高温原因分析

高温原因分析（精选12篇）

高温原因分析 篇1

摘要：针对DGJ130/9.81-Ⅱ2型锅炉特点及日常运行状况, 分析高温过热器出口密封盒内焊缝频繁爆管的原因, 给出解决爆管的方法和处理措施。

关键词：电厂锅炉,高温过热器,爆管

一、概述

DGJ130/9.81-Ⅱ2型锅炉为单汽包、自然循环、流化床燃烧方式, 露天布置。炉膛内布置两片屏式过热器, 采用膜式水冷壁, 锅炉中部是一台气冷式旋风分离器, 其下部布置一台“J”阀回料器, 在尾部竖井中从上到下依次布置高温过热器、低温过热器、省煤器和卧式空气预热器。过热器系统中, 还设有两级喷水减温器。高温过热器为5圈直径42mm双绕蛇形管束, 蛇形管束分上下两部分, 上部分材料为12CrMoWVTiBG, 下部材料是12Cr1MoVG。穿墙管束水平方向为28列, 上下共4排。

二、爆管情况

1. 出口密封盒结构

高温过热器出口穿墙部位蛇形管束为12CrMoWVTiBG, 外部集箱和集箱连接管为12Cr1MoVG。厂家把集箱连接管与穿墙蛇形管用长约200mm的12CrMoWVTiBG管过度连接, 在厂内焊接异种钢焊缝并经X射线探伤 (Ⅱ级) 合格。异种钢焊缝在出口穿墙密封盒内, 距密封盒外侧100mm (图1) , 运行中此焊缝频繁爆裂, 严重影响锅炉运行。

2. 爆管焊缝形状

每次爆管都在异种钢焊接的焊缝部位发生断裂, 部位靠近12CrMoWVTiBG一端的焊缝热影响区, 沿焊缝环向断裂 (图2) 。

三、爆管原因分析

1. 管材及焊缝

经检验, 焊缝断面和附近管径均无变形及胀粗现象, 管壁没有减薄, 断口边缘均无剪切唇边。同时, 焊缝金相组织均为正常回火贝氏体。12CrMoWVTiBG和12Cr1MoVG钢管的化学成分、晶粒度、脱碳层和夹杂物均符合国家GB 5310-2008标准。因此, 焊缝受剪切力造成断裂的可能性较小, 但是受安装环境限制, 管材膨胀遇阻, 在强大的冷热力和其他外力作用下产生断裂的可能性较大。

2. 运行状况对高温过热器爆管的影响

(1) 锅炉水质和蒸汽品质不良, 引起管内结垢比较严重, 导致管壁过热爆管。

(2) 炉内燃烧及气流状况对过热器和再热器系统的影响较大, 如果运行中炉内烟气动力、温度场出现偏斜, 在尾部竖井受热面沿宽度和深度方向上的烟温和烟速偏差相应增大, 而运行中一次风率提高, 有可能造成燃烧延迟, 在尾部竖井发生二次燃烧, 造成高温过热器管屏过热爆管。

(3) 在锅炉投用初期, 操作人员操作技能、操作经验等也是爆管的因素, 如超温、超压的现象时有发生。另外, 后续装置生产不稳定, 使得锅炉频繁扬火和压火, 锅炉水、汽系统管壁频繁升温和降温, 管子频繁地热胀冷缩, 致使密封盒内管道焊缝在耐火浇注料约束力的限制下产生热疲劳断裂。

(4) 运行中锅炉绝大部分时间实际用煤与设计煤种不符, 煤种多变、煤质下降和粒度过细, 使着火点延迟, 火焰中心上移, 当炉膛高度不足时, 过热器就会过热。

(5) 焊缝在密封盒内, 不便于检修维护。

3. 施工不合理

通过对现场穿墙部位密封盒的检查, 发现密封盒内全部是耐火浇注料 (图3) , 未按图施工。此处两种管材的膨胀系数和导热系数都不一致, 致密的耐火浇注料阻碍管材膨胀及轴向伸缩, 这是造成焊缝断裂的主要原因。

4. 焊接质量缺陷

通过对高过穿墙密封盒内、外所有焊缝进行100%X射线探伤。探伤结果显示有超出标准的气孔、夹渣 (含条状夹渣) 、未焊透、夹钨和凹陷等缺陷, 评定级别为4级, 还有部分焊缝评定级别为3级。不能达到《蒸汽锅炉安全技术监察规程》第87条之规定额定蒸汽压力>0.1MPa的锅炉, 接头质量≥Ⅱ级合格。

四、爆管处理措施

(1) 合理控制烟气流速, 降低煤质灰分, 控制煤粉粒度, 尽量避免高温过热器管频繁热胀冷缩。对入库原煤的粒度、灰分及含硫量进行控制。改进原煤进锅炉前破碎环节的设备, 在原料煤进环锤破碎机前增加筛网过滤, 满足颗粒的原煤直接进锅炉煤仓, 粗颗粒再经过环锤破碎机破碎后才能进入煤仓。

(2) 加强对操作人员的业务培训, 避免锅炉频繁压火或扬火, 有效减少管道热胀冷缩次数。

(3) 穿墙密封盒严格按图施工。耐火层内布置直径6mm钢筋 (材料1Cr13) , 钢筋布置间距为150mm×150mm。在穿墙管及钢筋上涂上1~2mm厚的沥青, 在后包墙外侧沿竖直方向敷设50~60mm耐火浇注料, 其余都用耐温盐毡棉。

(4) 结构设计及焊接质量缺陷方面。拆除密封盒, 把穿墙管过渡段全部用砂轮切割机割除, 把原200mm过渡管加长为400mm, 原密封盒内异种钢焊缝移出密封盒外100mm, 密封盒内管道只用12CrMoWVTiBG钢管, 使其与密封盒膨胀系数相同。密封盒内的焊缝移到密封盒外, 便于定期检查, 缩短检修周期。

五、高温过热器穿墙管焊接恢复要求

1. 焊接工艺要求

(1) 对管材及管端坡口进行超声波检测, 避免管材表面出现裂纹、腐蚀凹坑等缺陷。

(2) 钨极氩弧焊用电极, 采用铈钨极, 所用氩气纯度不低于99.99%。

(3) 管道的切割和坡口的加工全部用砂轮机进行, 严禁用气割。

(4) 焊缝两管端打磨成约成35°V形坡口, 加工时一定将原焊接接头热影响区全部去除, 并将两管端约20mm长的管表面打磨见金属光泽。

(5) 焊接采用全氩弧焊

焊丝12CrMoWVTiBG+12Cr1MoVG H08CrMoVAФ2.5mm;12CrMoWVTiBG+12CrMoWVTiBG H10CrMnMoWVTiBФ2.5mm;12Cr1MoVG+12Cr1MoVG H08CrMoVAФ2.5mm。

采用两层焊法, 层间搭接头相互错开20mm, 层间温度≤250℃, 焊后进行保温缓冷。

对外观检查合格的焊缝, 在24h后进行100%X射线探伤, Ⅱ级合格。对探伤合格的焊缝用履带加热器加热, 热电偶测温, 加热温度740~760℃, 加热时间45~60min。当加热温度>400℃时, 升温速度≤220℃/h。

2. 施焊注意事项

(1) 施焊前要检查氩气纯度和焊丝合金成分, 保证氩气纯度达到要求和焊丝的品质。GB 14957-1995标准规定Cr含量1%~1.3%、Mo含量0.4%~0.7%, 实测焊丝中Cr含量1.8±0.16%、Mo含量1.07±0.11%, Cr、Mo含量的超标直接导致焊缝80%不合格。

(2) 要求有相应焊接资质的焊工施焊。最好由锅炉厂家焊工, 对异种钢焊缝进行焊接。对同种钢管对接的焊缝, 可由锅炉安装单位有焊接经验的焊工进行焊接。

(3) 焊接前应检查焊缝坡口处母材无裂纹、重皮、坡口损伤及毛刺等缺陷, 两管端清理范围内无裂纹、夹层等。

(4) 组对坡口的局部间隙过大时应修整, 使其符合规定, 严禁在间隙内填塞夹杂物。

(5) 焊件组对后, 应将其一端装配牢固, 并采取防焊接变形的措施。现场施焊组对时, 用特制管道固定架, 将组对的另一端固定, 防止变形及错边量过大, 避免强力对口和热膨胀对口, 减少焊缝产生较大内应力。

(6) 焊接时应防止管内有穿堂风, 要求施工现场遮风、避雨。否则焊缝容易产生夹钨、气孔等缺陷。高温过热器焊接恢复初期, 曾经因未注意遮风、避雨, 产生大量气孔、夹钨等缺陷, 造成返修。

(7) 严禁在非焊接部位母材上引弧、试电流或焊接临时物, 严禁在母材表面焊接对口卡具。

(8) 异种钢焊接采用氩弧焊打底后应立即进行宏观检查, 确认无缺陷后及时施焊。

六、小结

高温过热器出口焊缝断裂的因素很多, 经与厂家多次沟通, 同类型锅炉还有许多单位在使用, 暂未出现上述焊缝断裂现象, 可以说明原结构设计尚可行, 只是不便检修和维护。现场不按图施工和运行工况不稳定等因素, 应是造成焊缝断裂的主要原因。密封盒内焊缝移在外部只是从维修的角度考虑, 如果是原煤煤质、锅炉水质及运行工况的影响, 应该是容易造成锅炉水汽系统管壁磨损、腐蚀和过热, 以及发生管道穿孔或断管。

高温原因分析 篇2

采用涪陵逐日极端最高、最低气温资料,对涪陵的高温闷热天气进行了深入系统的.研究,揭示了涪陵高温闷热天气的发生、分布和时空变化特征.结果表明高温日数、极端最高、最低气温的线性趋势均为下降趋势,而闷热天气的线性趋势呈上升趋势.高温、闷热天气以及极端最高、最低气温之间有着不同的多尺度时间变化特征,且后者较前者复杂.

