第一废热锅炉为什么不断爆管

第8期太氮肥第一废热锅炉为什么不断爆管大连理工太学盛展武’精耍某广日产千吨合成氧装置中的刺刀管第一度热锅炉自投产以来发生多次炉管爆裂事件，经过对爆裂妒臂的化学分折，盒相组织观察、壁厚测量。炉水殛水商分折、水循环的校桉，热负荷分配的研究后，得出的结论是：炉水pH值长期偏低而且波动频繁，使锅炉发生严重腐蚀腐蚀产物悬浮在炉水中导致永循环恶化部分水沉税在内管的定位钉上管壁热阻增大，热负荷分配不均。在热负荷较大的营壁处生超温、过热，且管壁腐蚀的结果则加速了这种超温爆管。关键饲废热锅炉炉管爆裂原因某厂日产千吨合成氨装置中的刺刀管第一废热锅炉(101CB)于1991年5月突然发生管爆裂这台废热锅炉从】976年建厂投产来曾先后发生过3次爆管，为了避免再次】fI现类似的爆管事故，有必要较为深入地分析其爆管原因，并提出相应的预防措施。为此，我们不仅对这次爆裂的炉管及蠕胀管进行了化学分析、金相组织观察，管壁测量，还对炉水和水渣进行了分析I棱核了锅炉的水循环，研究了锅炉的热负荷分配，并且在综台了上述几方面分析的基础上提出了我们的建议。现分别叙述于下15次爆管的基本情况该厂的刺刀管第一废热锅炉共2台(101CA及lO】CB)，都是从日本引进的，是美国凯洛格型的刺刀管自然水循环锅炉，其基本参数为：设计压力11．57MPaI设计温度$29Y~换热面积202m／台，炉管(外套管)0．8×3．5mm，炉管根数23OI炉管材质JISSTBA-12SC，相当于16M。1．1第1次爆管]976年投产时一废(10ICB)使用1号管·孙以葶、柳瑞太同志参加了这项工作芯，一直运行到1982年如月火修抽出按用2号备用新管芯。u胃!；H在开车升温过程中。当高压管网选6．6MPa，工艺气温为827~C时，该管芯的5号炉管发生了爆裂。该瞥处于管束边缘，裂口接近管帽端部，长十几毫米，中间有明显鼓肚，裂口处厚度减薄为正常的一毕，裂口对着壳体衬里。1．2第2次爆管191CB2号管芯擦裂后换用了1号管芯运行至]987年大修，又换用2号管芯运行至]989年8月。在爆管前废锅曾因故短时停车，在开车工柞十几个小时后就发生了该管芯的第2次爆管。这欢除16号炉管爆裂外，e号及18号炉管都明显蠕胀，破口尺寸长138毫米，外径达82毫米。而蠕胀管最大胀粗率为12．2％。选3根炉管的爆管和过热部位均在距端蝌焊缝200毫米左右处，炉管的位置均处于管束边缘。1．5第3砍爆管第2次爆管后，t0ICB换用了1号管芯继续运行至199]年大修。考虑到这台管芯运行时间不长，当时仅打开壳程更换了部分内村套。为了防止异物掉入刺刀管内影响水循维普资讯http://www.cqvip.com太氨5巴环，因此水侧部分没有打开大修后4月21H正式出氨。但运行至5月2】H就发生了该炉】22号炉管爆裂、217号炉管蠕胀。】22号炉管有2处开裂，距帽端260毫米处破口长48毫米有较大鼓胀，距帽端100毫米还有2个小裂缝，破口长为38毫米，破口处鼓胀较小，小裂口与大裂口的方位近150。。蠕胀管的最大外径为55毫米，距帽端为1165毫米。纵观101CB废热锅炉的3次爆管，前2次都发生在2号管芯上，而这第3次是在1号管芯。这台管芯}2,1976年投产运行~]987年，以后又从1989年9月继续运行~1991年5月，前后运行总计己近，2年时间。2第5次爆管的检查和分析2．1炉管材质将]01CB爆裂管芯上的炉管取样分析其材质后，确认其化学成分符合日本JIsG3458STBA一2的标准，相当于我国的YB一71]6Mo的标准，排除了材质本身的缺陷。2．2爆裂管及蠕胀管的实测这次爆裂的122号炉管上有2个裂口，在与帽端距260毫米处有一沿管轴线方向开裂的大裂口，裂口长48毫米，宽7．