Mo钢。 (2) 这种钢材的焊接对我们公司来说是比较困难的, 各项技术指标相当高, 近几年在国外开始广泛使用, 但是没有一个完善的焊接工艺。 (3) 在焊接实验室内对10CrMo1VNb进行模拟性试验, 得到相关焊接参数, 作为焊接工艺编制的依据。合格之后方能进行给水预热器的施焊工作。
2 焊接接头的脆化
(1) 晶粒粗大引起脆化焊缝及热影响区粗晶区加热温度超过1100℃晶粒长大速度较快, 在1100℃以上停留时间越长, 晶粒粗化越严重, 粗晶组织脆性大。所以要解决这个问题, 必须通过控制焊接线能量。线能量小, 高温停留时间短, 晶粒细小, 焊接接头的韧性大大提高。 (2) 焊接线能量与焊接韧性的关系:焊接线能量是焊接能源输入给单位长度焊接缝的能量。其公式为:
E为焊接线能量;
U为焊接电压 (V) ;
I为焊接电流 (A) ;
v为焊接速度 (cm/min) 。
由上式可知, 焊接线能量E与焊接电压、焊接电流、焊接速度有关。因为每台电焊机的焊接工作电压是一个常数, 对焊接线能量的影响不大。焊接电流与焊接线能量成正比, 焊接电流越大, 线能量越大, 而焊接电流过大, 高温停留时间太长, 晶粒粗大引起脆化。焊接电流过小焊缝熔化不好, 容易产生未熔合以及夹渣等焊接缺陷。如果又要保证焊接电流合适, 又要保证焊接熔化良好, 在这个范围之内, 焊接电流的变化不大。最后一个可以利用的条件就只有焊接速度V, 焊接速度与焊接线能量成反比, 焊接速度越快, 线能量越小, 高温停留时间越短, 晶粒将越细小, 而焊速越快, 焊缝熔池就小, 每层焊道必须进行多层多道焊才能填满焊缝。由于设备需要加热等原因, 焊接位置包括水平固定焊 (5FG) , 焊接必须采用了多层多道焊法。采用多层焊, 由于后一道对前道的热处理作用能细化晶粒是马氏体组织生长成一个自回火作用, 并能改善前层焊缝和热影响区的组织, 对防止裂纹有好处。焊接线能量对材料冲击韧性存在很大影响实验表明, 线能量为的6 0 K J/c m时, 冲击值从AK v=3.9-1 9.5当线能量为25KJ/cm时冲击值AK v=73.2-1 13.可见, 线能量的大小直接影响焊缝的冲击值。也直接影响焊缝的硬度。
3 淬硬组织引起脆化
对于手工焊来说, 冷却是比较快的, 电弧一离开, 马上开始迅速降温, 因此过快冷却容易出现淬硬组织, 形成粗大的马氏体, 这是导致脆化的另一个原因。要解决冷却速度快, 避免产生淬硬组织的问题, 通过焊前预热以及焊接过程中也伴随着加热, 较好的解决了这个问题, 将焊接预热温度控制在200℃～250℃, 层间温度控制在200℃～300℃使焊缝结晶组织始终处在马氏体终了线以上, 减少淬硬组织的产生。
4 温度的控制
10CrMo1VNb钢马氏体转变终了线为22 0℃, 也就是说, 当焊缝温度达到2 20℃时, 焊缝组织中马氏体转变终了。在手工电弧焊接过程中, 热处理温度上限控制在马氏体转变开始线以下, 热处理温度下限控制在马氏体转变终了线以上, 使焊缝组织成为单一的马氏体组织。
5 温度误差
在焊接试验室内, 为了保证部件焊接温度的准确性, 采用热电偶实测温度与红外线温度检测仪同时进行焊缝温度的检测, 因此, 在工作之前调整检测仪表温度与所测实际温度的误差是一个较重要的工作, 所用热处理误差范围, 使其达到最小值, 此外热电偶位置的布置也非常重要。热电偶的布置都在焊缝两侧20mm的地方放置, 与红外线温度检测仪同时检测, 对所有焊缝的层间温度在一个水平上进行比较, 使每个焊口之间的误差达到最小值。
6 焊后降温的作用
焊接过程中冷却速度快, 组织转变非常迅速, 有些奥氏体来不及完全转变为马氏体, 若马上进行高温回火, 会出现晶界沉淀和奥氏体向铁素体转变, 这种组织很脆。但冷却到温度为86℃时又会出现冷脆。一般是在焊后热处理前, 必须冷却至100℃～150℃, 保温1h:使残余奥氏体全部转变为马氏体后再进行回火热处理。
7 高温回火的作用
焊后热处理对10CrMo1VNb钢焊缝的冲击韧性影响也很大, 可用下式表示回火参数 (1) :P=T (Logt+20) 10-3 (1)
式中T为回火温度 (K) ;
t为回火时间 (h) 。试验表明:焊缝的冲击值AKv、随P值的增大而提高。回火温度730～780℃, 保温时间不少于1h
8 严格控制预热温度
冷裂纹是在焊后冷却过程中, 在370℃点附近或更低的温度区间逐渐产生的 (甚至在室温下) 一种裂纹。产生原因:三大条件——裂纹三要素。控制焊接热循环, 防止焊缝和HAZ脆化及裂纹, 粗晶区越窄越好。降低应力, 减小拘束, 降低残余应力, 防止产生裂纹, 要求不能强行焊接。为了减少焊缝和HAZ的粗晶脆化, 应尽可能选择小规范, 使1100以上停留的时间越短越好, 从而降低晶粒的粗化程度, 而从防止产生冷裂纹, 减少脆硬脆化, 要求在370℃点附近冷却要慢, 得到回火马氏体。为了解决矛盾, 采取了预热的办法。
9 效果检查
检查结果:我们通过焊口返修, 焊缝组织全部是晶粒细小的板条状马氏体, 焊缝硬度值HB全部小于250, 都是韧性焊口。所有焊口按照JB4730-2005压力容器无损检测标准规定探伤结果:裂纹率为0%。
10 结语
通过这次试验, 为我公司今后焊接10Cr Mo1VNb马氏体钢打下了基础。锻炼了我们的队伍, 为配合化工设备生产做好准备。
摘要：高压锅炉预热器是重要的化工设备, 是三类压力容器, 材料特殊制作难度大, 通过焊接试验得到相应参数, 编制合理的焊接工艺得到无裂纹、硬度合适, 组织细小的马氏体。