作 者：徐进明 谷骏 李欢 张葵 李愉  作者单位：徐进明,谷骏(重庆市涪陵区气象局,重庆,408000)

李欢,李愉(94755部队气象中心,福建,363000)

东疆地区异常持续性高温成因分析 篇3

关键词：高温；南亚高压；伊朗副热带高压；热低压

引言

2015年汛期哈密地区气候极其异常，5-6月各地降水较常年偏多，山区局地多次出现暴雨和大暴雨，而进入7-8月各地又出现历史上罕见的持续性高温天气。这次高温天气持续时间长、影响范围广，不仅引起大面积土地干旱，也给人们用水、用电和日常生活带来了极大的不便。

近百年来，全球正经历着气候变暖的趋势[1-4]，气候变暖将导致天气和气候极端事件的出现频率不断发生变化。近年来我国高温天气呈增加趋势，极端高温逐年增多，危害日趋严重。高温天气作为一种灾害性天气，越来越引起国内外学者的广泛重视。许多学者从大气环流背景、气候学或统计学角度等进行了深入研究与分析，取得了丰硕的成果[5-7]。其中最重要的结论是我国夏季异常高温与副热带高压持续稳定有紧密关系。高荣[8]等对1956-2006年中国高温日数的变化趋势做了研究，发现纬度较低的华南地区在20世纪70年代中期高温日数呈增加趋势；而长江中下游地区高温日数则是在80年代初开始增加；华北地区则是在80年代末开始增加的。李景林[9]等对新疆93个站点近50 a气温进行时空分析，指出四季及年平均气温均呈显著的上升趋势，并且具有明显的区域性差异。

哈密地处亚欧大陆腹地，远离海洋，是典型的温带大陆性干旱气候，高温天气是哈密地区夏季主要气象灾害之一，年年都会发生，只是影响程度不同。本文着重对2015年7月14日-8月11日异常持续高温现象进行细致全面的分析，对其形成原因进行深入探讨，给出造成此次高温天气的可能原因，以期待利用这次典型事例得到更多的信息和线索，为以后的高温预报工作提供更多参考。

1 、资料与实况

所用资料为哈密地区6个国家气象站2015年7月14日-8月11日逐日最高气温、降水资料和NCEP/NCAR2.5×2.5再分析资料。2015年哈密地区高温日数达52 d，第一个高温日出现在6月13日，最晚出现在8月29日，5月、9月没有出现高温天气，高温集中出现在7-8月，其中7月高温日数是近55 a最多的一年（图略），达到24 d，占全年高温日数46.2%，而8月的高温日数也居近55 a的第二位（2002年为25 d），达21 d，占全年高温日数40.4%。各站7-8月月平均气温26.8～31.4 ℃，比历史同期值偏高1.7～3.4 ℃。虽然此次高温天气过程中各站日最高气温没有突破历史极值，但却是哈密地区2015年入夏以来高温日数最多，持续时间最长、影响范围最广的一次高温天气过程，也是近55 a夏季以来最严重、最为罕见的一次持续性高温天气，表现出明显的异常特征。

2 、2015年持续性高温成因分析

2.1 高空形势分析。持续高温天气的出現与大尺度天气系统活动异常有关，尤其是与大陆暖高压或副热带高压以及中纬度冷空气活动有密切关系[10]。此次异常高温不仅与100 hPa南亚高压的位置有关，而且与500 hPa副热带高压有关。

2.1.1 100hPa南亚高压分析。南亚高压是夏季出现在青藏高原及领近地区上空的对流层上部的大型暖性高压系统，是北半球夏季100hPa层上最强大、最稳定的控制性环流系统，对夏季我国大范围旱涝分布以及亚洲天气都有重大的影响[11]。当强大的南亚高压控制高原地区（包括新疆），新疆一般表现为高温少雨的天气[12]。

分析此次持续性高温期间100 hPa南亚高压演变情况（图1），选用100 hPa位势高度场上1684 gpm等值线东伸脊点表示南亚高压的纬向位置。从平均高度场可以看出南亚高压中心位于35°N ，比常年偏北5个纬度，中心强度增至1688 gpm，比常年偏强4 gpm。 7月上旬，南亚高压为西部型，脊线位于35°N附近，东伸脊点最东位于60°E，相对新疆位置较为偏西，哈密受副热带大槽控制，未出现持续性高温天气。7月中旬开始，南亚高压东伸北抬，脊线位于44°N附近，中心位于85°E以西， 东伸脊点最东位于93°E，南亚高压控制新疆，哈密等地开始出现持续性高温天气。7月底南亚高压中心东西振动，调整为带状型，其东伸脊点继续东伸至100°E附近，但仍控制新疆大部。8月中旬副热带大槽南压，新疆受西风急流控制，促使南亚高压东移南调，逐步转为东部型，脊线南调至30°N附近，中心位于90°E附近，哈密持续性高温天气基本结束。

从南亚高压演变分析可以发现，7月中旬到8月上旬持续稳定的南亚高压的出现为哈密出现连续29 d高温天气提供了有力的大尺度环流背景。当南亚高压呈西部型分布，脊线位于35°N～44°N之间，东伸脊点位于90°E附近时，有利于哈密高温的出现，当形势长时间稳定则会造成哈密出现持续性高温天气。

2.1.2 500 hPa高度场分析。当副热带高压长时间稳定控制某一地区时，往往会造成该地区长时间的高温与干旱。伊朗副热带高压是夏季影响新疆高温天气的主要力量，属于典型的暖性高压天气系统，当伊朗副高（以下简称伊朗副高）随着大气环流逐渐北上到达新疆，开始影响新疆天气，意味着新疆高温天气的来临。

南京夏季高温原因及政策分析 篇4

1 今夏高温的原因

南京今夏这种高温现象的出现, 不仅是自然天气因素使然, 也与城市热岛效应等人为因素有着密切的联系。具体来说, 今夏如此高温原因有下:

1.1 自然原因

今夏强大的西太平洋副热带高压在较长的一段时间一直维持在我国大陆上空, 因副高压是下沉气流, 在其下沉过程中, 今夏很少有云层遮挡, 造成阳光直射大地, 难以形成云雨, , 形成高温持续的现象。此外, 今年以来, 中高纬度的西风气流较为平直, 东西向环流较强, 南北向环流变弱, 因此北方的冷空气难以南下与南京市及下游暖空气交会, 导致降水减少。此外, 另外一个难以忽视的自然原因即全球气候变暖, 近百年来, 地球的气温一直在缓慢升高, 这种气候现象的出现使南京所处的副热带地区夏季温度略微升高, 特别是副热带复合带的控制范围扩大, 只是副热带高压不断增强, 下沉更大, 导致天晴高温持续。

1.2 人为原因

今夏高温最重要的人为原因莫过于城市热岛效应, 城市气温高于四周郊区的温差现象被称之为“城市热岛效应”。南京市热岛效应的出现, 其原因主要有, 人口密集认为排放的热量大, 人们的生产生活都需要消耗能源并产生“废热”, 使南京市城区增加了许多额外的热量;密集高大的建筑物使南京城区的地面风速明显减小, 城市热量难以扩散, 混凝土、柏油马路以及各种建筑墙面吸热快但热容小, 其表面温度高于绿地和水面, 导致南京城区热能量失衡;此外, 城区工厂和居民生活向大气中排放的气体和烟尘, 形成“微尘云”, 阻隔了热量的向外发散, 导致夏天热量无法向外散发。南京总面积为6598平方千米, 包括11个市辖区和2个县, 2003年底非农业人口委372.39万, 南京市主城区人口密集, 建筑物众多, , 加之是三面环山, 一面向水的特殊地理环境, 在较快的城市化进程中, 城市热岛效应强烈。这无疑也是南京市今夏高温难耐的原因之一。

2 应对高温的政策举措

高温天气不仅影响着居民的日常生活, 更考验着政府的决策和应对机制, 面对高位极端天气, 南京市政府出台了一系列应对措施。高温固然是一种自然现象, 但拒绝高温, 政府部门并不是完全没有对策。南京市政府今年采取了一列“降温”政策。

