馬文輝，趙 恒

（1.神華包頭煤化工有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古 包頭 014000；2.北京航天動力研究所，北京 100176）

水煤漿氣化工藝燒嘴是水煤漿加壓氣化工藝的心臟，工藝燒嘴性能直接影響氣化爐的長周期安全穩(wěn)定運(yùn)行及氣化工藝的產(chǎn)品品質(zhì)。本文以國內(nèi)某煤制烯烴項(xiàng)目氣化裝置為研究對象，針對影響工藝燒嘴壽命的失效原因進(jìn)行了分析，根據(jù)分析結(jié)果并結(jié)合實(shí)際運(yùn)行情況，對燒嘴進(jìn)行了創(chuàng)新改造。其中，著重對鈷基合金與鎳基合金的異種材料焊接工藝進(jìn)行了分析研究，根據(jù)研究結(jié)果改進(jìn)了工藝燒嘴的焊接工藝。創(chuàng)新成果經(jīng)在線運(yùn)行驗(yàn)證，效果極其明顯。

1 工藝燒嘴失效分析

制約工藝燒嘴使用壽命的主要因素集中在燒嘴頭部的壽命。其損壞的形式主要集中為三類：外噴頭的龜裂、中噴頭的磨損、外噴頭與盤管焊縫裂紋[1]。

1.1 外噴頭端面龜裂

外噴頭常見的損壞形式是外噴頭端面出現(xiàn)徑向放射性裂紋及不規(guī)則裂紋，主要原因?yàn)椋?/p>

（1）熱沖擊影響：由于外噴頭的端面向著爐內(nèi)高溫工藝氣體，一般為1200℃～1500℃，金屬材料在這樣的高溫條件下長期工作，并受到高速煤漿、氧及回流工藝氣的沖刷，冶煉和鍛造過程中的所有缺陷均會逐漸暴露出來，形成不規(guī)則龜裂。

（2）化學(xué)影響：由于外噴頭處的氧氣濃度較高，金屬材料在高溫環(huán)境中會發(fā)生氧化反應(yīng)。高溫情況下，金屬材料也會發(fā)生一定的滲碳，使金屬材料的成分和性能發(fā)生變化。另外，煤中的硫，也會使金屬表面發(fā)生高溫硫化腐蝕。

1.2 中噴頭的物理磨損

中噴頭的物理磨損是影響水煤漿氣化爐和整套工藝連續(xù)運(yùn)行的主要因素之一。為了使水煤漿中的煤粉在氣化爐中充分氣化，必須用一定量的氧氣對水煤漿進(jìn)行霧化，為達(dá)到良好的霧化效果，氣體流速須達(dá)到一定值。也就是說，預(yù)混合腔內(nèi)的混合物（水煤漿、氧氣）流速須達(dá)到一定值。由于混合物中含有大量的煤粉固體顆粒，造成中噴頭內(nèi)腔磨損嚴(yán)重。

1.3 外噴頭與盤管焊縫裂紋

冷卻盤管的損壞主要集中在盤管與外燒嘴焊接焊縫處出現(xiàn)裂紋。外噴頭為鈷基合金，而冷卻水盤管為鎳基合金，即異種鋼之間的焊接，難度極大，因而鎳基合金與鈷基合金之間的異種鋼焊接成為影響工藝燒嘴質(zhì)量的重要因素之一。

2 工藝燒嘴創(chuàng)新改造措施

針對工藝燒嘴的失效形式及原因分析，對工藝燒嘴進(jìn)行了創(chuàng)新改造。

2.1 強(qiáng)化外噴頭冷卻換熱

針對外噴頭熱裂情況，分析頭部冷卻換熱情況。利用CFD數(shù)值模擬技術(shù)對冷卻水腔進(jìn)行了數(shù)值分析[2]。

將冷卻水入口處設(shè)為速度進(jìn)口條件，出口采用壓力出口邊界條件，外壁面設(shè)定為定熱流邊界條件。

通過頭部水腔速度矢量計(jì)算結(jié)果可以看出冷卻水在尖角處速度遠(yuǎn)低于腔內(nèi)平均流速，甚至形成速度“空洞”，達(dá)不到?jīng)_刷冷卻外噴頭端面的目的，且此處緊貼外噴頭，冷卻水極易氣化，從而進(jìn)一步堵塞尖角處的冷卻水，外噴頭端面的熱量無法及時被冷卻水帶走，在長時間的高溫作用下，尖角材料最容易發(fā)生金相失效，從而產(chǎn)生熱裂紋。以上表明，原進(jìn)口工藝燒嘴設(shè)計(jì)尺寸及頭部冷卻水腔結(jié)構(gòu)不合理。

