气化炉烧嘴烧损的失效分析及延长使用寿命建议

图1四喷嘴水煤浆烧嘴结构示意图
气化炉烧嘴烧损的失效分析及延长使用寿命建议
苏毅1，姚敏2，赵子通1，井云环2，曾磊斌贝1，罗春桃2，张世程1
（1.中国船舶重工集团公司第七一一研究所，上海201108；
2.神华宁夏煤业集团，
宁夏银川750000）
收稿日期：2017-11-01
基金项目：上海市青年科技启明星计划(B 类)（16QB1404800）作者简介：苏
毅（1983—），男，陕西西安，高级工程师，博士，2006年本科毕业于上海交通大学热能工程专业，现从事煤
气化技术研究工作，E-mail ：colinsuyi@ 。

1概述
近年来，煤气化技术迅速发展，各种气化炉型在工业化装置中不断得到改进和完善[1-3]。

气化烧嘴作为煤气化炉的核心设备，其使用寿命和性能是制约气化炉安全稳定长周期运行的关键。

这是由于气化烧嘴长时间处于高温、高压、纯氧以及酸性腐蚀的环境下，通常气化烧嘴的工作压力在4MPa ~6MPa ，气化炉炉膛平均温度1400℃左右，烧嘴头部受到超过2000℃火焰的强烈辐射。

此外，烧嘴还受到氧气、煤粉或煤浆的高速冲刷磨损。

因此，气化炉工艺烧嘴的平均使用寿命仅为40天~150天。

为此，一些研究者针对气化烧嘴的失效开展了分析研究工作。

李聿营等[4-7]分析了Texaco 工艺烧嘴烧损的主要原因，从热应力导致金属开裂以及高温腐蚀等方面做了详细探讨。

宋兵[8]对水煤浆电站锅炉中的煤浆喷嘴烧损原因进行了研究，着重对煤浆磨损导致的金属破坏提出了解决方案及试验验证。

中船重工七一一所针对神华宁煤一台典型烧损的四喷嘴对置水煤浆气化烧嘴开展了深入的分析工作，采用计算机仿真计算、金属失效分析等技术手段，对烧损原因进行了剖析。

从金属材料等级、耐热涂层
和冷却水通道设计等方面给出了合理的建议。

2烧嘴结构及烧损形式
四喷嘴水煤浆烧嘴的头部结构如图1所示。

烧嘴
共有3个工艺通道，由内向外分别为中心氧气、煤浆和外环氧气的通道。

在外环氧的外侧，即烧嘴向火面设有冷却水夹套。

烧嘴整体材料采用Inconel600，头部向火面采用镍基高温合金材料，这种高温合金具有高强度、抗腐蚀、抗热冲击以及高硬度的特点。

冷却水
外喷头
第46卷第2期2018年4月
煤化工
Coal Chemical Industry
Vol.46No.2Apr.2018
摘要介绍了四喷嘴水煤浆烧嘴的基本结构，以一台典型烧损的气化烧嘴为对象，结合金相分析、扫描电镜
+能谱分析、计算流体力学等技术手段，对烧嘴烧损的原因进行了详细剖析，发现烧嘴头部端面最高温度超过527℃，最高应力超过1461MPa ，远远超过材料的极限，因此认为超温和超应力是烧嘴烧损的直接原因。

在此基础上，有针对性地提出了提高金属材料等级、增加防护涂层以及合理设计冷却水通道等建议。

关键词
四喷嘴水煤浆气化，烧嘴，烧损，失效，热应力，温度
文章编号：1005-9598(2018)-02-0039-04
中图分类号：TQ54
文献标识码：B
2018年第2期
煤化工(a)浸蚀前（放大倍率200×）
烧嘴使用一个周期后，向火面靠近外环氧通道处发生龟裂，冷却水从裂纹处泄漏，从烧嘴端面可以明显看到，外环氧通道的外侧存在由中心向四周扩散的放射状沟槽，沟槽边缘圆弧深浅不一，无棱角且不连续。