2.1 政策法规的规范与完善

应对高温, 不仅要有完善的措施, 更应将措施规范化, 才能真正保证“降温”措施落到实处。如执行高温津贴, 南京市从七月开始发放高温津贴, 2013年江苏省将高温津贴正式纳入2013年五月实施的《江苏省劳动合同条例》 (修订) , 在《条例》中规定“用人单位安排劳动者从事高温天气作业和高温作业的, 应当采取防暑降温措施, 并按照国家和省的规定向劳动者支付高温津贴、岗位津贴。用人单位支付的高温津贴不得低于国家和省规定的标准。”这项新的规定意味着, 高温津贴不再是一项福利, 而是一种强制性补偿, 由此, 用人单位如果不按规定向劳动者发放高温补贴则属于违法行为;再比如, 南京油运制定《南京长江油运公司2013年高温、洪水期环境分析与安全对策》, 要求各管船公司、岸上单位认真组织学习、贯彻落实, 确保高温期的安全稳定;此外, 2013年6月南京市政府印发了《关于建立南京市气象灾害防御工作联席会议的通知》, 以贯彻落实国家和省有关气象防灾减灾工作的部署, 做好防御工作协调解决气象减灾等。

2.2 具体“降温”措施的执行

南京市政府为了减少高温对居民生活的影响, 启动高温三级应急, 在持续晴天高温的情况下实行人工降雨, 以便消暑。此外, 种植草坪绿地增加南京市城区绿化面积, 增加城区能够吸收热量的职务, 以减少反射热量的水泥和泊油路面积;在高温期间, 南京市人民政府急民所急, 积极转变职能提高服务意识, 建立城市高温预警机制, 积极提高短期预测精度, 在媒体和户外都建立了提醒标志, 用显著的标志预告高温灾害, 在媒体上每天滚动播放, 以提示居民做好高温防护准备;此外, 夏季高温水电供需紧张, 南京市政府部门之间及时交流信息, 配合密切, 齐心协力缓解居民缺水缺电的状况, 在交通、卫生、医疗、水利、电业等部门都设立了应急措施。

在今年的高温夏季, 南京市政府想方设法为城市带来了清凉, 为市民带来了关怀, 为整个南京市带来了绿色和清爽, 同时又给市民和高温作业者以人性的关怀, 这样一系列措施的出台和执行, 使南京这一“火炉”城市在2013年的夏季分外清爽。

参考文献

[1]杨士弘.城市生态环境学.科学出版社2003年版.

[2]周淑贞.束炯.城市气候学.气象出版社1994年版.

高温原因分析 篇5

华北地区夏季高温闷热天气特征的分析

依照日最高温度(Tmax)超过35 ℃为高温天气、最低温度(Tmin)超过25℃为闷热天气的定义,首先,讨论20世纪50年代以后华北地区夏季高温和闷热天气的变化特点及其大气环流的统计特征,并将高温、闷热天气分为高温、高温并闷热以及闷热这3类过程.之后,挑选和夏季发生的3类过程进行个例分析.60年代,夏季亚洲中高纬500 hPa高度场在乌拉尔山、贝加尔湖及鄂霍茨克海地区分别出现长波槽、脊及槽的环流占优势,华北地区易受大陆高压脊的`控制,出现了高温但不闷热天气的一个高峰.90年代,夏季亚洲中高纬地区,再次出现类似60年代的环流,而且,盛夏西太平洋副热带高压的影响可以向北扩展到华北东部地区.华北地区受大陆高压脊、西太平洋副高或两者共同影响,出现高温闷热天气并重的峰值时段.华北地区夏季出现的3类高温天气过程,亚洲中高纬度的大气环流在空间分布、垂直结构以及湿度和大气稳定度等方面存在明显差异.最后,利用反映温度、湿度及风速大小等气象要素对人体影响的体感温度,分析了这些要素对高温闷热天气的综合影响.

作 者：卫捷 孙建华 WEI Jie SUN Jian-Hua 作者单位：中国科学院大气物理研究所,北京,100029刊 名：气候与环境研究 ISTIC PKU英文刊名：CLIMATIC AND ENVIRONMENTAL RESEARCH年，卷(期)：12(3)分类号：P434关键词：高温闷热 大气环流 大陆高压 副热带高压

高温原因分析 篇6

关键词：高温环境；麒麟鸡；体尺；屠宰性能；相关性

中图分类号：S831.1 文献标志码：A 文章编号：1002-1302（2014）03-0148-02

我国是一个家禽养殖大国，特别是鸡的养殖居世界前列，但是由于我国幅员辽阔，南北地域的季节性气候差异大，特别是夏季热带地区的高热气候长达3～4个月之久，炎热的环境对热带地区的家禽养殖业带来了巨大的损失，尤其是每年造成的经济损失更为惊人。麒麟鸡也叫翻毛鸡，因其羽毛向上翻卷而得名，其爪、羽毛和皮肤均为黄色，具有典型三黄鸡的特征。麒麟鸡羽毛翻卷，皮肤外露，因此散热性能好，属于适合热带高温地区饲养的优质肉鸡品种。由于在家禽中羽毛翻卷的鸡还比较少见，而且对高温环境下麒麟鸡体尺与屠宰性能相关性分析的报道也很少，因此本研究对16周龄的麒麟鸡进行了屠宰性状测定，并对各项指标进行相关分析，旨在为麒麟鸡资源在我国的进一步开发利用提供基础研究资料。

1 材料与方法

1.1 试验动物及饲养管理

本试验用麒麟鸡由广东省茂名市高州市的橘凤孵化场提供，采用单因子设计方案，选取1日龄同批孵化、体重相近、健康的麒麟鸡408羽，雌雄各半，每个性别各设有6个重复，每个重复34羽，试验期为112 d。试验鸡在同一饲养条件下进行笼养，饲喂相同的饲料，自由饮水。基础日粮参照ZBB 43005—86《鸡的饲养标准——蛋鸡》[1]进行配制。

1.2 试验日粮与营养水平

试验日粮为金钱（湛江）有限公司生产的全价配合饲料，其营养水平见表1。

1.3 屠宰指标的测定方法

饲养至112 d时，从每个重复中随机抽取4羽鸡进行屠宰，每个性别各屠宰24羽，宰前禁食12 h，只供饮水并称活体重，屠宰方法采用颈部放血和湿毛拔法，同时进行屠宰性状的测定。测定方法参照农业部发布的NY/T 823—2004《家禽生产性能名词术语和度量统计方法》[2]进行。测定指标包括：活体重、屠体重、半净膛重、全净膛重、胸肌重、腿肌重、腹脂重；体斜长、龙骨长、胫长和胫围。

1.4 统计方法

数据的统计分析采用SPSS 17.0软件进行；采用One-Way ANOVA法进行单因素方差分析；采用LSD法进行显著性检验；统计结果用“平均值±标准误差”表示。

2 结果与分析

2.1 麒麟鸡体尺与屠宰性状的比较

对16周龄麒麟鸡的体尺和屠宰性状的各指标进行描述统计分析，计算平均数与标准差，并对各指标的雌、雄鸡之间进行方差显著性检验，分析结果见表2。由表2可知：雄麒麟鸡的所有体尺指标均高于雌麒麟鸡，其中体斜长、龙骨长、胫长和胫围在雌、雄麒麟鸡之间显示出显著差异（P<0.05）。16周龄的雄、雌麒麟鸡的平均活体重分别为2 389.81、1 809.21 g，与国内地方鸡种相比，麒麟鸡个体较大。由麒麟鸡屠宰性能各指标的比较分析结果可知：雌麒麟鸡的腹脂重高于雄麒麟鸡，两者的值分别为66.19、65.07 g，相差1.12 g，但差异未达到显著水平。其余指标均为雄麒麟鸡大于雌麒麟鸡，且差异都达到显著水平（P<0.05）。

2.2 麒麟鸡体尺与屠宰性状的相关性分析

用SPSS 17.0软件对麒麟鸡进行体尺和屠宰性状各指标间的相关分析，分析结果见表3。从表3可见：麒麟鸡的体斜长与屠体重呈极显著正相关关系（P<0.01），相关系数为0976； 与胫围、活体重、半净膛重、腿肌重和腹脂重呈负相关关系；与其他性状呈正相关关系，但是差异不显著。龙骨长与胫长呈显著正相关关系（P<0.05），相关系数为0.926；与全净膛重呈显著负相关关系（P<0.05），相关系数为-0.907；与胫围和活体重呈负相关关系；与其他指标呈正相关关系，但是差异不显著。胫长与胫围、活体重、半净膛重呈负相关关系；与其他性状呈正相关关系，但差异不显著。胫围与活体重、半净膛重和全净膛重呈正相关关系；与其他性状呈负相关关系，但差异不显著。活体重与半净膛重和腹脂重呈正相关关系。屠体重与腿肌重和腹脂重呈负相关关系。全净膛重与半净膛重、胸肌重、腿肌重、腹脂重呈负相关关系，但差异不显著。半净膛重与胸肌重、腿肌征、腹脂重呈负相关关系，但差异并不显著。

