某公司的2台35t/h循环流化床锅炉自1998年12月投运以来，已累计运行32909h和32312h，各项指标均达到设计要求。但旋风分离器磨损严重，先后更换3次中心筒和出口转向室，并对筒体耐磨可塑料进行2次修补，费时费力又耗财，给正常的生产经营带来较大的不良影响。

本文分析了这2台35t/h 循环流化床锅炉旋风分离器（含筒体、中心筒、出口转向室）的磨损原因，先后采取了更换分离器材质以及“龟甲网＋纯刚玉耐磨耐火可塑料”，取得了良好的效果。

 

35t/h循环流化床锅炉采用中温分离技术，2个旋风分离器左右对称布置在水平烟道出口。分离器采用下出灰、上排气方式，分离后的烟气通过布置在分离器上部的连接烟道引出，进入省煤器上部烟道。分离器与回料器之间设有储灰仓，储灰仓的灰通过回料装置送入炉膛循环燃烧。

该直径较小，分离效率较高，可提高锅炉燃烧效率；设计入口烟温为567℃，回料温度远低于煤着火温度，不存在分离器内燃烧结焦等问题，利于锅炉安全、连续运行。分离器结构简图见图1。

分离器入口截面为1950mm×340mm，设计烟速25.0m/s，用12mm厚的12Cr1MoV钢板制成，入口处、四周及顶部焊有60mm长的φ6销钉（密度174 mm×174mm），敷设70mm厚的耐磨可塑料。筒体通流部分直径φ1620mm。

1—分离器锥体  

2—分离器筒体

3—入口膨胀节

4—中心筒

5—出口膨胀节

6—出口转向室

 

 

 

 

 

图1  旋风分离器结构简图

 

中心筒直径800mm，长度1887mm，厚度12mm，材质12Cr1MoV，额定工况下中心筒内的设计烟速为35.0m/s。

出口转向室用12mm厚的12Cr1MoV钢板制成，出口截面为1288 mm×898 mm，设计出口烟速为14.3m/s。

 

1999年9月，发现1^#炉（已累计运行5538h）分离器漏灰，停炉检查发现左侧中心筒法兰处被磨穿1个长152mm、宽12mm的口子，右侧中心筒相同部位有1个长93mm、宽8mm的口子；左、右侧转向室法兰处则磨有128mm×9 mm、86mm×7mm的口子；其他部位也有磨损痕迹。检修时，在磨穿部位外部加焊10mm厚的钢板。

2000年2月春节检修时，两台炉（分别累计运行8233h、8119h）的中心筒和转向室磨损严重，其中1^#炉左侧中心筒法兰处被磨穿1个长862 mm、宽42mm的口子，中部被磨穿3个372mm×24mm、165mm×13mm、146mm×11mm的口子（见图2）；右侧中心筒相同部位则分别有356mm×22 mm和170mm×12mm、126mm×9mm的口子；中心筒还有许多深3～6mm的冲蚀点，局部冲蚀点已经连接成片。1^#炉左、右侧转向室法兰处被磨穿一个736mm×41mm、650mm×27mm的口子。分离器入口处、迎流面等局部磨损严重，可塑料表层部分脱落。2^#炉磨损情况类似。因此只能更换全部中心筒和转向室，并对可塑料脱落部分进行修补。

图2  中心筒磨损情况

 

从中心筒和转向室的磨损情况可以清楚地看出，被磨损部位都是由内侧往外壁磨的，同时烟气流冲蚀轨迹清晰可见（见图3）。

图3  中心筒冲蚀情况

 

结合循环流化床锅炉的燃烧机理^[1]，根据磨损情况可以判断，分离器的磨损是受到含尘烟气的高速撞击和冲刷而造成的，即是一种冲蚀磨损。对于循环流化床锅炉而言，冲蚀磨损的影响因素主要有粒子速度、粒子浓度、粒子颗粒度、环境温度、材料性能及冲蚀时间等。根据有关试验得出经验公式：ε∝υ³d²p/2g，即：磨损率ε与粒子浓度p成正比关系，与粒子颗粒度d成二次方关系，与粒子速度υ成三次方关系^[2]。

由于影响分离器磨损的因素较多，其中部分因素是实际运行中产生的，简要分析如下：

入炉煤细粉所占比例过大，小于1mm的颗粒重量百分比达到47.44%（表1），远高于设计值（30%）；并且无烟煤煤质脆、强度低，煤粒在挥发份析出阶段破碎和燃烧过程磨损、挤压产生大量细粉，提高了分离器入口的飞灰浓度，增大磨损速度。