經(jīng)重新設(shè)計(jì)改造頭部水腔結(jié)構(gòu)后，外噴頭龜裂顯著減輕。

2.2 提高中噴頭耐磨度

中噴頭的失效主要原因?yàn)橹袊婎^受到高速煤漿沖刷，導(dǎo)致的物理磨損。根據(jù)工藝燒嘴的開車工藝及工作環(huán)境，利用耐磨材料對中噴頭進(jìn)行了耐磨損處理，經(jīng)實(shí)際運(yùn)行后發(fā)現(xiàn)，經(jīng)耐磨處理后的中噴頭運(yùn)行一周期后幾乎無磨損，在耐磨噴頭可連續(xù)使用數(shù)個周期。

2.3 優(yōu)化外噴頭與盤管焊接工藝

外噴頭與盤管焊接涉及到鎳基合金與鈷基合金的焊接，即異種鋼之間的焊接，難度極大。迄今，國內(nèi)外尚缺少二者焊接工藝的相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范，各廠家均憑借相關(guān)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行焊接，但在使用過程中不同程度的出現(xiàn)了一些問題。

表1 常用材料的化學(xué)成分

2.3.1 鈷基/鎳基焊接的數(shù)值分析

（1）焊接工藝：研究的Inconel600合金和UMCo50合金以及Co50、ERNiCr-3焊絲化學(xué)成分表1。

焊接采用手工鎢極氬弧焊，Inconel600合金同材料焊接時通常選用ERNiCr-3焊絲，Inconel600與Co50兩種不同材料焊接時通常選用Co50焊絲，焊絲規(guī)格均為φ2.4mm。

（2）有限元模型：模型為Inconel600管材及Co50管材，規(guī)格為φ42.2×3.56mm，長100mm，為管狀對接焊型式，V型坡口，坡口角度為60°，鈍邊0.6mm，采用鎢極氬弧焊，坡口填充物為ERNiCr-3焊絲，焊接參數(shù)為：直流80A，電壓24V，平均焊接速度3mm/s。電弧視為高斯分布的三維熱流，沿x軸運(yùn)動給定對流換熱邊界條件[3]。

式中：q0為加熱源中心最大比熱流，U為電弧電壓，I為電流，v為焊接速度，R為管材半徑，r為點(diǎn)（x,y,z）到電弧中心的距離，G為電弧熱效率，rb為選取的電弧有效加熱半徑。給定對流換熱邊界條件。

（3）溫度場及應(yīng)力場結(jié)果及分析：鎳基/鈷基異種鋼焊接溫度場沿焊縫中心線軸不對稱，分析其原因在于Inconel600和Co50合金的導(dǎo)熱性能有一定差異，因此需要減小焊接電流及焊接速度，給溫度傳導(dǎo)提供一定時間，從而促進(jìn)溫度場的均勻分布。

據(jù)動態(tài)溫度模擬結(jié)果，進(jìn)行應(yīng)力耦合分析，忽略應(yīng)力場對溫度場的作用。應(yīng)力殘余主要集中在離開焊縫中心一定距離的熱影響區(qū)，峰值集中在熱影響區(qū)與母材過渡部位。

綜上，模擬計(jì)算結(jié)果與Inconel600與Co50合金在實(shí)際使用中焊接焊縫開裂的趨勢基本一致，原因和焊接電流和焊接速度過大有關(guān)，因此，為了加強(qiáng)鎳基/鈷基異種合金的焊接質(zhì)量，需要在鎳基合金的焊接上進(jìn)行工藝改進(jìn)。

2.3.2 鈷基/鎳基焊接的試驗(yàn)分析

（1）焊縫失效金相分析：在工藝燒嘴的使用過程中，焊縫損壞部位主要發(fā)生在盤管（Inconel600）與盤管焊縫、盤管與短接管（Co50）焊縫，且裂損部位均發(fā)生在過渡區(qū)即焊縫熱影響區(qū)的INCONEL合金側(cè)，開裂情況基本一致。其中，盤管和短接管規(guī)格均為φ42.2x3.56mm，Inconel600管焊絲選用ERNiCr-3，Inconel600與Co50管 焊 絲 選 用Co50，規(guī) 格 均 為φ2.4mm，Inconel600盤管為多次重新焊接使用后的舊件。

對Inconel600與Co50管焊縫、Inconel600管焊縫部位線切割取樣，然后進(jìn)行金相組織分析（X100），實(shí)驗(yàn)設(shè)備為Leica圖像分析儀，金相腐蝕劑選用鈷基合金和鎳基合金的標(biāo)準(zhǔn)腐蝕劑：Co50合金為鹽酸+雙氧水，Inconel600合金為硫酸銅+鹽酸+乙醇。