裂纹有沿晶开裂的形貌特征。

3
烧嘴失效分析
3.1
低倍显微镜检查
将烧嘴烧损部位切割分解，置于Zeiss Discovery
V12低倍体视显微镜下进行观察，局部形貌见图2所示。

放射状裂纹的纵剖形貌显示，其沟槽深度不尽相同，剖面大部分呈现石青色，仅在冷却水内侧表面呈现金属光泽且局部覆盖有污物。

经过超声波清洗后，剖面各个区域界线明显，外表面呈石青色，中部无金属光泽，内表面则具有金属光泽，呈现金属原始形态。

3.2金相观察
对端面龟裂区域取样进行金相组织检查。

经过镶
嵌、机械磨抛、化学浸蚀后，在徕卡金相显微下进行观察，形貌如图3所示。

从图3中可以看到，表面裂纹内部均充满氧化物，推断所有裂纹都是从表面氧化开始并不断扩展长大。

开裂处组织为奥氏体γ相、弥散分布的强化相（γ″相、γ′相）、δ相以及团聚或呈链状分布的NbC 、TiN 等。

裂纹相对比较平直，直接由表面向内部扩展。

材料内部受长期热环境和纯氧环境影响，NbC 、
TiC 团聚严重，同时造成晶粒大小不均匀。

从图3可看出，晶界上有析出物分布，氧化现象从晶界开始。

3.3
SEM+EDS 分析
SEM （扫描电镜）与EDS （能谱分析）是有效地判断材料表面微观形态和表面元素组成的分析手段。

对烧嘴烧损龟裂部位进行SEM+EDS 分析，分析结果如图4所示。

从图4可明显看出，与镍基高温合金的元素成分相比，失效点位置的氧元素和硫元素明显提高。

可见，在高温纯氧环境下，金属中的Ni 和Cr 等元素被氧化成相应的金属氧化物，氧元素在金属失效部位表面，以化学键形式与基材相连接。

镍合金长时间在高温纯氧环境中，逐渐氧化成NiO 。

生成的镍基氧化物在纯氧的环境中有较大的吸氧能力，容易产生加速氧化的现象；在含有硫、磷或其他低熔点金属长周期的加热环境下，晶界S 相析出时，会使合金材料变脆。

4烧嘴端面受热及应力分析
针对水煤浆烧嘴头部区域进行流体计算仿真建
模，计算边界条件列于表1。

4.1烧嘴头部端面温度分布
烧嘴头部端面的温度场分布见图5。

从图5中可
见，由于受到炉内高温合成气的强烈热辐射，端面暴露在恶劣的热环境中。

在内侧冷却水的高速流动冷却作用下，烧嘴端面向火侧平均温度低于材料的正常使用温度，为360℃~380℃。

但在氧气流动侧的尖角位置出现了高温区，最高温度达到527℃，
这是由于端
(b)浸蚀后（放大倍率200×）
图2
烧嘴损坏部位金相组织局部形貌图
(a)200×倍率下的组织形态图
(b)500×倍率下的组织形态图
图3
烧嘴损坏开裂处的局部组织形貌图
图4
烧嘴烧损龟裂部位SEM+EDS 分析结果
1.20.90.70.50.20
1.00
2.00
3.00
4.00
5.00
6.00
7.00
8.00
9.00
能量/keV
C
O
Fe
K Na Ai Mg
Si
S
Ca
Ti
Cr
Fe
Ni Nb
Ni
表1
计算边界条件
注：1)高温高压，向火侧。