3 讨论

江新生等研究发现，体尺性状是反映机体发育状况的重要指标之一，该性状受性别因素的影响，不同性别之间的体尺结构存在一定的差异，大部分体尺性状均为雄鸡高于雌鸡，且差异显著（P<0.05）[3-5]。本试验研究发现：雄麒麟鸡的体斜长、龙骨长、胫长、胫围等体尺性状均极显著高于雌麒麟鸡（P<0.01），这与前人的研究结果一致，也进一步说明了不同性别的体尺存在差异，体尺性状的研究对于评价不同品种鸡的体质发育状况具有一定的现实意义。

牟东风等研究发现，屠宰性状能够反映产肉性能，因而可以直观地体现家禽的产肉能力[6-8]。本试验结果表明：雄麒麟鸡的活体重、屠体重、半净膛重、全净膛重、胸肌重、腿肌重均极显著高于雌麒麟鸡（P<0.01），但是雄麒麟鸡的腹脂重却极显著低于雌麒麟鸡（P<0.01），这与前人关于屠宰性能的研究结果相一致。说明雄麒麟鸡的屠宰性能高于雌麒麟鸡，而脂肪沉积能力较雌麒麟鸡低，总体来说雄麒麟鸡的屠宰性能优于雌麒麟鸡。

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体尺性状和屠宰性能的相关性分析能够更好地为新品种选育服务，从而为家禽育种工作提供重要的理论基础。大量的研究发现，大部分地方鸡品种的体尺和屠宰性状之间存在显著的差异。本试验发现：麒麟鸡体斜长与屠体重之间呈极显著正相关关系（P<0.01）；龙骨长与胫长呈显著正相关关系（P<0.05），与半净膛重呈显著负相关关系（P<0.05），这与杨燕等报道的京海黄鸡[8]，朱文奇等报道的高邮鸭[9]，包文斌等报道的萧山鸡[10]的体斜长和龙骨长与屠宰性能指标的相关性研究结论一致。因此在对麒麟鸡的育种过程中，可以通过对体斜长和龙骨长的选育来提高麒麟鸡的屠宰性状。

4 结论

通过对麒麟鸡体尺与屠宰性能的测定及其相关性分析，本试验得出以下结论：雄麒麟鸡的体尺性状和屠宰性状都优于雌麒麟鸡，雌麒麟鸡的腹部脂肪沉积量高于雄麒麟鸡，其他性状都极显著低于雄麒麟鸡（P<0.01）。对麒麟鸡体尺与屠宰性能的相关性分析显示：体斜长与屠体重呈极显著正相关关系（P<0.01）；龙骨长与胫长呈显著正相关关系（P<005），与半净膛重呈显著负相关关系（P<0.05），其他性状之间差异不显著。

参考文献：

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炼镁还原罐高温失效分析 篇7

根据我国的资源特点及经济状况, 目前, 主要采用硅热法 (皮江法) 冶炼金属镁。还原罐是热法炼镁的发生器, 它是由高铬镍耐热钢经电炉冶炼、离心浇注制成, 重量在500 kg左右, 形状呈试管状。加热炼镁还原罐的外部, 使其内部达到950 ℃～1 200 ℃的高温, 在高真空条件下, 生产出纯度较高的金属镁。还原罐的工作温度在1 180 ℃～1 200 ℃之间, 罐内抽成真空状态, 工况条件十分恶劣, 一般连续使用3个月左右即失效。常见的失效方式有两种, 一种是凹陷变形后开裂, 另一种是氧化裂纹穿透开裂。由于它由高铬镍耐热合金钢制成, 其造价高、使用寿命短, 直接影响金属镁的生产成本。因此, 探索高温条件下还原罐微观组织变化规律及失效机理、寻求提高其使用寿命的途径显得十分必要。

1实验材料

选取了山西某还原罐厂生产的还原罐作为研究对象, 试样选取温度最高的“热端”。试样采用的浸蚀剂为:盐酸 (30 mL) +过氧化氢 (20 mL) +酒精 (50 mL) 。在实际使用过程中, 每个还原罐的冷端温度基本相同, 热端由于炉温不均或控制不当相差较大。

2失效分析

2.1 化学成分分析结果

采用ARL26400光谱分析仪分析了还原罐失效前、后的化学成分 (见表1) , 结果表明还原罐材料成分正常, 属于耐高温高铬低镍合金钢, 由此可见还原罐断裂不是选材不当所致。

2.2 宏观形貌观察

试样经磨平、抛光和腐蚀后在扫描电镜 (SEM) 上观察组织。通过对所提取的还原罐样品进行宏观形貌观察和分析发现:低镍型耐热钢使用60天左右, 在罐体中部和靠近冷却端的一段产生严重变形 (瘪) , 不能装料、出料而报废, 罐体表面凹凸不平, 变形后开裂, 可见低镍型耐热钢热强性低, 热稳定性差。高温失效后还原罐的实物照片见图1。

2.3 金相组织分析

采用线切割方法在还原罐样品上取样, 经研磨、抛光及浸蚀后用金相显微镜观察其金相形态, 图2为还原罐失效前、后两种试样经王水浸蚀后的金相组织形貌。

金相检验结果表明:还原罐失效前材料基体组织为初晶奥氏体, 初晶奥氏体呈树枝状, 大块条块组织是共晶碳化物, 奥氏体基体上的黑色小麻点是时效析出的二次碳化物, 碳化物颗粒小, 弥散度大;共晶碳化物分布在奥氏体枝晶之间, 这些碳化物的存在极大地降低了还原罐的抗氧化性和塑性, 并易于萌生裂纹。由此可以断定, 还原罐在铸造成型后未经固溶处理 , 便在铸态下使用 , 网状碳化物即为铸造的产物, 晶界处分布的断续网状碳化物给高温下石墨的形成创造了有利条件。

由失效后的显微组织形貌可见:其显微组织发生了明显变化, 碳化物形态发生了变化, 共晶碳化物发生熔化、粘连;奥氏体晶界处出现链状析出碳化物, 有的呈团状分布在晶界, 奥低体晶内析出的细小碳化物发生溶解, 合并形成的二次碳化物尺寸有所增长, 而原先的共晶碳化物则部分成为零散分布的粗大的碳化物块, 有的共晶碳化物出现圆形的“黑斑”。

2.4 失效机理分析

晶界碳化物的存在使钢的脆性加大, 且提供了高温下氧化的通道及裂纹扩展的通道。过多的晶界碳化物会使裂纹沿晶界生成并快速扩展, 在没有足够的塑性变形的情况下, 出现断裂。图2表明, 晶界处还存在着一些游离石墨, 这是由于还原罐长期高温下工作, 晶界上的碳化物分解形成的。显微组织的观察结果表明, 在长期的高温时效条件下, 碳化物粗化或球化、细小弥散的强化相溶解或向其他结构的碳化物转化、基体中的合金元素在一定程度上产生贫化以及杂质元素弱化晶界等共同作用, 会造成材料蠕变强度明显下降, 缩短其使用寿命。

根据失效后的组织可以推测其组织变化过程:首先发生二次碳化物的沉淀析出及共晶碳化物的粒化, 随着使用时间的延长, 弥散分布的细小碳化物变得很不稳定, 会发生溶解、聚积长大现象, 碳化物一方面向晶界沉淀, 一方面向晶内周围较稳定的碳化物沉淀, 形成较粗大的碳化物;由于晶内、晶界碳化物的粗化, 减少了对晶界的钉扎作用, 降低了原来细小奥氏体组织的稳定性, 晶界开始迁移, 晶粒开始长大, 晶界碳化物的溶解使晶粒间形成间隙。当上述情况发生到某种程度时, 还原罐的高温强度大大降低, 导致变形失效。

3结论

还原罐出现裂纹以致发生断裂的主要原因是铸造奥氏体晶界上存在断续碳化物, 极大地降低了材料的抗氧化性和塑性, 在长期高温作用下晶界上的碳化物分解产生游离石墨, 使材料强度下降;同时还原罐在高温发生变形时, 在晶界上形成微裂纹, 从而导致还原罐在外部载荷的作用下发生断裂失效。

参考文献

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[2]徐日瑶.镁冶金学[M].修订版.北京:冶金工业出版社, 1993.

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[5]韩进田.一种非金属炼镁还原罐:中国, 96202585.2[P].1998-09-02.