粒径范围 /mm	>8	8～3	3～1	1～0.6	0.6～0.28	<0.28
重量百分比/%	10.82	22.05	19.69	9.43	13.36	24.65

组分	Var /%	War /%	Aar /%	Car /%	Qar net /KJ·Kg－1
设计煤种	3.69	12.73	15.35	68.56	22390
实际燃用煤种	3.58	8.00	26.91	61.51	20720

理论上讲，当调整好回料装置的回料风、松动风并建立正常的灰循环后，循环灰量应随锅炉负荷的变化具有自平衡特性。但实际运行中，由于燃用煤种灰分含量高于设计值（如表2），分离器收集的灰量无法全部返回炉膛再燃烧（否则床温无法维持或过热蒸汽超温），就会出现积灰现象；同时，缺乏有效的料位监测仪器，不能确切掌握灰位而进行排灰，多余的灰就在分离器下部聚积，达到一定高度，就直接从中心筒排到尾部烟道，造成中心筒和转向室的严重磨损（每次停炉检查，灰位达到分离器锥体人孔门处）。

 

根据文献[1]，小直径旋风分离器对100μm左右的粒子应有较高的分离效率。但从表3和表4看出，电除尘灰中d＞98μm的粒子所占比例达到87.99%，而回料灰中d＜125μm的粒子仅为24.02%。分离器对98μm＜d≤121μm的粒子分离效率较低，不仅造成飞灰可燃物含量偏高，降低了锅炉运行效率；而且提高了分离器后的飞灰浓度，加剧中心筒和转向室的磨损。

粒径范围 /mm	所占百分率 /%/
	改造前	改造后	差值
>0.121	28.62	15.81	－12.81
0.121～0.098	59.37	22.69	－36.68
0.098～0.053	8.36	56.94	＋48.58
< 0.053	3.65	4.56	＋0.91

 

粒径范围 /mm	所占百分率 /%
	改造前	改造后	差值
>0.60	0.60	0.15	－0.45
0.60～0.28	33.21	7.26	－25.95
0.28～0.125	42.17	36.48	－5.69
< 0.125	24.02	56.11	＋32.09

 

我厂以供热为主、热电联产，热负荷波动大，锅炉负荷频繁变化。低负荷（Q＜25t/h＝运行时，床温较低，分离下来的灰无法全部返回炉膛，最终经中心筒排出；超负荷（Q＞40t/h）运行时，风量增加到50000 m³/h以上（一、二次风之和），运行烟速比设计值提高28%以上，这些均加剧中心筒和转向室的磨损。

 

锅炉厂在设计时，低估了旋风分离器恶劣的工作环境，没有充分考虑中心筒和出口转向室的磨损问题（其内壁没有衬任何耐磨材料），使高速的含尘烟气直接冲刷、撞击金属元件而造成严重磨损。

 

2000年11月， 新换的12Cr1MoV钢板（δ=12mm）制成的中心筒和出口转向室运行仅9个月（分别累计运行6310h、6231h），又发现锅炉漏灰，停炉检查发现中心筒和出口转向室局部已被磨穿，部位和磨损情况与2000年2月基本一致（如图4）。

图4  转向室磨损情况

为此，公司耗资十几万元，采用12mm厚的310S（0Cr25Ni20Si2）耐磨耐热不锈钢替代12Cr1MoV，更换中心筒和出口转向室，并对筒体耐磨可塑料进行修补。

 

