張 勇 劉 恒（山東省特種設(shè)備檢驗研究院泰安分院 泰安 271000）

臥式內(nèi)燃煤粉鍋爐預(yù)燃室的鼓包變形分析

張 勇 劉 恒
（山東省特種設(shè)備檢驗研究院泰安分院 泰安 271000）

針對一起臥式內(nèi)燃煤粉鍋爐的預(yù)燃室頂部鼓包變形的案例，本文從預(yù)燃室鋼板材質(zhì)和鍋爐運行狀況進(jìn)行了綜合分析，并采用Fluent軟件對預(yù)燃室內(nèi)煤粉的燃燒工況進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明：造成鼓包變形的原因是燃燒器燃料噴管彎曲變形，燃燒器火焰偏離預(yù)燃室軸向方向，預(yù)燃室局部長期超溫運行，鋼板過熱，材料劣化，導(dǎo)致材料的室溫強(qiáng)度、高溫強(qiáng)度、持久強(qiáng)度及硬度大幅下降，在外壓作用下，鋼板屈服變形，形成鼓包。

煤粉鍋爐 預(yù)燃室 數(shù)值模擬 超溫 鼓包變形

煤是我國基礎(chǔ)能源，相當(dāng)長時間內(nèi)，工業(yè)鍋爐仍將以燃煤為主。在當(dāng)前節(jié)能環(huán)保要求越來越嚴(yán)格的大環(huán)境下，煤粉鍋爐由于具有熱效率高和排放達(dá)標(biāo)的特點，受到不少用戶好評。但同時也應(yīng)該看到，煤粉鍋爐在設(shè)計、使用等方面還存在一些不夠完善的地方，比如：燃燒器的設(shè)計、燃燒器與鍋爐的匹配、煤粉細(xì)度的選取以及運行中各種參數(shù)的設(shè)定等等，這些都可能影響鍋爐的安全運行，甚至?xí)蔀閲?yán)重的安全隱患。某企業(yè)一臺型號為WNS4-1．0-AⅡ的臥式內(nèi)燃煤粉鍋爐，該鍋爐為異型預(yù)燃室內(nèi)置三回程鍋殼式煤粉火管鍋爐，采用旋流燃燒器。內(nèi)檢時，檢驗人員發(fā)現(xiàn)鍋爐前部預(yù)燃室出現(xiàn)嚴(yán)重鼓包變形。具體變形位置如圖1所示。

圖1　預(yù)燃室頂部鼓包處

1　缺陷的檢驗情況

1）預(yù)燃室頂部距鍋殼前管板800mm處鼓包變形，面積350×300mm，鼓包高度100mm。鼓包向火側(cè)呈現(xiàn)嚴(yán)重高溫氧化現(xiàn)象，見圖2。

圖2　預(yù)燃室頂部鼓包

2）利用MX-3型測厚儀對鼓包頂部及鼓包邊緣正常位置各取3點進(jìn)行測厚，數(shù)據(jù)見表1。查閱出廠資料，錐形爐膽設(shè)計壁厚為12mm，可見鼓包頂部壁厚減薄嚴(yán)重。

表1　測厚數(shù)據(jù)

3）鍋爐水側(cè)未見明顯水垢。

4）燃燒器噴管前端400mm范圍內(nèi)呈現(xiàn)彎曲變形，彎曲角度約20°。

2　鼓包的原因分析

2.1材質(zhì)分析

●2.1.1化學(xué)成分分析

在鼓包處鋼板心部進(jìn)行取樣分析，其化學(xué)成分見表2，可見錐形爐膽鼓包處鋼板化學(xué)成分符合GB 713—2008《鍋爐和壓力容器用鋼板》中Q245R(20g)的要求。

表2　鼓包處化學(xué)成分分析

●2.1.2硬度檢測

沿預(yù)燃室軸向在鼓包頂部處及其邊緣正常位置進(jìn)行硬度檢測，每處測5點，具體數(shù)據(jù)見表3?？梢?，鼓包頂部處較邊緣正常位置硬度降低46HB，硬度降低30%，可見鼓包頂部處鋼板存在較嚴(yán)重的材質(zhì)劣化現(xiàn)象。

表3　硬度測量值

●2.1.3金相分析

在鼓包邊緣正常位置及鼓包頂部處進(jìn)行取樣分析，金相組織見圖3、圖4。

圖3　鼓包邊緣正常位置

圖4　鼓包頂部處

由圖3可見，邊緣正常位置組織為片狀珠光體+鐵素體，未發(fā)生珠光體球化現(xiàn)象。由于鋼板供貨狀態(tài)為熱軋狀態(tài)，所以其帶狀珠光體組織清晰可見。鼓包頂部處組織為：粒狀珠光體+鐵素體，珠光體出現(xiàn)較嚴(yán)重的球化現(xiàn)象，鐵素體基體上可看到細(xì)小的碳化物顆粒。參照DL/T 674—1999 《火電廠用20號鋼珠光體球化評級標(biāo)準(zhǔn)》，珠光體球化程度達(dá)到4．5級。表明該處存在超溫過熱現(xiàn)象，在高溫的作用下，珠光體中的片狀滲碳體經(jīng)過破斷、擴(kuò)散、聚集，形成珠光體球化現(xiàn)象。