高温水池池壁结构分析 篇8

1 壁面温差对池壁结构影响分析

1.1 壁面温差

当池壁两侧的温度不同时就存在壁面温差, 池壁温度高的一侧膨胀增大, 圆形池壁的曲率将发生变化。曲率的改变会受到池壁自身的阻碍, 产生温度应力。另外, 池壁的变形受到边界约束条件的限制, 也会产生温度应力。壁面温差与池壁厚度、池壁导热系数和池壁内外温差等有关, 其计算公式[1]为:

其中, h为池壁厚度, m;λi为池壁导热系数, 混凝土导热系数为2.03 W/ (m·K) (冬季) ;βi为池壁与空气间的交换系数, 取23.26 W/ (m2·K) ;Tn为池壁内水温;Tw为池壁外气温, 本例冬季室外最低温度为-16℃。用式 (1) 可计算得到池壁的最大壁面温差为48.77℃。

1.2 结构模拟

利用ANSYS有限元程序的Modeling和Meshing模块建立三维几何模型, 进行网格划分, 形成有限元模型[2]。使用Thermal热分析模块进行热分析, 经“Thermal to Struc”单元转换功能, 将得到的池体温度分布情况传递到结构单元。最后利用Structural结构分析模块完成沉淀池池壁结构的热—结构耦合模拟[3]。其中, 结构单元选用三维实体壳单元Solsh190, 池壁配筋双层双向钢筋Φ12@200, 按最大壁面温差考虑。

1.3 模拟结果分析

热—结构耦合分析结果, 通过“General Postproc/Plot Results”可得到环向正应力云图、径向正应力云图和竖向正应力云图, 如图1~图3所示。图1中, 池壁外侧环向正应力沿墙高度上部大、下部小, 均为拉应力, 最大拉应力值为11.3 N/mm2;池壁内侧环向正应力沿墙高度上部大、下部小, 均为压应力, 最大压应力值为7.51 N/mm2。外侧最大环向拉应力远超过C25混凝土的抗拉强度 (抗拉强度标准值ftk=1.78 N/mm2) , 出现竖向裂缝是必然的。

图2中, 池壁径向正应力相对较小, 沿墙厚方向外侧小、内侧大, 均为拉应力;沿高度底部正应力大, 最大径向拉应力值为1.59 N/mm2。

图3中, 池壁外竖向正应力沿墙高度上部小、下部大, 均为拉应力, 最大拉应力值为9.54 N/mm2;池壁内侧竖向正应力沿墙高度上部大、下部小, 均为压应力, 最大压应力值为9.65 N/mm2。

由以上分析可得, 对于壁面温差较大的特殊用途大中型混凝土水池, 在壁面温差及水压力作用下池壁外侧的拉应力可能很大, 很难避免裂缝产生。为了避免池壁开裂、抑制裂缝宽度过大, 应采用预应力钢筋混凝土结构, 或采取其他措施。

2 裂缝修复及加固方案分析

根据目前结构加固技术, 池壁结构修复加固方案很多, 如钢板加固法、预应力钢绞线加固法、碳纤维补强加固法等等[4]。根据本工程具体特点, 可以选择的基本方案有:

1) 在水池外侧增设钢板环箍加固的方法。对于圆形水池池壁加固, 采用这种方案的优势是施工较为简单, 有较成熟的加固经验, 具体钢板环箍的尺寸、位置和数量须通过优化设计确定[5]。

2) 在水池外侧做钢筋混凝土柱, 沿环向设置预应力钢绞线来加固水池。这种方案加固后需要注意预应力筋的保护, 有关构造要求可参考CECS 216:2006给水排水工程预应力混凝土圆形水池结构技术规程[6]。

3) 在水池外贴碳纤维补强加固。碳纤维通过环氧树脂与池壁粘贴, 能可靠地与钢筋混凝土池壁共同工作。碳纤维具有弹性模量大, 密度小, 抗疲劳强度高, 耐久性能好, 抗腐蚀, 柔性好等优点。另外, 树脂具有良好的防水性能, 对混凝土的劣化及钢筋的腐蚀起到抑制作用, 且耐酸、碱、盐及腐蚀。碳纤维补强加固能最大限度地保留水池结构原来特点和外形, 与传统加固方法相比有着卓越的效果[7]。外贴碳纤维的有关构造可参考CECS 146:2003碳纤维片材加固混凝土结构技术规程 (2007版) 。

加固方案各有优缺点, 对于粘贴碳纤维布和粘钢加固的一般经验是:当补强所需面积较小的普通小荷载结构或构件、粘贴碳纤维布1层~2层即可满足要求时, 优先选用粘贴碳纤维布加固方案, 其经济性和施工操作性优势明显;当结构补强所需面积较大时, 优先选用粘钢加固方案, 可大幅提高结构的承载力或受力性能, 并取得良好的经济性;将上述方法进行组合也是一种不错的加固方案, 即在池壁外先采用纤维加固, 再在池壁顶部、中部和底部设置钢板箍加固。

所有加固方案在实施前均需要经过方案设计论证确定。加固实施的主要环节:对开裂部位做必要的清除、防锈及灌缝处理;然后用高压水冲洗干净, 用高标号水泥砂浆抹箍, 使之基面平滑;水泥砂浆达到强度后, 进行最终加固及加固后评估[8]。

3 结语

1) 地上钢筋混凝土水池结构, 当池内水有一定的温度时, 结构设计应充分考虑温差作用影响。

2) 利用ANSYS进行水池池壁分析, 关键的是选择单元类型与要分析的问题密切结合。本例采用Solsh190单元模拟, 能较准确表达出池壁内外侧应力分布, 验证裂缝出现的原因及方向。

3) 开裂水池加固方案很多, 加固方案的选用应结合具体工程, 应该进行方案优化。

摘要：结合某高温水池的具体情况, 研究分析了壁面温差对钢筋混凝土圆形水池池壁的影响, 利用有限元通用软件ANSYS, 模拟了池壁应力的分布规律, 并提出了结构修复加固方案。

关键词：池壁,模拟分析,壁面温差,钢筋混凝土结构

参考文献

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高温原因分析 篇9

1 法兰连接密封性影响因素

法兰接头是一种可拆卸的装置, 实际工程中它需要经常拆卸, 所以联接面密封的可靠性就成为能使工业生产正常运行的首要条件。螺栓法兰联接属于强制密封, 依靠联接件通过被联接件强制挤压密封元件使之密封。

法兰连接使用方便, 能够满足大多数工况需求, 使用范围广泛, 其密封性好坏主要取决于以下三要素:设计 (选用标准、介质温度、压力、介质性质等) 、法兰配件 (法兰、螺栓、垫片等) 、施工 (工机具、计算、安装技术、人员资质、润滑等) , 一般情况下设计及法兰配件较易控制, 出现问题几率较低, 对法兰泄漏率影响较小, 而施工过程对法兰密封好坏影响较大, 且影响施工质量的因素很多, 除了工机具、计算、润滑等客观因素外, 还有一个重要且控制难度较大的因素, 即施工人员, 施工人员的素质直接影响施工质量, 根据BP公司对法兰泄漏统计分析可以得出:85%法兰泄漏是由于螺栓锁紧力不足或不均匀所致, 15%是由于设计和法兰配件问题所致, 所以施工过程管理显得尤为重要。

2 高温部位法兰易泄露原因分析

根据法兰连接三要素我们可以得出法兰泄漏原因主要有设计原因、法兰配件质量问题及施工质量问题。那么对于高温部位法兰为什么较其他部位容易发生泄漏呢?原因主要体现在高温上, 而高温主要影响的是法兰螺栓的膨胀形变, 从而影响螺栓的锁紧力, 因此如何准确的为法兰提供所需的预紧力, 使螺栓受热预紧力衰减后仍能提供满足生产所需的法兰锁紧力, 是以下探讨的内容。

2.1 预紧力对法兰泄漏的影响分析

预紧力即高温部位法兰在冷态状态下对其螺栓提供的锁紧力, 预紧力的大小直接决定法兰密封效果, 预紧力过小会使法兰对垫片的压力不够, 在介质的压力下产生缝隙, 造成泄漏;预紧力过大会损坏螺栓或垫片, 造成泄漏;预紧力不均匀, 法兰对垫片会压偏, 造成介质泄漏。如图1所示:Fmin-法兰密封所需最小预紧力、Fmax-法兰密封所需最大预紧力、F-螺栓预紧力范围。当预紧力范围F超出Fmin-Fmax时, 会使法兰的夹紧力过小、过大或不均匀, 从而影响法兰的密封效果, 甚至造成泄漏。

另一方面, 在实际施工中, 螺栓所得预紧力F又取决于我们施加给螺栓的预紧力矩TT、螺牙之间的摩擦力FF1及螺帽与承载面的摩擦力FF2, 摩擦力FF1与FF2越大, 实际作用在螺栓上的预紧力就越小, 法兰得到的夹紧力也就越小 (如图22) 。

从图2中可以看出摩擦力越小, 在同等预紧扭力下, 螺栓得到的拉力越大, 法兰得到的夹紧力也就越大。所以螺栓紧固时施加给螺栓的扭力并不能全部转化为螺栓得到的拉力, 当我们计算出法兰密封螺栓需要的扭力矩时, 要考虑摩擦力的影响, 根据摩擦系数适当增大螺栓预紧力矩, 这一点紧固法兰作业时要特别注意。