4毫米，裂口处直径有较大鼓胀。破口表面呈黄锈色，边缘明显减薄，断口有撕裂剪切唇，最耐处厚度仅1．38毫米。该裂口按美国弗洛尼等人所提出的标准对比属于中期过热爆管类型。估计该处炉管的管壁温度可能已达70023左右，爆口的超温过热时间已有好几天。这种爆管可能是由于堵塞水循环恶化后发生的。该管在与帽媸距100毫米处有沿管轴线方向开裂的相邻的两条小裂口，裂缝长度分别为16及2O毫米，裂缝宽约1．5毫米。该裂口处塑性变形小，管壁减薄较小，最薄处为2．58毫米。在断口尖角附近沿断口有肉眼可见的向四周呈发射状微小裂缝。按弗洛尼等人所提出的标准对比，该裂缝属长期过热爆管类型。估计该处炉管的管壁温度在600"C范围，爆口的超温过热时间达30天或更长一时间。122号管子剖开后发现在没有裂缝的横截面上，不仅管壁厚度差别很大而且内表面形状不同。管壁最厚处为3．94毫米，内表面光滑，如同刚制造的新管；管壁最薄处仅2．16～2．28毫米，内表面有明显的大面积的腐蚀四痕。217号管精轴向剖开后发现管壁内表面比较光滑，但在蠕胀区的内表面上有平行的3条较大的环向裂纹，其深魔约1毫米，长廖约30~40毫米。2．5金相组织观察对122号炉管的大裂纹、小裂纹及217号蠕胀管的蠕胀区分别取样进行金相检验。各缺堵处的金相组织见图1～6。囤1大裂口的最薄裂口断面处40hX圈2大裂口的较厚部位近外壁处41)0X维普资讯http://www.cqvip.com大氮肥图5蠕胀管蠕胀区内壁上环向裂缝的纵向截面400x2．4金相组织的说明及分析综现以上一些金相组织图片可以看出，。．毛图6蠕胀管蠕胀区近外壁处金相组织400x这些炉管 材料 关于××同志的政审材料调查表环保先进个人材料国家普通话测试材料农民专业合作社注销四查四问剖析材料 的金相结构都已发生了不同程度的珠光体球化和碳化物的聚集，有的已产生了严重的氧化腐蚀及脱碳现象。这是与这些部位受到长时闻的超温分不开的，由于金相组织中没有贝茵体和马氏体，因此表明超温低于该材料的ACl(约735℃)以下。图1表明存破裂过程中，该部位产生了较大的塑性变形，晶体随之拉长，其中珠光体已产生均匀球化现象。而图2中，块状珠光体在晶界上已明显减少，大部分已进一步球化而分散到铁索体的基体和晶界上。该部位的超温较高，估计在700~C左右。图8和图4表明在管壁的最外壁面处与高温工艺气接触表面有一层黑色的金属氧化皮垢层，存氧化层的里面还有一层脱碳层。在脱碳层中虽然还保留晶界，但晶粒本身已完全氧化而晶界上已经全部脱碳没有珠光体痕迹。这种金相组织表明该部位已发生了严重的氧化腐蚀和脱碳，、从而材料的强度已大大下降，容易出现脆性开裂。图5为蠕胀区内壁上环向裂缝的纵向截面，裂缝边缘没有明显的腐蚀迹象。这种多条平行的环状裂缝大多属于疲劳裂缝，由于外壁温度高塑性好，内壁温度低塑性差，在反复热冲击负荷作用下，容易在内壁表面首先出现平行的环向疲劳裂缝。图6为蠕胀管外壁处，晶界上的珠光体已明显球化，品体维普资讯http://www.cqvip.com女氮肥内也有析出的碳化物质点，这部分管材超温较低约在500℃左右显然珠光体的球化，碳化物的聚集以及外壁严重的氧化腐蚀和脱碳大大降低了炉管的强度，尤其联系炉管内壁的腐蚀减薄就会更容易使炉管发生爆裂。5炉水及水渣分析妒管内壁明显的腐蚀减薄其原因与给水和炉水的水质密切相关。101CB第3次爆管后，当管苍吊出卧放于地面时，炉水从管程中排出在地面上残留下一层黑色粉状固粒，表明炉水系统混有大量水渣悬浮体。在爆裂管芯的管箱周边，这种黑色粉末状周体堆积厚熙选10～2O毫米。5．1水渣分析从101CB爆裂管蕊的管箱周边取出沉积的黑色粉束观察分析。