2.2 鍋爐運行狀況分析

●2.2.1水質(zhì)狀況分析

該鍋爐水處理采用反滲透裝置，設(shè)備運行狀況良好?，F(xiàn)場抽取鍋爐給水進(jìn)行化驗，具體數(shù)據(jù)見表4，化驗數(shù)據(jù)符合GB/T 1576—2008《工業(yè)鍋爐水質(zhì)》要求。由鍋爐水側(cè)未見明顯水垢也可判斷給水無異常。

表4　水質(zhì)化驗數(shù)據(jù)

●2.2.2預(yù)燃室燃燒工況的數(shù)值模擬

該鍋爐采用旋流燃燒器。鍋爐正常運行時，一次風(fēng)混合煤粉由燃燒器噴管進(jìn)入，二次風(fēng)由噴管周圍吹入。為產(chǎn)生回流區(qū)，穩(wěn)定燃燒，提高燃盡度，噴管前端裝設(shè)有管狀鈍體。為了解鍋爐運行時，預(yù)燃室內(nèi)的燃燒工況，本文運用Fluent軟件，對預(yù)燃室燃燒工況進(jìn)行了數(shù)值模擬。邊界條件根據(jù)鍋爐實際正常運行情況，入口一次風(fēng)溫度為400K，流速為20m/s。入口二次風(fēng)溫度為293K，流速為4．7m/s。由于運行過程中，煤粉與空氣混合發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，預(yù)燃室內(nèi)存在著強(qiáng)湍流流動和燃燒，因此采用標(biāo)準(zhǔn)κ-ε湍流模型[1]（standard κ-ε model）、組分輸運和化學(xué)反應(yīng)模型（Transport & Reaction）來模擬湍流流動和燃燒。預(yù)燃室內(nèi)物質(zhì)流動、傳熱、能量和擴(kuò)散的數(shù)學(xué)模型[2]可描述如下：

1）連續(xù)性方程

式中：

ui為——速度分量，

2）動量方程

式中：

3）能量方程

式中：

α——流體的熱擴(kuò)散率。

4）湍流動能方程

式中：

Gκ——由于平均速度梯度引起的湍流能κ的產(chǎn)生項，其式為：

式中：

σκ——經(jīng)驗常數(shù)[3]，取值為

5）湍流動能耗散率方程

式中：

C1ε、C2ε——經(jīng)驗常數(shù)[3]，取

6）化學(xué)反應(yīng)對流-擴(kuò)散模型

式中：

Y——每個組元的當(dāng)?shù)刭|(zhì)量分?jǐn)?shù)；

R——第 i組分在化學(xué)反應(yīng)中的凈生成速率；

——擴(kuò)散相加上用戶定義的源項得到的靜生成速率。

利用Fluent軟件得到的預(yù)燃室速度場和溫度場發(fā)布圖形，如圖4、圖5、圖6、圖7所示。i

圖5　噴管變形前預(yù)燃室的速度場

圖6　噴管變形前預(yù)燃室的溫度場

圖7　噴管變形后預(yù)燃室的速度場

圖8　噴管變形后預(yù)燃室的溫度場

由以上各圖可見，噴管變形前，一次風(fēng)中的煤粉與二次風(fēng)中的氧氣進(jìn)行燃燒，產(chǎn)生的火焰中心與預(yù)燃室軸向重合，火焰邊緣溫度較低，由圖5可以看出，預(yù)燃室壁的最高溫度為130℃左右。噴管變形后，導(dǎo)致火焰偏離軸向方向，火焰高溫區(qū)直接與預(yù)燃室壁接觸，由圖7可見，其最高溫度可達(dá)930℃左右。實際檢驗過程中還發(fā)現(xiàn)預(yù)燃室底部結(jié)焦嚴(yán)重，基本已經(jīng)被鋪滿。煤粉燃燒產(chǎn)生的熱量，更多的集中于預(yù)燃室后上部區(qū)域，導(dǎo)致后上部區(qū)域溫度更高。一般來說，使用過程中，20g允許金屬壁溫在450℃以下，鍋爐正常運行情況下，金屬壁溫一般在280℃以下[4]。當(dāng)鋼板金屬壁溫達(dá)到450℃以上的高溫時，鋼板高溫力學(xué)性能顯著降低，同時還會引起鋼板金相組織的變化，出現(xiàn)珠光體球化現(xiàn)象。由DL/T 674—1999中附表D1、E1可見，材料的室溫強(qiáng)度、高溫強(qiáng)度、持久強(qiáng)度及硬度大幅下降[5]。鍋爐運行過程中，在外壓作用下，鋼板屈服變形，形成鼓包。隨著珠光體球化不斷加深，材料性能不斷劣化，鼓包變形越來越大。