40--
2018年4月面结构的影响。

为了保证氧气在流动方向的动量，端面在该位置为一尖角，而内侧冷却水通道在对应位置为圆角，这导致在圆角两侧位置金属厚度不一致。

在尖角位置，金属壁面厚度超过16mm 以上，而倒角两侧厚度仅为5mm ~6mm 。

金属壁厚较大的地方冷却效果较差，因此造成局部高温。

4.2烧嘴头部端面应力分布
烧嘴头部的应力分布情况如图6所示。

从图6中可见，烧嘴向火面承受的叠加应力远大于烧嘴的其他区域。

应力分布图与温度场分布图高度吻合。

由此可见，烧嘴头部除承受炉膛与冷却水的压差造成的机械应力外，热应力仍占主导地位。

整个烧嘴端面的平均应力均在700MPa 左右，但是与温度场分布类似，在冷却水通道的尖角位置出现了1461MPa 的最高应力区域，远远超过860MPa 的材料最高许用应力，这是高温条件导致材料机械性能锐减的结果。

由于该位置材料承受应力已经远远超过许用应力，因此将造成金属发生蠕变，产生裂纹，最终导致合成气窜入冷却水通道内。

5结论与建议
通过对烧损的烧嘴头进行分析可知，由中心向四
周扩散的裂纹在微观形态时，表现为沟槽，沟槽边缘
圆弧深浅不一，无棱角且不连续。

通过对烧损位置的金相检查可知，损坏部位的微观组织为奥氏体基体γ相、弥散分布的强化相（γ″相，γ′相）、δ相以及团聚或链条分布的NbC 、TiN 等，同时存在晶粒不均匀现象，晶界上有析出物存在。

能谱分析数据显示，失效部位表面氧元素、硫元素和碳元素明显增加，可见该区域的合金材料被氧化生成NiO ，而NiO 在纯氧环境中有较大的吸氧能力，容易进一步产生内部氧化；而在含有硫、磷或其他低熔点金属的热环境，特别是晶界S 相析出时，会使得合金材料变脆。

通过对烧嘴头部温度及应力分布进行分析可见，水煤浆烧嘴尽管有冷却水的持续冷却，由于结构设计问题，在壁较厚的尖角区域，仍然会产生局部高温和高应力区域，最高应力超过1400MPa ，远远超过材料860MPa 的许用应力。

超温和超应力是烧嘴烧损失效的直接原因。

基于对烧嘴头部热环境、热应力及金属失效的详细分析，已经确定了烧嘴的失效原因。

为了提高烧嘴的使用寿命，建议从以下几方面着手：
（1）提高烧嘴头部金属材料的等级，选择适用于更高使用温度区间的高温合金；
（2）在烧嘴头部向火面，采用表面涂层工艺隔绝金属材料与高温纯氧，涂层材料选用结合力强、导热系数低、高温环境机械性能好的材料。

同时还是要提高涂层材料的致密度，避免高浓度氧气向金属表面扩散，导致金属氧化失效；
（3）烧嘴头部冷却结构需要优化设计，尽可能保证金属壁厚一致，消除尖角位置的高温、高应力集中区域，确保金属在许用应力和最高使用温度下工作。