奋低倍放大镜下发现，黑色水渣中除了黑色粉末外，还有黑色片状物，直径为l～2毫米的金属粒状物，以及木屑、细砂、草状纤维等。黑色粉末、片状物及金属粒状物都有很强的磁性，是铁的化合物和氧化物。金属粒状物及黑色片状物强度很低，很容易碎成粉末。将黑色粉末、片状物及金属粒状物分别经发射光谱分析后表明其成分为：Fe、Na、Zn，Mo，A1、Cu、Mg、Ca、Si、Ni、Mn。显然这些成分表明，豫了一部分是由于给水及锅内水处珲所带入的以外，主要部分是锅炉系统腐蚀以后所形成的腐蚀产物。5．2锅炉腐蚀及水质要求锅炉水系统处于高温、高压、高热负荷及汽液两相流的工况下，条件比较苛刻容易促使锅炉金属产生腐蚀。影响锅炉系统腐蚀的因素是多方面的，其中水质控制不严是最为主要的，尤其是水中pH值的控制。锅炉水倜表面通常有一层金属氧化物保护膜，可以保护金属防止腐蚀但这层保护膜在酸性溶液中不稳定，尤其在高温条件下当水的pH值波动时，氧化物保护膜就会破裂被水冲走成为铁渣泥，而裸露的金属表面就被继续腐蚀为了防止金属表面产生酸性腐蚀，通常要求高压锅炉给水的pH值为9．0～9．5。美国凯洛格装置中规定高压废热锅炉的炉水pH值要求为9．8～10．2。5．5锅炉水系统的pH值根据该厂的中心化验室1991年1月到5月锅炉水系统分析数据台帐，脱氧水、汽包给水及汽包排污水的pH值的统计资料见表l。表中统计的1991年前5个月的给水和炉水pH值的实涮数据表明，在锅炉运行期间，无论是锅炉给水或炉水的pH值一直是处于远低于要求值，而且pH值波动频繁，波幅较大。如在2月10日同一天内的pH值0时为9．04，8时为8．96j16时为7．46，波动幅度达21％。这种过低的pH值及频繁的波动是促使金属不断产生酸性腐蚀的主要原因而腐蚀裹1蠕妒水暴筑分析趋果(PH位)平均最高最低j平均最高最低平均最蔼最低t月』988．9．107．88l8．850488．059．4810．SD8．402月ll8749．868．80l8．B59．50T．889．6510088．SO3月。4。I8．9．64T．028．889．808．08．72t0D89．16‘月】47．。·9．847．28J8．840．658．06口．3口10．048．245月l：29．019．468．S0l8．89口508．16口．40l0．108．00维普资讯http://www.cqvip.com第6}Ij太氮肥产物形成的水渣，在水循环系统中有可能使水循环恶化，从而炉管发生超温、过热。4锅炉水循环校核锅炉中良好水循环是锅炉安全运行的重要保证和前提。尤其在高压锅炉巾热负荷很大．一旦锅炉水循环恶化就会使炉管超温、过热甚至爆裂。在第一废热锅炉的上升管与下降管之闯装有压差计，其凄数值可用于监察锅炉内水循环的工况。4．1设计工况下的水循环压差计上的读数表示了下降管与上升管在压差计接管处的压差值，即循环推动力与管路系统阻力的差值当投有产汽、投有水循环以前，经过校正的压差计上读数应为零。随着水循环速魔增大，压差计上读数也增大。通过试算，l01CA／CB在设计热负荷下的循环推动力为57．7kPa，而稳定水循环时的管路系统阻力为28．3k,Pa，压差计上的读壹啦为29．4kPa。4．2第8次爆管前的水循环1991年5月初，101CA的压差计pdI一21上的读数为27．5～28．4kPa，而101CB的压差计Pdl一28上的读数为14．7～15．7kPa，当时两台锅炉的热负荷接近设计值。这种情况表明循环推动力基本没有变，101CA管路系统的阻力也变化不大，因此压差值仍接近29．4kPa，但是】01CB管路系统阻力明显增加，从而迫使压差值大为下降。按压差计PdI一28读数l4．7kPa推算得出lOlCB的管路系统阻力己增大为43．