3　結(jié)論與建議

由以上分析可知，該鍋爐預(yù)燃室鼓包的主要原因是鍋爐運行過程中，燃燒器燃料噴管向下彎曲變形，燃燒器火焰偏離了預(yù)燃室軸向方向，火焰高溫區(qū)直接接觸預(yù)燃室內(nèi)壁上部，鋼板長期超溫過熱，金相組織發(fā)生變化，鋼板強(qiáng)度大幅下降，在外壓作用下，鋼板屈服變形，形成鼓包。后來經(jīng)過了解，該鍋爐每運行2～3個月，燃燒器燃料噴管就會因超溫出現(xiàn)不同程度的彎曲變形，而且在同類型鍋爐里面都出現(xiàn)了噴管彎曲變形現(xiàn)象。為了避免燃料噴管彎曲變形的發(fā)生，我們也提出了以下幾點建議。

1）選擇耐熱性能更高的噴管材質(zhì)，使噴管在預(yù)燃室內(nèi)保持足夠的高溫強(qiáng)度；

2）在燃料噴管外表面包覆適當(dāng)厚度的隔熱層，根據(jù)溫度場的分布圖（見圖6），對噴管外表面高溫區(qū)進(jìn)行重點保護(hù)，降低噴管的金屬壁溫，使其保持足夠的強(qiáng)度。

3）改變噴管出口現(xiàn)狀，讓燃料在進(jìn)入預(yù)燃室內(nèi)時與噴管保持一定的角度，使噴管外表面高溫區(qū)外移，從而降低噴管外表面溫度；

4）調(diào)整一、二次風(fēng)配比，使火焰高溫區(qū)前移，縮短高溫區(qū)與噴管前段的距離，減小噴管自重所產(chǎn)生的力矩，避免噴管彎曲變形；

5）根據(jù)《鍋爐安全技術(shù)監(jiān)察規(guī)程》中第7．2條要求，燃油（氣）燃燒器有相應(yīng)的安全技術(shù)規(guī)則，并且投用前需要進(jìn)行型式試驗，但對煤粉燃燒器還沒有相應(yīng)的要求，以后對煤粉燃燒器是否也應(yīng)該提出一些相應(yīng)的安全技術(shù)要求。

[1] 熊莉芳，林源，李世武. 湍流模型及其在FLUENT軟件中的應(yīng)用[J]. 工業(yè)加熱，2007，36(4)：13-15.

[2] 王福軍. 計算流體動力學(xué)分析[M]. 北京：清華大學(xué)出版社，2004：120-124.

[3] 陶文銓. 數(shù)值傳熱學(xué)[M]. 第二版.西安：西安交通大學(xué)出版社，2001:347-353.

[4] 張夢珠. 工業(yè)鍋爐原理與設(shè)計［M］. 北京：水利電力出版社，1990.

[5] DL/T 674—1999 火電廠用20號鋼珠光體球化評級標(biāo)準(zhǔn)[S]. 北京：中國電力出版社，1999.

Analysis of Bulging Deformation in Prechamber of Horizontal Type Internal-combustion Coal Boiler

Zhang Yong Liu Heng
(Shandong Province Special Equipment Inspection Institute Taian Branch Taian 271000)

This paper analyzes the reasons of a bulging deformation case in prechamber of horizontal type internalcombustion coal boiler. The steel plate material and boiler operation conditions are discussed. FLUENT is used to simulate the combustion condition in prechamber. The results show that the reason of bulging deformation is bending deformation of fuel burner nozzle, which makes burner flame deviating from axial direction of precombustion. The deviating leads to longterm overheating operation in precombustion, overheat and degradation of steel plate, that results in sharp declines in room temperature strength, high temperature strength, endurance strength and hardness of the material. Under external pressure, steel plate is yield deformation and bulging deformation takes shape.

Coal boiler Prechamber Numerical modeling Overheating Bulging deformation

X933．2

B

1673-257X(2016)01-0075-04

10．3969/j．issn．1673-257X．2016．01．017

張勇 (1975～)，男，本科，鍋爐檢驗師，壓力容器檢驗師，主要從事鍋爐及壓力容器檢驗工作。

（ 2015-05-08）