對Inconel600管焊縫處的金相觀察可見，Inconel600管焊縫處組織仍較為致密，Inconel600管材未見晶粒長大現(xiàn)象，在接近焊縫過渡區(qū)部位有裂紋出現(xiàn)。并在焊接區(qū)域出現(xiàn)一定數(shù)量的雜質(zhì)，分析認(rèn)為施焊的Inconel600管材經(jīng)多次焊接后，母材接近焊接區(qū)域的材質(zhì)也發(fā)生了成分變化，導(dǎo)致焊接質(zhì)量下降。

金相觀察可見Inconel600與Co50兩種材料焊縫處裂紋主要起始于焊接區(qū)域的鑄態(tài)組織里，沿著粗大的樹枝晶晶界發(fā)生延展，熱影響區(qū)的Inconel600側(cè)邊緣晶粒粒度變大，而Co50側(cè)邊緣、Inconel600和Co50母材的晶粒粒度較為均勻。

綜上，對鈷基/鎳基異種鋼焊接時，在焊絲材料選擇上需進(jìn)行重新考慮，以匹配焊接性能較差的鎳基合金的焊絲材料，并且必須選用質(zhì)量穩(wěn)定合格的焊絲，焊接時需將熱影響區(qū)徹底清除后方可進(jìn)行施焊。

（2）焊縫理化檢測分析：據(jù)以上分析，主要對鈷基/鎳基異種鋼的焊接選用不同焊絲進(jìn)行了理化試驗(yàn)檢測。

共制作試驗(yàn)件6件，編號分別為1、2、3、4、5、6。6件均由同一焊接技師在相同工藝條件下焊接而成，經(jīng)RT檢測后，焊縫質(zhì)量均為Ⅰ級合格。最終，由檢驗(yàn)人員隨機(jī)選定3、4號進(jìn)行拉伸試驗(yàn)對比分析，5、6號進(jìn)行彎曲試驗(yàn)對比分析。

拉伸及彎曲試驗(yàn)數(shù)據(jù)見表2、表3。

表2 拉伸試驗(yàn)測試數(shù)據(jù)表

表3 彎曲試驗(yàn)結(jié)果

通過拉伸和彎曲試驗(yàn)結(jié)果表面明，采用ERNiCr-3焊絲的試件抗拉性能和抗彎曲性能均優(yōu)于采用Co50焊絲的試件。因此，在后續(xù)的焊接中應(yīng)改用性能更適合鎳基合金的鎳基材料焊絲，以保證焊接質(zhì)量，減緩裂紋產(chǎn)生的時間。

2.3.3 工藝改進(jìn)

經(jīng)過數(shù)值分析及試驗(yàn)分析后，表明目前鈷基/鎳基合金的焊接工藝存在不合理之處。其中，焊絲的選取應(yīng)盡量選擇匹配鎳基合金的材料。同時，為加強(qiáng)焊接區(qū)域溫度場和應(yīng)力場的均勻，應(yīng)減小焊接電流和焊接速度，同時須保證管壁完全焊透。

鑒于此，本文在焊接工藝方面進(jìn)行了改進(jìn)。經(jīng)新焊接工藝施焊后的工藝燒嘴上爐使用后未出現(xiàn)外噴頭與盤管開裂現(xiàn)象。

3 結(jié)論

本文分析研究了影響氣化爐長周期運(yùn)行的工藝燒嘴的失效因素，根據(jù)分析結(jié)果對工藝燒嘴進(jìn)行了創(chuàng)新改造；利用有限元分析，模擬了鎳基/鈷基異種鋼焊接的溫度場和應(yīng)力場，并根據(jù)實(shí)際使用效果對焊絲的選擇進(jìn)行了金相和理化分析，根據(jù)分析結(jié)果對當(dāng)前鈷基/鎳基焊接工藝進(jìn)行了改進(jìn)。

經(jīng)過對工藝燒嘴失效原因分析后，對工藝燒嘴外噴頭水腔結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)、對中噴頭進(jìn)行耐磨技術(shù)處理、對外噴頭與盤管異種鋼采取新焊接工藝施焊，創(chuàng)新改造后的燒嘴上爐進(jìn)行實(shí)際運(yùn)行驗(yàn)證，取得了良好的效果。改進(jìn)后工藝燒嘴平均單周期連續(xù)運(yùn)行達(dá)90天以上，最長超過100天。