OkPa，较正常工况的阻力增加了52。这种阻力增大表明了谖系统的流通截面缩小，管路上已开始有悬浮体沉积。显然，在炉管内壁的水渣沉积层不仅增大水循环阻力，影响水循环速度，同时必然增大了传热热阻，影响了管壁一h热负荷的传递，从而使管壁超温过热，以致蠕胀爆裂。4．5第2次爆管前的水循环1989年第2次爆管前Pal一21与PdI一28的数值都降为10．8～12．7kPa，其绝对值比第3次爆管前的Pd1-28读数更低。但由于当时废热锅炉的热负荷己下降为75，在这种热负荷下，在稳定工况下的循环推动力为48．9kPa，而管路系统的阻力相应为27．3kPa，压差计上的读数值应为21．6kPa。当时实际压差计读数仅为12．7kPa，表明管路系统的阻力已增加为36．1kPa，较正常工况下的阻力值增大了32％。5热负荷分析炉管超温爆裂的内困是管内热阻过大、水循环恶化，而外因是管壁热负荷过大。101CA／CB的设计热负荷为187．s~s／h-台，炉管上的平均热负荷为929．5MJ／h·m，比法国哩I管废热锅炉的平均热负荷304．0Mz／h·m要高出8倍。5．1两台锅炉热负荷分配不均在199t年5月爆管前，从操作记录表上查到的二段转化炉出口气温及101CA／CB废热锅炉的入口和出口气温见表2。根据以上数据的平均值可以得出1OlCA废锅的热负荷为：口A=(Tz2一T{T)WC^P=486WC^P101CB废锅的热负荷为：口B=(Tza—T{8)WsCe=534．5W日CP如进入两台锅炉的气流量相等，而涮温记录都是正确的话，则计算表明101CB的热负荷比101CA要高10。5．2炉管间的热负荷分配不均一废热锯炉中，高温气体是通过多孔管式分配器日I入壳程的。清华大学对这种分配器曾经进行了空气动力模化试验表明，这种分配器的气流分布并不均匀，在壳程的入口处及中心部位会产生回流区，因而使气流偏于端部及两侧，在壳体截面中，最大流速不均匀系数达M=3．92，因此壳程巾管芯周边维普资讯http://www.cqvip.com大氮肥裹2=段转化炉出D~101CA／CB入口气■(℃)TI3吨1T一22TIS-23TI2-4~TI2-481D3出口1o1CA八口10lCB人口1olCA出口10lCB出口5月2日g519S23945月7日954g3S3945月18日g289143025月21日943926395平均温度943．5880g283g1．5的炉管容易接受较大的热流密度壳体的辐射影响也较大，热负荷较高。这与3次爆管或蠕胀管的位置大都在营芯周边的事实是一致的。5．5炉管上的热负荷最高区由于壳程中的高温气体是从刺刀管的底部进入的，热负荷在管端附近处最高。随着工艺气体向上流动，温度下降，热负荷也是沿着刺刀管的高魔逐步降低的。3次爆管的裂口或鼓胀位置大都在距离端帽焊缝200毫米左右，也表明这个区域是热负荷最大的危险区。5．4内管定位钉及折流板的影响在刺刀管内管的外壁上沿高度焊有中心距为75毫米的定位钉，以保证内管与外管同心。定位钉在套管流道中对水循环会产生局部阻力，尤其当炉水中含有悬浮态水渣时，更容易成为局部堵塞的起始点。从装配图上可以看出第1定位钉与第3定位钉中心距帽端的距离为1O0毫米与250毫米，正好与这次122号管子上的两个裂口的方向和位置是一致的。进一步表明了在该定位钉附近有可能由于积聚了大量水渣，热阻增加，从而使管壁在较高的热负荷下，局部超温过热发生爆裂。217号管的蠕胀口位置是在侧边第1块档板的下面工艺气体偏流后的汇聚处，在该处的工艺气体流速较大，热流密度也大，困此容易使该处产生较大的热冲击．6综合分析综合以匕各部分分析后，可以归纳得出：a．