2.2 温度对螺栓预紧力的影响分析

螺栓会随温度的升高产生轴向拉伸形变, 造成预紧力变小, 如图3所示, 温度越高, 螺栓预紧力衰减越多, 当螺栓预紧力衰减至小于法兰密封所需最小夹紧力时, 就会产生泄露。

另一方面, 当热负荷变化时, 特别是交变工况下, 螺栓预紧力会出现多次衰减, 直至稳定, 预紧力在多次衰减过程中, 一旦衰减至小于法兰密封所需最小夹紧力时, 就会产生泄漏。如果螺栓预紧力足够, 经过交变热负荷预紧力衰减稳定后, 依然大于法兰密封所需的最小夹紧力, 法兰就不会发生泄漏。可见在交变热负荷工况下, 给法兰螺栓合适的预紧力显得尤为重要。

2.3 法兰紧固工具对预紧力的影响

实际法兰紧固作业中, 我们需要迫切知道的是法兰实际夹紧力F, 但我们实际能够测量的是施加给螺栓的扭力矩T, 由于测量工具的误差及摩擦力的存在, 实际施加给螺栓的扭力值的准确度受到很大影响, 根据《BP Amoco Piping Joints Handbook》手册可知, 一般手工力矩扳手输出力矩误差为±60%, 气动力矩扳手误差±40%, 手动液压扳手误差±30%, 液压拉伸器误差±10%, 由于这些工具的误差所在, 使得真正作用在螺栓的预紧力产生偏差, 当偏差超出法兰紧固所需的最小或最大夹紧力时, 法兰泄露的风险就会随之增大, 这就要求我们根据法兰的重要程度选择合适的紧固工具。

3 采取措施

3.1 针对摩擦力采取的措施

由上文分析可知, 紧固法兰螺栓时, 施加的预紧力矩实际作用到螺栓上的大小, 主要受螺牙之间的摩擦力F1及螺帽与承载面的摩擦力F2影响, 螺牙之间及螺帽与承载面之间的摩擦系数越小, 螺栓实际得到的拉力越大, 法兰得到的夹紧力也就越大 (如图4) , 所以针对两个不同的摩擦力需要采取以下措施:

3.1.1 对螺纹变形或损坏的螺栓进行更换, 并对更换的螺栓充分润滑;

3.1.2 对可以重复使用的螺栓, 拆卸后进行螺纹清理及充分润滑;

3.1.3 出现锈蚀严重, 螺纹无法修复的螺栓必须进行更换;

3.1.4 对螺帽及螺帽承载面进行清理及润滑;

3.1.5 根据法兰规格及介质性质从法兰紧固所需扭力矩表中选取合适扭力值;

3.1.6 对每个法兰建立紧固数据表, 专人负责。

3.2 针对工具误差采取的措施

由于螺栓紧固时使用的工具对螺栓最终得到的预紧力影响很大, 所以需要根据法兰的工况及重要程度选用合适的工具。根据各种工具的准确度不同, 对于重要部位、易引起事故或影响装置长周期运行的法兰, 要选择测量偏差较小的工具, 如液压拉伸器来紧固法兰, 这样法兰得到的夹紧力偏差较小, 出现泄漏的概率很小。对于一般法兰或对装置影响不大的部位法兰, 选取液压扭力扳手或一般扭力扳手, 并严格按照需要设定扭力值, 使法兰得到的夹紧力达到密封需要的范围, 在试压及升温过程中仔细检查, 及时消除漏点, 避免开工后法兰的泄漏。

3.3 针对热负荷下螺栓预紧力衰减采取的措施

由上文分析可知, 螺栓温度升高后, 预紧力会减小, 在交变热负荷下, 螺栓预紧力会出现多次衰减, 直至达到稳定, 针对此情况并根据以往经验, 装置开工前会用蒸汽试压, 此时螺栓相当于经历一次热负荷, 引入介质升温正常后, 相当于螺栓经历第二次热负荷, 螺栓的预紧力会经历两次衰减, 因此试压不漏的法兰可能会在开工升温后发生泄漏, 所以建议采取以下措施避免螺栓预紧力衰减泄漏:

3.3.1 蒸汽试压时, 出现泄漏的法兰做好标记, 开工升温后重点检查。

3.3.2 经过检修的高温法兰, 在装置开工稳定前一周不要打保温, 进行逐个检查, 对预紧力不足的进行及时热紧。

3.3.3 重点部位泄漏风险高的法兰不要打保温, 防止打保温后螺栓温度升高预紧力衰减发生泄漏。

4 结语

由以上分析可知, 高温部位法兰泄漏主要是螺栓预紧力不足, 而使螺栓预紧力不足的因素主要有紧固测量工具的偏差、螺栓升温后预紧力的衰减 (交变热负荷下会多次衰减) 、摩擦力的影响等, 如何克服这些影响因素, 经过现场实践, 本文总结了几点措施与建议, 以供同行参考。

参考文献

[1]张林青.石油化工装置管法兰的泄漏分析[J].炼油技术与工程, 2010, 06:40-6.

高温原因分析 篇10

关键词：锅炉,高温过热器,电力工业,发电设备

随着我国社会经济的快速发展, 我国的电力工业建设也取得了迅猛的发展, 各种类型的大容量火力发电机组不断投入使用。当前, 在电厂企业中, 锅炉结构及其运行日益复杂, 由于设计、制造和运行管理等原因, 锅炉爆管事故时有发生, 严重影响到了电厂发电设备的安全、稳定运行。其中, 高温过热器作为锅炉的主要构件之一, 其爆管事故的损失最大, 是影响电厂安全供发电的主要因素之一。基于此, 笔者进行了相关介绍和研究。

1 事故情况

某电厂的160 t/h电站锅的型号为UG-160/9.8-M, 最大连续蒸发量为160 t/h, 过热器出口工作压力为5.3 MPa, 过热蒸汽温度为450℃, 给水温度为158℃, 循环方式自然循环。低温过热器、高温过热器两侧均安装有2台IR525型长伸缩式蒸汽吹灰器, 吹灰蒸汽参数为1.1 MPa和310℃。该机组自2009-04投产运行, 2010年首次内部检验, 检验中对高温过热器、低温过热器等进行测定和胀粗检测, 均未见异常;2012-08, 该台锅炉高温过热器爆管泄漏, 被迫停炉处理, 并进行了内部检验。检验发现爆管部位为炉右侧第2屏背流面第1根管子, 管子规格为φ38 mm×4 mm, 材质为12Cr1Mo VG钢。

2 爆管检测分析

2.1 宏观检查

在爆管处, 通过对爆管内、外表面宏观检查发现, 爆口边缘最薄为1.7 mm, 内、外表面无明显氧化减薄现象, 爆口长为209mm, 宽30 mm, 呈喇叭放射状, 爆口最大胀粗为79 mm, 距离爆口裂纹尖端25 mm处管子的胀粗为59.23 mm, 爆口处管壁呈刀刃状, 爆口向外翻卷;爆口的内壁附近由于受到管内高温、高压蒸汽的冲刷而光洁度较高;泄漏的管子由于受到高压、高速气流的反作用力, 造成了爆管附近管子变形、吹损及管壁厚度减薄。

2.2 金相组织检测

12Cr1Mo VG钢高温过热器管的金相组织通常由铁素体和珠光体或贝氏体组成。在较高温度下, 长期使用会使珠光体中的渗碳体发生球化。所检测管段的金相组织如图1和图2所示, 其金相组织形态为铁素体 (白色区域) 和珠光体 (暗色区域) 。图1珠光体的形态完好, 只有层片状渗碳体呈断续状, 出现了初期的轻微球化, 组织处于较好的状态;图2为减薄处的金相组织, 减薄处的组织除边上有损伤外, 其特点与正常高温过热器材料组织并无差别。

2.3 化学成分检测

高温过热器管材质为12Cr1Mo VG, 经光谱仪对爆管段化学成分分析, 结果如表1所示, 分析结果符合《高压锅炉用无缝钢管》 (GB 5310—2008) 标准。

2.4 力学性能分析

对爆管段进行常温力学性能测试, 结果如表2所示, 均未发现异常, 各项强度指标均在GB 5310—2008标准之内。

高温过热器管成分符合相关标准, 金相组织处于良好状态, 球化轻微, 力学性能尚好。因此, 此次过热器爆管可排除高温过热器管选材错误、高温蠕变、材质失效等方面的因素。

3 爆管原因分析

从严重磨损的情况分析, 高温过热器管是外表面受到非正常的冲刷磨损, 处于爆管的16#蒸汽吹灰器中心线高度附近。在对比分析的基础上, 笔者认为这一非正常磨损主要来自于蒸汽吹灰器吹灰时喷出的蒸汽对高温过热器的过度冲击。