2001年11月，310S不锈钢制成的中心筒和转向室分别累计运行6270h、6425h，又被磨穿，磨损情况与2000年2月相似。

公司技术管理人员在充分调研的基础上，借鉴其他锅炉的成功经验，采用“龟甲网＋纯刚玉耐磨耐火可塑料”对分离器进行技术改造：

1      打掉分离器入口处、筒体内壁敷设的耐磨可塑料表面层，露出销钉，在销钉上焊接规格为20×2的龟甲网，再敷设一层厚度为25mm的纯刚玉耐磨耐火可塑料；

2      对中心筒和出口转向室磨穿部位进行修补，然后在其内壁焊接龟甲网，再敷设23mm厚的纯刚玉耐磨耐火可塑料（中心筒和转向室金属部分仅起支架作用）；

3      为减小烟速增大对分离器出口连接烟道造成的磨损，对其也采用“龟甲网＋纯刚玉耐磨耐火可塑料”处理。

施工时，首先将龟甲网平整焊接，龟甲网上的金属销钉进行圈焊，焊渣及杂物清除干净，才能敷设可塑料。严格按生产厂家提供的施工工艺，将可塑料、添加剂、磷酸铝胶水按比例混合后，在搅拌机内充分搅拌至料色均一、手捏成团且不粘手后方可出料，然后将拌好的可塑料倒入龟甲网中，并及时用加橡皮垫的木锤沿同一方向或呈放射状方向捣打3～5遍至实。敷设时，注意可塑料的施工厚度以盖过龟甲网5mm为宜，过薄起不到防磨作用，太厚则容易脱落，必须按照规定厚度一次性布料，切忌在平行于工作面的方向上出现分层施工现象。

	项      目		数值
	容      重    /kg·m-3		2800
	耐  火  度        /℃		≥1790
	线变化率（1093℃） /%		—0.2
	抗压强度	815℃  /MPa	90
		1093℃  /MPa	110
	抗折强度	815℃  /MPa	15.3
		1093℃  /MPa	16.6
	导热系数     /W（m·K）		1.8
	抗磨损性（ASTMC-704）/CC		≤8
	工作温度             /℃		400～1500
	显气孔率（1000℃×3h）/%		≤21
	抗热震性（1100℃风冷，急冷急热次数）    /次		＞40

 

由于浇注1层耐磨耐火可塑料，使旋风分离器进口截面缩小为1920mm×310mm，额定工况下进口烟速增至27.8 m/s，增加了11.1%；中心筒内径减为φ730 mm，通流面积减小11.50%，烟速增加到39.6m/s，增加13.0%；转向室出口截面缩为1242mm×852mm，烟速增加到15.6m/s，增加9.3%。

由于分离器通流面积减少，提高了分离器进、出口烟气速度，增大了分离器本体的阻力。在同等负荷下，引风机的电流也有所增加。

通过表3和表4可知，电除尘飞灰中d＞98μm的粒子含量由87.99%降低到38.50%，降低了49.49%；回料灰中d＜125μm的粒子含量由24.02%增加到56.11%，增加了32.09%。这表明，旋风分离器效率有所提高，降低了分离器后的飞灰浓度和颗粒度，从而减小了分离器的磨损率。

2004年1月，对1^#、2^#锅炉旋风分离器（累计运行12096h、11512h）进行检查，除分离器入口、迎流面和中心筒法兰处等处有小面积脱落、磨损外，大部分耐磨耐火可塑料表面仍基本完好，没有明显的磨损痕迹（见图5）。这表明，虽然烟气速度有所增大，但由于分离效率的提高，使飞灰浓度和颗粒度均大幅度降低，并且纯刚玉耐磨耐火可塑料的耐磨性能远远好于12Cr1MoV钢和310S耐磨耐热不锈钢，更能承受分离器剧烈的磨损。

图5  中心筒磨损情况（改造后）

由于分离效率的提高，电除尘飞灰d＞98μm的粒子含量大幅度降低，使大量的细颗粒参加循环燃烧，提高了燃烬度，使飞灰可燃物含量降低了2%～5%，机械未完全燃烧损失（q₄）降低了1.08～2.58个百分点（渣灰比按40：60计算），锅炉运行热效率相应得到了提高。

 

运行实践证明，纯刚玉耐磨耐火可塑料的耐磨性能（表5）远远好于12Cr1MoV钢和310S耐磨耐热不锈钢，更能承受分离器剧烈的磨损。

若锅炉平均效率提高1.50%，按年运行5000h计算，每年可节约标煤350t，折合人民币12万元。

根据目前的磨损情况，改造后的分离器运行周期可以达到3年，并且可以对磨损严重的部分进行修补，以延长其寿命。每个周期可以节约维护费用25万元以上，并大大减低了检修人员的劳动强度。

本次改造从材料性能着手，使分离器磨损率降低，达到预期的目的。但是没有解决入炉煤细粉多、回料装置料位、负荷波动等问题。

 

[1] 岑可法，倪明江，等.循环流化床锅炉理论设计与运行.北京:中国电力出版社,1998.

[2]姚佰洪，林观振.HMS高耐磨砖在循环流化床锅炉上的应用.福建热能动力，2000（12）.

 

吴剑恒（1975～），男，工程师，1997年毕业于中国矿业大学机电学院，获工学学士学位，主要从事电厂生产运行和技术管理工作。

庄松田（1975～），男，大专毕业，主要从事电厂锅炉管理与检修工作。

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