101CB炉管第3次爆裂的主要原困是由于给水和炉水系统的pH值长期过低、波动频繁，从而使锅炉产生严重腐蚀，炉水中带有大量悬浮状水渣，并在内管的定位钉上况积后使水循环恶化，热阻增大，从而使管壁在较大的热负荷下超温过热发生炉管爆裂。当然，炉管本身已存在的内壁腐蚀和外壁氧化、脱碳等问题，使炉管更容易出现爆裂。h．101CB炉管第2次爆裂是在2号管芯投产2年以后，压差计上读数已经很小的情况下发生的。表明管路系统阻力已经很大，已有悬浮体沉积的征状。尤其重要的是=l暴管前的短时停车，炉内永循环停止更是促进了悬浮体在管路系统中的局部堵塞。因此开车后101CB曾工作十几小时，实际上是在炉水堵塞后炉管在热负荷下超温过热达到爆裂的十几小时。爆管的主要原因与第3欢十分类似。c．101CB锅炉第1次爆裂的炉臂位置和裂口也同样处于炉内热负荷最高的区域，但是由于这台管芯是刚换上去的新营芯，管内局部沉积水渣堵塞营路系统的可能性很小，就现有资料，这次炉管发生I袭的原因还难以进一步落实。d．第3次曩管前的压差计和温度计记录表明了101CB热负荷较高而永循环明显恶化。但其原因还不清楚。这种情况是否有其必然规律还是出于某些偶然因素，目前还难以辨分，尤其第2次爆管前压差计上读数表(下转第429页)维普资讯http://www.cqvip.com第6期大氮肥寰4样品X射鼓衍射分折结果Ni晶粒晶号NiNioNiA12O4A12oa备注度^1446较多、，、，2444锻、，、，3#496锻、，、，4#558锻、，较多、，5，●t锻、，、，新僵化剂6{●●锻、，、，新催化荆镍含量从，～6逐步减少．·新僵化剂未还原．铡定不准来计^．品粒长大，形成难还原的铝酸镍而使下部催化剂失活，从而致使全炉催化剂活性变得很差，而被迫更换催化剂。因此，系统若出现工艺气少量带油，应尽量将油排尽后，才将工艺气送入转化炉，以减少对转化催化剂的毒害。遇系统A级停车后，应尽量缩短转化系统通蒸汽保温时间，转化管温度不高于55O℃，如果停车时问太长，最好氮循环降温，以确保转化催化剂的正常运用。5参考文献I伸纪蒙“大型氨厂N68抗氨汽轮机油的应用研究．《川化》．1990N032沈阳油料研究所编．“油料应用技术手册”辽宁科学技术出版社系祖熙犏．“化肥偿化剂使用技术”．化学工业出版社．1988(上接第426页)明两台废锅水循环同时恶化，结果是101CB发生了爆管而不是101CA，有否其他原因还需进一步落实。7建议a．给水和炉水的水质对保证废热锅炉持久安全运行有着十分重要的影响，这方面需要进一步提高认识，给予足眵的重视。统计国内外在废热锅炉发生过的事故原因，其中由于锅炉水质造成的比例相当大。为了吸取这些事故的教训，避免再次发生类似的锅炉腐蚀，产生水渣堵塞和炉管爆裂，必须严格锅炉给水和炉水的水质控制和监督，其-重点是皿值的保证和稳定，也应避免各种不溶性固体杂质从给水中混入锅炉水系统。b．鉴于这台锅炉的管芯已经发生了严重的腐蚀和氧化脱碳，而10】CA的l号和2号两台管芯以及101CB的2号管芯在相同的水系统和高温工艺气体下分别运行了6年到9年，因此同样可能已存在严重的腐蚀，建议今后应加强对这些管芯的检查和运行监察，及早采取预防措施。c．一废在操作运行时，压差计PdI一21及PdI一28的数值应很好监视，以保证锅炉始终处于良好的水循环之巾。尤其在锅炉遇到短期停车，或温度、压力发生较大波动变化的情况下，更需要注意压差计读数的变化。一旦压差计读数下降很大，或两台锅炉的压差计数值差别很大时，则应立即检查原因并采取相应措施以防水循环的进一步恶化，管路发生进一步堵塞．d．建议对温庞计TI一3—22及TI一3-23进行一次标定，并较为系统地监察这两台锅炉的热负荷分配情况，如果长期保持较大差别则需进一步查找其原因。维普资讯http://www.cqvip.com