3.1 吹灰参数偏离设计工况和程序不合理

该公司锅炉所用吹灰器是美国戴蒙德专利产品, 吹灰器由传动部分、吹灰枪管、吹灰进汽阀组成, 采用的吹灰介质是来自锅炉的低压过热蒸汽, 设计阀前压力为2.0~3.0 MPa, 温度低于350℃, 吹灰压力为1.07 MPa, 最高压力为3.92 MPa。但该锅炉实际吹灰器汽源为汽包饱和蒸汽, 饱和温度为260℃, 蒸汽湿度大, 在相邻两次吹灰时间间隔内会有大量的蒸汽凝结成水集存于系统管道中。而吹灰器启动前的疏水时间为300 s, 疏水不充分, 即使延长疏水时间, 由于采用的是程控吹灰, 要先吹14台炉膛内吹灰器, 每台吹灰器时间为144 s, 然后才采用过热器吹灰, 因此, 间隔时间较长, 吹灰管线内产生了积水。过热器启动初期压力较高, 高压水瞬间高速喷射到过热器管壁上, 对管壁造成强烈的冲刷磨损, 日积月累最终造成管壁减薄爆管。

3.2 监督管理不到位

戴蒙德吹灰器全部由厂家提供现场工艺安装方案、参数调整等技术服务, 虽然在安装使用过程中提出了一些改进意见, 但不够完善和全面, 对吹灰器参数调整、监督管理存在不到位情况。

4 预防措施及效果

4.1 预防措施

4.1.1 更换爆破、减薄管段

根据对过热器管检测结果, 决定对吹损减薄壁厚小于2.1mm的管段进行更换。新换管段的材质选用与高温过热器同材质的12Cr1Mo VG合金钢, 管段接合面采用氩弧焊焊接, 并对焊口进行100%射线检测, 确保焊口100%合格。

4.1.2 改进吹灰器

针对吹灰器汽源蒸汽带水的问题, 我们建议该厂对吹灰器进行试验改进, 延长锅炉疏水时间, 修改吹灰程序, 采取间断疏水并提高疏水温度、增设压力测点, 引入DCS和电脑程控吹灰系统, 采用1 MPa的过热低压蒸汽作为吹灰器汽源。由于低压蒸汽对应压力下饱和温度仅为186℃, 过热低压蒸汽过热度较高, 即使吹灰前不疏水或吹灰器、相关系统管道有一定的散热、降温过程, 吹灰器运行期间也不会出现吹灰蒸汽凝结带水吹损受热面管束的问题。同时, 吹灰疏水进入疏水箱, 并经疏水泵进入除氧器, 吹灰疏水和排汽可全部回收利用, 有效避免了以汽包饱和蒸汽作为吹灰器汽源在疏水时产生的大量汽水、热量损失。具体改进措施如下: (1) 将所有吹灰系统与吹灰器相连的磨损泄漏严重的弯头更换。 (2) 按吹灰器流程, 在原吹灰系统增加进汽手动阀4只。吹灰系统分为三层控制, 第一层为炉膛下层吹灰系统, 共8台固定式短吹灰器;第二层为右墙吹灰系统, 共2台炉膛固定式短吹灰器、1台过热器长伸缩式吹灰器;第三层为左墙吹灰系统, 共4台炉膛固定式短吹灰器、1台过热器长伸缩式吹灰器、2台省煤器短伸缩式吹灰器。每层1个手动阀、1个电动阀, 该锅炉吹灰总线一个手动总阀。 (3) 将与原汽包自用汽相连的吹灰系统管线割除, 汽包上自用汽管线出口加2只手动阀, 并在阀后加盲板。 (4) 各层吹灰系统疏水线汇总后, 各加1个疏水手动阀, 分别安装在该锅炉吹灰疏水电动总阀前, 疏水由去排污扩容器改为去疏水总管, 最后进入该锅炉疏水扩容器。 (5) 在该锅炉疏水电动阀门前管线上加装热电偶、压力表, 信号接入吹灰控制系统。 (6) 锅炉吹灰蒸汽总管南侧疏水一路去该锅炉排污总管, 一路接入该锅炉疏水总管后进入该锅炉疏水扩容器, 均可作为吹灰总管夏天疏水用。 (7) 锅炉吹灰蒸汽总管南侧用φ60 mm×4 mm的管线与该锅炉电除尘伴热进汽总管相连, 为电除尘伴热备用汽, 可作为吹灰总管冬季疏水用。

4.1.3 过热器管束增加防磨护板

原过热器管束无防磨护板, 烟尘磨损或吹灰蒸汽冲击很容易使受热面损坏。因此, 检验后, 我们建议电厂对该锅炉高温过热器背流面和低温过热器迎流面吹灰器吹扫范围内增加防磨瓦。

4.1.4 加强锅炉检验检查管理工作

通过加强对锅炉检验检查管理工作和吹灰器使用过程中的管理工作, 并增大过热器监测范围, 对可能出现的问题及时发现和解决, 可确保锅炉的安全运行。

4.1.5 检查其他吹灰器附近的管壁

鉴于此次高温过热器爆管是因吹灰器吹灰时蒸汽过度冲击所造成的, 因此, 在定期检验时, 应重点对该锅炉其他吹灰器附近水冷壁厚度进行检测。检测中共发现壁厚小于2.5 mm水冷壁管30根, 其中, 有6根水冷壁管厚度小于等于2.0 mm。通过及时更换不合格管段, 避免了该锅炉可能发生大面积爆管的恶性事故。

4.2 整改效果

该锅炉从2012-08月检修、检验整改后启动至2014-08停炉检验, 实现累计连续安全运行17 280 h, 在该锅炉24个月的运行中, 大部分时间保持90%以上额定负荷运行。2014年, 该锅炉大修检验期间均对该炉炉膛及过热器附近共计16个吹灰器吹扫范围内水冷壁管和过热器管段进行了检查、检测。检查结果表明, 炉膛内水冷壁管、过热器管上无大块焦渣, 仅在壁面上浮着1~2 mm浮灰。该锅炉高温过热器管2012年与2014年的具体监测数据对比如表3所示。

从表3可见, 因爆管、壁厚不合格更换的高温过热器管段无明显变薄, 吹灰器工艺措施改进后在吹灰器吹扫范围内未更换的管段磨损无明显加重。由此可见, 高温过热器爆管的整改措施行之有效。

5 结束语

综上所述, 在高温过热器的实际使用过程中, 时常会发生爆管事故, 不仅会造成电厂企业经济效益的损失, 还会给电厂的安全、稳定运行构成威胁。因此, 相关工作人员要把监督检验管理工作做到位, 严格按照厂家的说明书及运行规程进行操作;加强操作管理, 从而确保锅炉的安全、稳定运行。该锅炉高温过热器通过采取上述措施进行处理, 取得了良好的成效, 对锅炉的安全、稳定运行具有重要的参考价值。

参考文献

[1]郭伟平.锅炉高温过热器爆管原因分析及防范措施[J].技术与市场, 201 (06) .

论高温陶瓷饰品 篇11

景德镇陶瓷工艺制作已有近两千年的历史,却始终没有做多少陶瓷饰品,而在异国它乡的陶瓷店却能看到很多的陶瓷饰品,是中国陶瓷饰品无缘于其他饰品行列,还是没有想到用陶瓷制作的产品去开发陶瓷饰品市场呢?无究可考。但是可以确定用陶瓷来做饰品应该是一种性能可靠的先进设想,它是用优良的天然环保材料,这里是指高温陶瓷饰品,不但原料取材于天然土壤,含有很多对人体有益的矿物质,而且价格不高、设计空间很大、又丰富了陶瓷市场,让人们对陶瓷增加新的了解和运用价值。

陶瓷饰品配料烧制和温差决定着陶瓷饰品的珍藏和应用价值,现在就来讲陶瓷饰品的温度差别的制作区分。

一、低温陶瓷饰品

(这是低温陶瓷图片)

低温陶瓷饰品其实它只能叫陶而不能叫瓷,甚至可叫泥,它没有什么光泽度,一般配料含镉、铅比较高。因为它还没有形成瓷,它是在(700度——900度)低温中烧制的产品,工艺简单成本也比较低。有一定的对人体有害元素存在,成品的颗粒度很大易进水藏菌,不宜暴晒冷冻,而且因时间气候退化会变色掉皮,不宜佩戴身上,作为观赏为好。

二、中温陶瓷饰品

(这是中温陶瓷图片)

中温陶瓷饰品比低温陶瓷饰品好些,它改善了原料配方,在它烧制过程中温度提高到(1000度——1100度)左右。含铅、镉等有害元素少。颗粒度细数点藏水率比低温的低,虽然含有不良元素,但对人体没有大害,在工艺设计上也可以广泛一点,创作花面颜色上也可以丰富点,比低温陶瓷饰品档次高一点,可作为佩戴欣赏的陶瓷饰品。

三、高温陶瓷饰品

(这是高温陶瓷图片)