苏毅等：
气化炉烧嘴烧损的失效分析及延长使用寿命建议温度/K
8.026e+002
7.611e+0027.196e+0026.781e+0026.366e+0025.951e+0025.536e+0025.121e+0024.706e+0024.291e+0023.876e+0023.461e+002
3.046e+002
温度/K
8.026e+002
7.611e+0027.196e+0026.781e+0026.366e+0025.951e+0025.536e+0025.121e+0024.706e+0024.291e+0023.876e+0023.461e+0023.046e+002
(a)烧嘴头部整体温度分布
(b)烧嘴头部最高温度区域图5
烧嘴头部温度场分布图
屈服力/N ·m -2
1.461e+009
1.341e+0091.220e+0091.099e+0099.780e+0088.572e+0087.363e+0086.155e+008
2.530e+0081.322e+0081.135e+007
屈服力
:8.600e+008
(a)烧嘴头部热应力整体分布屈服力/N ·m
-2
1.461e+009
1.341e+0091.220e+0091.099e+0099.780e+0088.572e+0087.363e+0086.155e+0084.947e+0083.738e+008
2.530e+0081.322e+0081.135e+007
屈服力:8.600e+008
图6
烧嘴头部热应力分布图
(b)烧嘴头部最高热应力分布图41--
2018年第2期
煤化工参考文献：
[1]赵麦玲.煤气化技术及各种气化炉实际应用现状综述
[J].化工设计通讯,2011，37（1）：8-11.
ZHAO M L.Overview of Various Coal Gasification Technologies and Each Gasifier Actual Application [J].Chemical Engineering Design Communications ，2011，37（1）：8-11.[2]匡建平，郭
伟，井云环，等.单喷嘴顶置干煤粉气化
烧嘴与气化炉匹配性能研究[J].煤炭科学技术，2015，43(s)：102-105.
KUANG J P ，GUO W ，JING Y H ，et al.Research on Matching Performance of Gasifier and Single Top Spraying Pulverized Coal Gasification Burner[J].Coal Sci-ence and Technology ，2015，43(S)：102-105.
[3]马银剑,匡建平,井云环,等.工业运行GSP 气化炉数
值模拟研究[J].化肥工业，2014，41（6）：40-43.Ma Y J ，KUANG J P ，JING Y H ，et al.Numerical Simula-tion Study of GSP Gasifier Industrial Operation [J].Chemical Fertilizer Industry ，2014，41（6）：40-43.
[4]李聿营.Texaco 工艺烧嘴失效分析及对策[J].腐蚀科
学与防护技术，2014，26（6）：550-554.
LI Y Y.Failure Analysis of Burners for Texaco Process and Counter Measures[J].Corrosion Science and Protection Technology ，2014，26（6）：550-554.[5]王利君.德士古气化炉工艺烧嘴损坏原因分析[J].炼
油与化工，2006，17（4）：37-40.
WANG L J.Analysis of Burner of Texaco Gasifier [J].Refining and Chemical Industry ，2006，17（4）：37-40.
[6]郭艳宝.德士古工艺烧嘴性能分析及修复处理探析[J].
科技创新导报，2012，33(19)：241-243.
GUO Y B.Texaco Burner Performance Analysis and Repair[J].Science and Technology Innovation Her-ald ，2012，33(19)：241-243.
[7]韩承结.工艺烧嘴的技改及维修要点[J].中氮肥，2007
（2）：250-252.
HAN C J.Burner Improvement and Repair [J].M-Sized Nitrogenous Fertilizer Progress ，2007（2）：250-252.[8]宋
兵.大型水煤浆喷嘴的失效分析及耐磨材料的应用[J].科技创业月刊，2006（10）：179-181.
SONG rge Scale CWS Burner Analysis and Anti -corrosion Material Application[J].Pioneering with Science and Technology Monthly ，2006（10）：179-181.
Failure Analysis of Broken Coal Gasifier Burner and Service Life Extension Suggestions Su Yi 1,Yao Min 2,Zhao Zitong 1,Jing Yunhuan 2,Zeng Leiyun 1,Luo Chuntao 2and Zhang Shicheng 1
(1.Shanghai Marine Diesel Engine Research Institute,Shanghai 201108,China;
2.Shenhua Ningxia Coal Industry Group Co.,Ltd.,Yinchuan Ningxia 750000,China)Abstract The basic burner structure of 4-nozzle CWS gasifier was introduced.Detailed failure analysis of a typical
broken burner was conducted by using such methods as metallographic analysis,SEM+EDS and CFD simulation.It was found
that the highest temperature of the burner top exceeded 527℃and highest stress exceeded 1461MPa,far exceeding the limit of the material.Therefore,over-temperature and over-stress were the direct reasons of burner break.On the basis of analysis
results,a series of suggestions were proposed,such as improving the metal material grade,adding protective coating and cooling water channel design.
Key words four-nozzle coal water slurry gasification,burner,broken,failure analysis,thermal stress,temperature
启事
投向《煤化工》期刊的论文，凡属于国家自然科学基金、国家各部委基金，以及其他重大或重要科研项目，请随稿提供项目名称、年度和编号。

本刊对国家自然科学基金及其他基金资助课题的重点论文优先发表。

42--。