高温陶瓷饰品比中低温陶瓷饰品精细多了、它应用了景德镇传统工艺流程的制作方法,结合了现代高科技的设计配方和当代时尚工艺,能淋漓尽致发挥它的多种特长,在高温1200度的温度以上成型,色釉丰富多彩,在原材料上也比中低温的陶瓷环保的多。不含对人体有害的铅、镉等元素。而又能保存时间长,不会变质变色,还能像其他艺术高温陶瓷一样收藏待古,甚至有的人把过去的老瓷片镶上各种有色金属佩戴欣赏玩耍,这些如果不是高温陶瓷是做不到的,从而证实只有高温陶瓷饰品才有它在陶瓷饰品中的独领风骚。所以说高温陶瓷饰品在其陶瓷饰品中的市场上占有主导地位。

我们在购买陶瓷饰品时,要一看瓷质、二看釉面、三看工艺等。一看在瓷质上看到的易碎程度,在太阳下暴晒或冷冻后会破碎的陶瓷饰品一般都是中低温的,而高温陶瓷饰品能抗晒、抗冷冻、不易破碎。二看在釉面上陶瓷饰品的聚光点,如没有什么聚光点,而是散光的或无光泽度的都是中低温的陶瓷饰品。而高温陶瓷饰品它的发光点强,聚光好集中。三看中低温的陶瓷饰品一般用工具机械制作的多,而手工的少见,这类饰品规格上比较机械,大小差别不大,在烧制过程中温度没有那么高,所以不容易变形,而高温陶瓷饰品不同,它以传统手工为主,画质精细,有点工艺难度,而烧制在1200度以上的高温中,易变形成活率低,成活率没有中低温的高。所以说高温陶瓷饰品要比中低温的陶瓷饰品珍贵多了。

在高温陶瓷饰品的领域中,人们有太多的暇想空间,应用广泛,它既能把它做成很高档的工艺艺术精品,也能做成大众群体的华丽装饰品,男女老少各有所喜的佩戴珍饰,还能点缀家具装饰、车饰、包饰等,用途相当广泛。

陶瓷饰品现在还是刚刚起步,由于它不会含有对人体有害元素,而且高温陶瓷饰品还原自土壤中提取含有对人体有益的矿物质,永不褪色变样。高温陶瓷饰品设计是一种创造性的产品,它和其它饰品造型艺术一样,其决定作用的造型艺术、色彩材料与配套材料等因素,他们相互制约、相互促进,所以说高温陶瓷饰品设计也是一门综合性的造型艺术。

高温陶瓷饰品在不同的材料,不同的釉色,不同的造型,决定着不同的成型工艺产品,工艺的方法也多种多样。人们感知饰品时首先映入眼帘的就是饰品的装饰效果,是高温陶瓷饰品里飘逸出来的设计者巧工妙手的寄托内在修养寓意。市场流行的高温陶瓷饰品不仅追求了艺术的美,借鉴了绘画、雕塑、彩釉和其他姊妹艺术的经验,而且打破了时空限制,突破了原有的艺术形式,强化了作品意境,探求了高温陶瓷饰品的装饰材料装饰技法的自然天成之美,达到人为装饰美与天然浑成的胎质美,釉色工艺美的高度美感,让人们在有限中找到无限的设想,成为充满美感、充满自由、使其它饰品所不能替代的珍贵饰品。

冯建华

1961年生于景德镇,景德镇高级工艺美术师。1977年属轻工业第一批小艺人,创作《元春省亲》《牡丹仙子》等作品多次获奖。

电话:0798-8282884 13170987078

高温原因分析 篇12

1 锅炉高温过热器爆管的主要原因

1.1 锅炉设计和选型不当

笔者通过调查分析爆管事故得知, 由锅炉设计和选型不当引发的事故占总事故的14%~15%, 它是过热器爆管的一个主要原因。锅炉设计和选型不当主要体现为:1锅炉设计缺乏多样性, 致使锅炉的适应性差。由于锅炉在设计和生产中几乎不考虑不同地域在燃料和燃烧方式上的不同, 所以炉膛尺寸的适应性较差, 难以适应煤种的变化。当炉膛高度过高时, 炉内气温相对较低, 造成了热能的浪费;当炉膛高度不足时, 又会使过热器的温度超过正常承受范围。2锅炉过热器系统设计存在一定缺陷, 例如将过热器的前后级直接连接在一起, 而没有左右交叉或在中间位置设置混合联箱。这种设计会导致前后级的热偏差叠加在一起, 增加爆管的可能性。3材料选择。尽管通过计算过热器的理论壁温和偏差都能确保所选用的管材能够承受最高温度, 但过热器在实际使用过程中, 还是会因多重因素的作用和各种误差的叠加而出现爆管, 因此, 材料的选择要尽可能地最优化。

1.2 过热器的制造工艺较差

除设计因素外, 过热器的制造、安装和日常维护也是影响其使用质量的重要因素。例如, 过热器焊接处有异物堵塞, 从而影响了焊接质量;人为地缩小了热蒸汽流通管道的口径, 当热蒸汽在管道内流通时, 被异物堵塞住的管道会大大增加整个管路的压力, 一旦压力超过过热器管材的承受范围, 就会出现爆管;过热器管道壁较薄、管材质量较差等也极易引起爆管。

1.3 锅炉运行时间过长

锅炉长时间运行, 导致过热器腐蚀、老化也是发生爆管的一个重要原因。锅炉在运行过程中会产生大量蒸汽, 由于水质问题, 蒸汽中难免会有硫、氯、铁等杂质, 再加上过热器受热不均匀, 有些硫化物或氯化物便会黏附在高温区域的壁面上, 形成污垢。这些污垢有的具有腐蚀性, 会腐蚀管壁, 使该处管壁越来越薄, 最终引发爆管;有的污垢则会聚集在一起, 使过热器排气不畅, 进而引发爆管。此外, 煤炭燃烧效率不高, 也会造成过热器受热不均匀, 进而引发爆管。

2 防范锅炉高温过热器爆管的对策

2.1 优化锅炉设计和相关制造工艺

锅炉的质量和适用性取决于锅炉的设计和相关制造工艺, 因此, 通过优化锅炉设计方案和相关制造工艺, 便能提升锅炉质量, 降低过热器爆管事故的发生率。设计时, 相关人员应结合火电厂的实际状况, 对燃煤质量、发电情况和锅炉维护状况等进行充分的前期调研, 然后设计出专业性、针对性强的锅炉和配套设施。锅炉焊接是锅炉制造工艺中的核心技术, 因此, 控制好焊接质量, 力争做到无缺陷焊接, 能够有效减少锅炉高温过热器爆管事故的发生。

2.2 做好锅炉过热器的检查、维护工作

工作人员应认真做好日常维护、检查工作, 降低爆管事故的发生率, 有效提高锅炉设备的运行效率和发电厂的经济效益。锅炉高温过热器的日常检查、维护工作应主要包括以下几个方面的内容:1定期检查过热器的焊接部位。一旦发现裂缝、气孔或夹渣等问题, 应立即维修, 如果问题严重, 还应马上更换管道。2定期检查过热器管道中受热较多的区域, 检查其腐蚀程度或结垢状况, 同时测量管道壁的厚度。对于腐蚀、结垢状况较轻的, 应打磨处理;对于腐蚀、结垢严重的或即将穿孔的, 应立即更换管道。3定期检查给水装置, 确保减温水的供给稳定、正常, 并将过热器管道的温度控制在可承受范围内。4检查管道的粗度, 对比原始粗度数据, 对于超过原始粗度3.5%以上的, 应立即更换。

2.3 加强锅炉日常运行管理

加强锅炉日常运行管理也是防范过热器爆管的重要措施之一。具体管理措施有:1使用二级减温水按科学的比例进行调温处理。通常, 第一级运用粗滤法进行调理, 第二级运用减温调水进行调理, 这样能在很大程度上保证减温水比例的合理性。2科学调节锅炉的烟气侧, 通过调节锅炉排出的烟气数量、温度来有效调节过热器的对流吸热量。3控制好锅炉的燃烧风量, 避免锅炉温度出现过高或过低等不稳定的状况。

3 结束语

总的来说, 电厂锅炉高温过热器发生爆管事故的原因众多, 整个锅炉系统的任何一个环节出现问题, 都会导致爆管或为过热器运行埋下安全隐患。因此, 我们要做好过热器爆管防范工作, 从锅炉系统的设计、锅炉运行管理、过热器制作与安装以及燃煤质量、减温水供给等多个方面进行综合性、系统性的管控。只有这样, 才能切实保障过热器的良好运行, 保障发电厂的稳定运行, 从而更好地为广大电力用户提供服务。

摘要：在对诸多火电厂锅炉的使用状况和事故调查中发现, 过热器爆管是近几年火电厂锅炉运行中最常见的事故。这严重影响了火电厂的稳定运行和经济效益。鉴于此, 笔者结合相关工作经验, 探讨了电厂锅炉高温过热器爆管的主要原因和应对策略。

关键词：火电厂,锅炉,过热器爆管,制造工艺

参考文献

[1]岳彩源.锅炉受热面管泄漏预防与锅炉受热面精细化检修管理分析[J].企业技术开发, 2015 (26) .

[2]糜亮, 杜春海, 周华, 等.电站锅炉水冷壁和过热器爆管分析[J].中国特种设备安全, 2013 (11) .